WWW.BOOK.LIB-I.RU
БЕСПЛАТНАЯ  ИНТЕРНЕТ  БИБЛИОТЕКА - Электронные ресурсы
 

Pages:     | 1 | 2 || 4 |

«НЕФТЬ. Нефть и газ NEFT’. Нефть и газ Содержание Content Геология, поиски и разведка месторождений нефти и газа Geology, prospecting and ...»

-- [ Страница 3 ] --

11. Баутин С. П., Баутин К. В., Макаров В. Н. Экспериментальное подтверждение возможности создания потока воздуха, закрученного силой Кориолиса // Вестник УрГУПС. – 2013. № 2 (18). – С. 27-33.

12. Баутин С. П., Обухов А. Г. Одно точное стационарное решение системы уравнений газовой динамики // Известия вузов. Нефть и газ. 2013. № 4. С. 81-86.

13. Баутин С. П., Обухов А. Г. Об одном виде краевых условий при расчете трехмерных нестационарных течений сжимаемого вязкого теплопроводного газа // Известия вузов. Нефть и газ. 2013. № 5. – С. 55-63.

14. Баутин С. П., Крутова И. Ю., Обухов А. Г., Баутин К. В. Разрушительные атмосферные вихри: теоремы, расчеты, эксперименты. Новосибирск: Наука; Екатеринбург: Изд-во УрГУПС, 2013. 215 с.

15. Абдубакова Л. В., Обухов А. Г. Численный расчет скоростных характеристик трехмерного восходящего закрученного потока газа // Известия высших учебных заведений. Нефть и газ. – 2014. № 3. – С. 88-94.

16. Обухов А. Г., Абдубакова Л. В. Численный расчет термодинамических характеристик трехмерного восходящего закрученного потока газа // Вестник Тюменского государственного университета. Физикоматематические науки. Информатика. 2014. № 7. С. 157-165.

17. Абдубакова Л. В., Обухов А. Г. Численный расчет термодинамических параметров закрученного потока газа, инициированного холодным вертикальным продувом // Известия вузов. Нефть и газ. 2014. № 5 С. 57-62.

18. Абдубакова Л. В., Обухов А. Г. Расчет плотности, температуры и давления трехмерного восходящего закрученного потока газа при вертикальном продуве // Нефтегазовое дело. – 2014. – Т. 12. – № 3. – С. 116-122.

Сведения об авторах Information about the authors Баутин Сергей Петрович, д. физ.-мат. н., профес- Bautin S. P., Doctor of Physics and Mathematics, proсор кафедры «Прикладная математика», Уральский fessor of the chair «Applied Mathematics», the Ural State государственный университет путей сообщений, University of Communication Lines, phone: 89122221223, г. Екатеринбург, тел. 89122221223, e-mail: SBau- e-mail: SBautin@usurt.ru tin@usurt.ru Обухов Александр Геннадьевич, д. физ.-мат. н., Obukhov A. G., Doctor of Physics and Mathematics, профессор кафедры «Высшая математика», Тюменский professor of the chair «Higher Mathematics», Tyumen State государственный нефтегазовый университет, г. Тю- Oil and Gas University, phone: 89220014998, e-mail: aoмень, тел. 89220014998, e-mail: aobukhov@tsogu.ru bukhov@tsogu.ru ______________________________________________________________________________________________________

–  –  –

С. В. Вершинина, А. Э. Бранд, Н. А. Мостовая S. V. Vershinina, A. E. Brand, N. A. Mostovaya Тюменский государственный нефтегазовый университет, г. Тюмень, Институт технологии и бизнеса, г. Находка Ключевые слова: гидродинамическая кавитация; коррозия; высоковязкая нефть; пункт подогрева Key words: hydrodynamic cavitation; corrosion; heavy oil; crude oil heating В течение последних двух десятилетий наблюдается тенденция ухудшения качественного состояния сырьевой базы нефтяной промышленности, что связано в основном со значительной выработкой высокопродуктивных месторождений. В настоящее время Нефть и газ все большую роль в нефтяной отрасли играют запасы высоковязких нефтей, разработка которых является весьма перспективной вследствие особых реологических свойств.

По данным Счетной палаты РФ, ресурсная база балансовых запасов нефти России оценивается в 25,2 млрд т, из них запасы высоковязких нефтей составляют 7,2 млрд т, то есть 28,6 % от общероссийских. При этом 3,17 млрд т высоковязких нефтей РФ принадлежит территории Тюменской области, а основная часть их располагается в Ямало-Ненецком автономном округе [1].





Высокий ресурсный потенциал месторождений высоковязких нефтей обусловливает необходимость постоянного совершенствования технологий транспортировки, основным ограничением которого являются реологические свойства и, как следствие, малые скорости транспортировки и большие экономические затраты. Применяемые в настоящее время методы и средства по увеличению эффективности процесса транспортировки являются прежде всего зависимыми от экономических условий в стране в условиях экономической нестабильности.

Проведенный анализ показал, что экономическая эффективность системы транспортировки высоковязких нефтей в России характеризуется малой рентабельностью, и в связи с этим нефтяные компании ежегодно выделяют большие финансовые ресурсы на совершенствование процесса транспортировки и изменение реологических свойств высоковязких нефтей.

В настоящее время наиболее распространенными способами обработки сырья с целью достижения больших скоростей транспортировки являются:

термический нагрев; добавление присадок и разбавителей; применение электромагнитного излучения.

Термический нагрев — самый распространенный и эффективный, но одновременно и самый дорогостоящий метод обработки, осуществляемый с помощью подогревателей нефти. По данным АО «Транснефть — Сибирь», на всей протяженности магистрального нефтепровода «Заполярье — Пурпе» с планируемой пропускной способность 30 млн т будет построено восемь пунктов подогрева нефти с целью обработки северной высоковязкой нефти в условиях низких температур [2]. Для предварительного подогрева нефти в настоящее время используются печи трубчатые блочного типа (ПТБ-10), основные характеристики которых представлены в табл. 1.

Топливом для работы такой Таблица 1 печи является природный газ, с Паспортные данные печи учетом стоимости газа для круптрубчатой блочного типа (ПТБ-10) ных промышленных предприятий Ямало-Ненецкого автономного Параметр Величина округа и Тюменской области (в 900 м3/час Производительность по продукту среднем 2 848 руб./м3) ориентиТопливная мощность 4,2 ГДж/час ровочные потери на подогрев Рабочее давление До 6,4 МПа нефти на величину в 1 0С составТемпература нефти на выходе из печи не выше 70 С ляют 280 000 рублей в год при Потребляемое топливо Природный газ объеме перекачки в 1 млн т [3–4].

Количество горелок 4 шт. КС-400 КПД, % 71 В течение года затраты с планиТепловые потери при эксплуатации, % 8 руемой пропускной способностью на подогрев составят 252 млн рублей без учета поддержания температуры по длине нефтепровода. Исходя из сказанного, применение более энергоемких и энергоресурсосберегающих технологий транспортировки является крайне необходимым и актуальным.

По мнению отечественных специалистов, таких как Промтов М. А., Ершов М. А., Федоткин П. М., а также зарубежных специалистов Хэммит Ф, Дейли Дж. из американского сообщества инженеров-механиков и компаний Schlumberger и Halliburton наиболее перспективным методом является гидродинамическая кавитационная обработка. К положительным характеристикам процесса можно отнести: эффективность, экономичность и возможность использовать внутренние резервы вещества с целью изменения реологических свойств нефти (структурная вязкость, температура застывания, напряжения сдвига и др.). Явление кавитации возникает в момент понижения давления жидкости к давлению насыщенных паров жидкости. При близких значениях в жидкости наблюдается обильное выделение пузырьков (каверн), заполненных раствоНефть и газ ренным газом [5]. Схлопывание каверны характеризуется резкими скачками температуры и давления, в результате которых происходит распространение энергетической волны, которая разрушает близлежащие углеродистые цепочки и молекулярные соединения, и локальный нагрев. Количество пузырьков может варьироваться от 104 до 106 в одном м3. В условиях гидродинамической кавитации явление наблюдается в местах сужения и расширения каналов.

С целью повышения эффективности обработки нефти и уменьшения экономической нагрузки нефтяных компаний авторами разработан метод по уменьшению вязкости нефти и повышению начальной температуры транспортируемой нефти. Метод заключается в применении кавитационной обработки нефти за счет изменения сечения технологического трубопровода на подводе к непосредственной печи трубчатой блочной и применении щелевых цилиндров (рис. 1).

–  –  –

На рис. 2 смоделирован процесс гидродинамической кавитации в трубе Вентури за счет изменения сечения трубопровода с помощью программного комплекса ANSYS/FLUENT. Полученные данные и зависимости были учтены при проведении лабораторных испытаний.

Рис. 2. Распределение температурного поля при кавитации:

зона 1 — зона предварительного нагрева; зона 2 — зона холодного кипения, зона 3 — зона стабилизации потока и температурного поля

–  –  –

За счет локального изменения давления и, вследствие этого, создания условий для кавитации и разрыва жидкостной сплошности выделяется энергия, эквивалентная изменению температуры нефти при средней плотности 940 кг/м3 и вязкости 120 мПа с на 2–3 0С. Компьютерная и реальная модель показали сходимость на 94,6 %. В связи с возможностью изменения начальной температуры подогрева нефти меняются и экономические затраты [6].

Нефть и газ Рис. 4. Зависимость восстановления динамической вязкости от времени релаксации Выводы исследования и перспективы дальнейших изысканий данного направления.

Проведенный авторами анализ и расчеты показывают, что метод кавитационной обработки является эффективным альтернативным методом обработки высоковязкой нефти.

Экономическая целесообразность и эффективность применения комплексной обработки нефти заключается в следующем:

при кавитационной обработке повышается начальная температура подогрева высоковязкой нефти на 2–3 0С;

при комплексном методе уменьшается вязкость нефти, что в свою очередь приведет к уменьшению затраченной мощности подогревателей и расхода топлива;

улучшаются реологические свойства нефти за счет разрыва углеродистых связей, что позитивно скажется на дальнейшей транспортировке и переработке нефти, позволив увеличить выход легколетучих фракций при атмосферной перегонке.

Список литературы

1. Трясцин Р. А. Разработка технологии транспорта высоковязких нефтей с месторождений Крайнего Севера Тюменской области // Материалы VI научно-технической конференции молодежи ОАО «АК «Транснефть» «Проблемы трубопроводного транспорта нефти». – Тюмень: Феликс, 2005. – С. 8-11.

2. АО «Транснефть — Сибирь». – М., 1994–2015. [Электронный ресурс]. – Режим доступа:

http://sibnefteprovod.transneft.ru/press/news/?id=13931. (Дата обращения: 12.03.2015).

3. «Об утверждении оптовых цен на газ, используемых в качестве предельных минимальных и предельных максимальных уровней оптовых цен на газ, добываемый ОАО «Газпром» и его аффилированными лицами». Приказ

Федеральной службы по тарифам от 26 сентября 2013 г. N 177-э/2 // [Электронный ресурс]. СПС Консультант Плюс:

Версия Проф.

4. «Neftegaz.RU». – М., 2000-2015. [Электронный ресурс]. – Режим доступа: http://neftegaz.ru/news/view/131972 (Дата обращения: 12.03.2015).

5. Vengerov A. A. Oil cavitation treatment to prevent formation of paraffin deposits / A. A. Vengerov, A. E. Brand // Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири. Сибресурс 2014: материалы XV межд. науч.-практ. конф. – Кемерово: КГТУ им. Т. Ф. Горбачева, 2014. – С. 36-37.

6. Тарасенко М. А. Уменьшение вязкости нефти методом гидродинамической кавитации / М. А. Тарасенко, А.

Э. Бранд // Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири. Сибресурс 2014: материалы XV межд. науч.-практ. конф.

– Кемерово: КГТУ им. Т. Ф. Горбачева, 2014. – С. 44-45.

7. Пономарева Т. Г. Проявление сверханомалии и вязкости на кривых течения высокозастывающих нефтей и их смесей / Т. Г. Пономарева, А. Э. Бранд // Природные и интеллектуальные ресурсы Сибири. Сибресурс 2014: материалы XV межд. науч.-практ. конф. – Кемерово: КГТУ им. Т. Ф. Горбачева, 2014. – С. 42-43

8. Stashkovskaya, N. V. Pipelines of innovation and prosperity / N. V. Stashkovskaya, A. E. Brand // Проблемы функционирования систем транспорта: материалы всерос. науч.-практ. конф. – Тюмень: ТюмГНГУ, 2013. – С. 25-29 Сведения об авторах Information about the authors Вершинина Светлана Валерьевна, к. э. н., доцент Vershinina S. V., Candidate of Science in Economics, кафедры «Экономика, организация и управление associate professor of the chair «Economics, organization производством», Тюменский государственный and management of production», Tyumen State Oil and Gas нефтегазовый университет, г. Тюмень, тел. University, phone: 89220426385, e-mail: sversh1978@yandex.ru 89220426385, e-mail: sversh1978@yandex.ru Бранд Альберт Эдуардович, студент кафедры Brand A. E., student of the chair «Transport of hydroТранспорт углеводородных ресурсов», Тюменский carbon resources», Tyumen State Oil and Gas University, государственный нефтегазовый университет, г. Тюмень, phone: 89220049327, e-mail: Allbert-@mail.ru тел. 89220049327, e-mail: Allbert-@mail.ru Мостовая Наталья Александровна, студентка Mostovaya N. A., student of the chair «Finance and кафедры «Финансы и кредит», Институт технологии и credit», Institute of Technologies and Business, Nakhodka, бизнеса, г. Находка, тел. 89242572709, e-mail: phone: 89242572709, e-mail: www.rikmail.ru@mail.ru www.rikmail.ru@mail.ru

–  –  –

И. Ф. Хафизов, О. Д. Халикова, А. С. Килинбаева, Р. Р. Каримов I. F. Hafizov, O. D. Khalikova, A. S. Kilinbaeva, R. R. Karimov Уфимский государственный нефтяной технический университет», г. Уфа Ключевые слова: магистральный нефтепровод; кавитация; кавитационно-вихревое воздействие;

коррозия; скорость коррозии; ингибитор коррозии Key words: main oil pipeline; cavitation; vortex impact; corrosion; corrosion rate; corrosion inhibitor В настоящее время на территории России эксплуатируется 350 тыс. км промысловых трубопроводов. Ежегодно на нефтепромысловых трубопроводах происходит около 50–70 тыс. отказов. 90 % отказов являются следствием коррозионных повреждений. Из общего числа аварий 50–55 % приходится на долю систем нефтесбора и 30–35 % — на долю коммуникаций поддержания пластового давления. 42 % труб не выдерживают пятилетней эксплуатации, а 17 % — даже двух лет. На ежегодную замену нефтепромысловых сетей расходуется 7–8 тыс. км труб или 400–500 тыс. т стали [1].

Наиболее прогрессивный способ перемещения и транспортировки нефти на большие расстояния — по трубопроводам. Трубопроводы обеспечивают ритмичную поставку нефтепродуктов потребителю независимо от географических, климатических и других условий. В настоящее время на трубопроводы приходится 90 % всей транспортировки нефтей, а количество транспортируемых по трубам нефтепродуктов составляет только 31 %.

Большую пожарную опасность представляют магистральные нефтепродуктопроводы. При авариях на магистральных трубопроводах транспортируемая по ним нефть или нефтепродукты могут растекаться на значительные расстояния. Выделяющиеся при этом пары, распространяясь по окружающей территории, могут воспламениться и привести к пожару. Серьезную опасность представляют работы по ликвидации аварий на трассах магистральных нефтепродуктопроводов. Источниками воспламенения в этом случае могут быть проведение ремонтных сварочных работ, курение, применение открытого огня, подъезд на транспорте с двигателями внутреннего сгорания непосредственно к месту розлива нефтепродуктов, использование искрообразующего инструмента и др. [2].

Применение ингибиторов коррозии для магистральных нефтепроводов. Ингибиторы коррозии — это наиболее технологичный и эффективный способ борьбы с коррозией нефтедобывающего оборудования, в связи с этим они нашли широкое применение в нефтяной и газовой промышленности.

Ингибиторами коррозии (ИК) называют химические соединения, которые, присутствуя в коррозионной системе в достаточной концентрации, уменьшают скорость коррозии без значительного изменения концентрации любого коррозионного реагента.

Ингибиторами коррозии могут быть и композиции химических соединений. Содержание ингибиторов в коррозионной среде должно быть небольшим.

Действие ингибиторов коррозии обусловлено изменением состояния поверхности металла вследствие адсорбции ингибитора или образования с катионами металла труднорастворимых соединений. Защитные слои, создаваемые ингибиторами коррозии, всегда тоньше наносимых покрытий. Ингибиторы коррозии могут действовать двумя путями: уменьшать площадь активной поверхности или изменять энергию активации коррозионного процесса.

Ингибиторы для защиты от коррозии используются в нефтегазовой отрасли с 1940х годов. Ингибиторы чаще всего выражаются в частях на миллион: обычно от 15 до 50 граммов на тонну жидкости. Системы промысловых трубопроводов похожи на ветви дерева: они расходятся в разных направлениях из одной точки. Поэтому добавление ингибитора на входе в трубопровод позволяет защитить его по всей длине на расстоянии до нескольких сотен километров. На рис. 1 видно как влияет добавление ингибитора коррозии на внутреннюю поверхность труб [3, 4].

Нефть и газ Рис. 1. Влияние ингибитора коррозии на внутреннюю поверхность труб К сожалению, анализируя рынок сырьевой продукции, достаточно сложно подсчитать общие объемы производства данных химических веществ, необходимых для приготовления ингибиторов коррозии. В настоящее время используется 15–17 тыс. азотсодержащих соединений (различных аминов, имидозалинов) и 3 тыс. фосфоросодержащих соединений. За последние годы сильного роста производства данных веществ не наблюдалось, и производство оставалось на уровне 5–7 % в год.

В настоящее время в России существует несколько компаний, производящих сырье:

ОАО «Нижнекамскнефтехим», ОАО «Казаньоргсинтез», ОАО «Синтез-ОКА», ОАО «Уралхимпласт», ЗАО «Каустик», ОАО «Химпром». Как отмечают специалисты данных компаний, очень часто в состав ингибиторов коррозии входят отходы химической и нефтехимической промышленности.

Технология производства (синтеза) ингибиторов коррозии достаточно проста. У каждой конкретной марки есть рецептура, то есть процентное содержание каждого компонента в смеси. По технологии все компоненты смешиваются вместе с растворителем в реакторе с мешалкой. Основные сложности возникают с разработкой более эффективных и более экономичных ингибиторов коррозии.

Влияние кавитации на скорость коррозии. Для повышения степени защиты ингибитора коррозии были проведены исследования с применением кавитационновихревых воздействий. Что же такое кавитация и как она работает?

Явление кавитации известно в науке и технике уже больше сотни лет. Кавитация — образование в жидкости полостей (кавитационных пузырьков или каверн), заполненных газом, паром или их смесью. Кавитация возникает в результате местного понижения давления в жидкости, которое может происходить либо при увеличении ее скорости (гидродинамическая кавитация), либо при прохождении акустической волны большой интенсивности во время полупериода разрежения (акустическая кавитация), существуют и другие причины возникновения данного эффекта. Перемещаясь с потоком в область с более высоким давлением или во время полупериода сжатия, кавитационный пузырек захлопывается, излучая при этом энергию ударной волны. Необходимо подчеркнуть, что кавитация в основном образуется на кромке срыва при переходе ламинарного течения жидкости, или их смесей, в турбулентное течение.

Хотя кавитация и нежелательна во многих случаях, существуют исключения ее полезного применения. В промышленности кавитация часто используется для гомогенизирования (смешивания) и отсадки взвешенных частиц в коллоидном жидкостном составе.

Кавитация способствует эмульгированию обычно не смешиваемых продуктов (например, мазут — вода), для интенсификации химических реакций в десятки раз, стерилизации обрабатываемой жидкости, для измельчения (диспергирования) до микронного уровня твердых частиц в жидкости, для гомогенизации обрабатываемого продукта и др. [5].

Методика испытаний и расчета степени защиты ингибитора. Исследование ингибитора коррозии ИТПС проводилось гравиметрическим методом при дозировке 50 мг/л. Данный метод заключается в определении потери массы металлических образцов за время их пребывания в ингибированной и неингибированной испытуемых средах с последующей оценкой защитной способности ингибитора по изменению скорости коррозии. Коррозионные испытания проводили на образцах стальных пластин (ст. 3) в ячейках объемом 500 мл при комнатной температуре в течение 6 часов. В качестве испытуемой среды была использована пластовая вода, приготовленная по ГОСТ 9.506-87.

Нефть и газ Подготовка образцов к испытанию.

1) Поверхность образца шлифуется наждачной бумагой (нулевка) и обезжиривается ацетоном.

2) Для активации поверхности образца перед испытанием его погружают на 1 мин. в раствор 15 %-ной соляной кислоты и 30 сек. нейтрализуют в содовом растворе, затем тщательно промывают проточной и дистиллированной водой, высушивают фильтровальной бумагой, упаковывают в нее, выдерживают в эксикаторе с влагопоглотителем в течение 1 часа и взвешивают на аналитических весах с погрешностью не более 0,0001 г.

Проведение испытания.

1. 1 %-ный раствор ингибитора коррозии ИТПС перед введением в испытуемую среду подвергли кавитационному воздействию. После чего раствор стал более однородным и равномерно окрашенным.

2. В исследуемую среду дозируют необходимое количество 1 %-ного раствора ингибитора коррозии ИТПС. Подготовленные образцы помещают в испытуемую среду и выдерживают в течение 6 часов. Время испытаний отсчитывают с момента помещения образцов в испытуемую среду.

3. Вместе с тем с периодичностью 15, 30 и 45 мин. проводят обработку испытуемой среды с ингибитором и образцами генератором ультразвуковой кавитации – 4 раза.

Сразу после испытаний образцы подвергают визуальному осмотру.

Для определения потери массы образцов их поверхность должна быть очищена в следующей последовательности: коррозионный налет удаляют ластиком; образцы промывают водопроводной и дистиллированной водой, высушивают фильтровальной бумагой, обезжиривают ацетоном, упаковывают в фильтровальную бумагу, выдерживают в эксикаторе с влагопоглотителем в течение 1 ч и взвешивают на аналитических весах [4, 6, 7].

Вычисление площади образцов по формуле Скорость коррозии (Vк) в гм-2ч-1 вычисляют по формуле где m1 — масса образца до испытания, г; m2 – масса образца после испытания, г;

S — площадь поверхности образца, м2; — время испытания, ч.

Степень защиты (Z) в процентах вычисляют по формуле где Vк0 — скорость коррозии образцов в неингибированной среде, гм-2ч-1; Vк1 — скорость коррозии образцов в ингибированной среде, гм-2ч-1.

Результаты испытаний приведены в таблице и на рис. 2.

–  –  –

Таким образом, использование генератора кавитации способствует равномерному перемешиванию ингибиторов коррозии до введения их в испытуемую среду.

Кавитация снижает эффективность ингибитора коррозии из-за разрушения химических связей.

Список литературы

1. Электронный ресурс. – Режим доступа: http://himipex.com/metall-corrosie-info-theorie

2. Ибрагимов Н. Г., Хафизов А. Р., Шайдаков В. В. Осложнения в нефтедобыче. – Уфа: Монография, 2003. – 302 с.

3. ISO 8044:1999 Коррозия металлов и сплавов. Общие термины и определения

4. Хафизов Ф. Ш., Хафизов И. Ф., Килинбаева А. С., Халикова О. Д. Оценка ингибирующей способности ингибитора на основе имидазолина // Известия вузов. Нефть и газ. – 2015. – № 1. – С. 67-69.

5. Применение кавитационно-вихревого эффекта в аппарате абсорбции сернистых соединений из нефти / Ф. Ш.

Хафизов [и др.] // Известия вузов. Нефть и газ. – 2012. – № 4. – С. 74-78.

6. ГОСТ 9.506-87 Ингибиторы коррозии металлов в водно-нефтяных средах. Методы определения защитной способности. – М.: Госстандарт СССР, 1987. – 16 с.

7. Исследование реагента «ПСМ-1» в качестве ингибитора коррозии / И. Ф. Хафизов, О. Д. Халикова, В. Д. Халиков. (Экология и промышленная безопасность) // Нефтепереработка и нефтехимия. Научно-технические достижения и передовой опыт. – 2014. – № 6. – С. 46-48 Сведения об авторах Information about the authors Хафизов Ильдар Фанилевич, к. т. н., доцент ка- Khafizov I. F. Candidate of Science in Engineering, asфедры «Пожарная и промышленная безопасность», sociate professor of the chair «Fire and industrial safety»,

Уфимский государственный нефтяной технический Ufa State Petroleum Engineering University, phone:

университет, г. Уфа, тел. 8(347)2431813, е-mail: 8(347)2431813, e-mail: ildar.hafizov@mail.ru ildar.hafizov@mail.ru Килинбаева Анжелика Станиславовна, магист- Kilinbaeva A. S., postgraduate of the chair «Fire and рант кафедры «Пожарная и промышленная безопас- industrial safety», Ufa State Petroleum Engineering Univerность», Уфимский государственный нефтяной техниче- sity, phone: 8(347)2431813 ский университет, г. Уфа, тел. 8(347)2431813 Халикова Олеся Данисовна, аспирант кафедры Khalikova O. D., postgraduate of the chair «Fire and «Пожарная и промышленная безопасность», Уфимский industrial safety», Ufa State Petroleum Engineering Univerгосударственный нефтяной технический университет, г. sity, phone: 8(347)2431813 Уфа, тел. 8(347)2431813, e-mail: himeolesya@ yandex.ru Каримов Расуль Равилевич, аспирант кафедры Karimov R. R., postgraduate of the chair «Fire and inПожарная и промышленная безопасность», Уфимский dustrial safety», Ufa State Petroleum Technical University, государственный нефтяной технический университет, phone: 8(347)2431813 г. Уфа, тел. 8(347)2431813

Нефть и газМашины, оборудованиеи обустройство промыслов

УДК 621.791.75 : 669.14.018.41

РАЗРАБОТКА НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ ПРОВОЛОК СПЛОШНОГО СЕЧЕНИЯ

И ЭФФЕКТИВНЫХ ТЕХНОЛОГИЙ СВАРКИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ СТАЛЕЙ ДЛЯ

ЭКСПЛУАТАЦИИ В УСЛОВИЯХ КРАЙНЕГО СЕВЕРА

DEVELOPMENT OF LOW-ALLOY SOLID SECTION WIRES AND EFFECTIVE

WELDING PRACTICES OF HIGH-RESISTANCE STEELS FOR OPERATIONS IN THE

EXTREME NORTH CONDITIONS

А. П. Барышников, Д. А. Кащенко, И. Г. Карпов, Р. В. Бишоков A. P. Baryshnikov, D. A. Kaschenko, I. G. Karpov, R. V. Bishokov Центральный научно-исследовательский институт конструкционных материалов «Прометей», г. Санкт-Петербург Ключевые слова: аргонодуговая сварка; редкоземельные металлы;

хладостойкие стали; высокопрочные стали Key words: argon-arc welding; rare-earth metals; cold-resistant steels; high–strength steels В сентябре 2014 года ОАО «НК «Роснефть» успешно завершило бурение самой северной в мире арктической скважины «Университетская-1», была обнаружена нефть на лицензионном участке Восточно-Приновоземельский-1 в Карском море. Карская морская нефтеносная провинция, по оценкам экспертов, по объему ресурсов превзойдет такие нефтегазоносные провинции, как Мексиканский залив, бразильский шельф, арктический шельф Аляски и Канады, и сравнима со всей текущей ресурсной базой Саудовской Аравии [1]. Карское море принадлежит к группе морей Сибирской Арктики.

Это одно из самых холодных морей России, температура воздуха, которая может быть на море, составляет от –40 до – 50 0С. Другой проблемой являются частые шторма, а большую часть года море покрыто льдами [2].

Для реализации проектов по освоению месторождений углеводородов в условиях Крайнего Севера необходимо создать новое поколение высокотехнологичных сварочных материалов и разработать инновационные технологии сварки объектов инженерной инфраструктуры из высокопрочных сталей типа АБ с повышенными характеристиками прочности и хладостойкости металла шва. Особо тяжело нагруженные конструкции могут выполняться из высокопрочных сталей с пределом текучести свыше 1 000 МПа таких марок, как АБ5А, АБ6А, АБ7А [3].

Традиционно для сварки высокопрочных сталей применяются различные способы, такие как ручная дуговая сварка покрытыми электродами, автоматическая и полуавтоматическая сварка в среде защитных газов. Особо ответственные сварные соединения из высокопрочных сталей выполняются аргонодуговым методом сварки — ручным, механизированным и автоматическим (в зависимости от условий сварки). Такая технология сварки имеет ряд значительных преимуществ: ультранизкое содержание диффузионноподвижного водорода в наплавленном металле, высокий уровень прочностных и вязкопластических характеристик металла шва, высокий уровень хладостойкости и сопротивления хрупкому разрушению металла шва по сравнению с другими способами сварки.

В настоящее время для аргонодуговой сварки высокопрочных сталей указанных марок используется сплошная сварочная проволока типа 07ХН3МД, разработанная в 70–80-х гг. прошлого столетия. Металл шва, выполненный этой проволокой, обеспечивает предел текучести не менее 800 МПа. По аналогии с правилами РМРс для обеспечения хладостойкости металла шва сварного соединения необходимо, чтобы работа удара при эксплуатируемой температуре была численно равна 0,1 от предела текучести испытываемого материала. Металл шва, выполненный проволокой Св-07ХН3МД, обеспечивает работу удара не менее 80 Дж только при –20 0С. Для обеспечения нормальной эксплуатации сварных металлоконструкций в климатических условиях Карского моря требуется гарантированная хладостойкость металла шва при температурах до –60 0С. Кроме того, применяемые технологии сварки обеспечивают равнопрочность Нефть и газ только при использовании значительного усиления металла шва (до 30–35 % толщины основного металла), что увеличивает общую стоимость и трудоемкость производимых сварочных работ.

Основной задачей при разработке сварочных материалов для сварки высокопрочных сталей является обеспечение одновременно высокой прочности и хладостойкости металла шва при температуре эксплуатации до –60 0С. Требуемые свойства высокопрочного металла сварных соединений низколегированных сталей достигаются в основном за счет оптимального сочетания комплекса феррито-цементитных структур.

Микроструктура металла высокопрочных сварных швов различна, в основном она определяется степенью его легирования, которая возрастает с увеличением прочности свариваемой стали.

Например, металл шва типа 08ГСМТ имеет в основном ферритоперлитную структуру. Более легированный металл шва типа 04НЗГМТА имеет и более сложную структуру, при исследовании оптической и электронной металлографией в нем обнаруживается ферритная фаза с преобладанием полигонального и игольчатого феррита, бейнита и «микрофазы», представляющей собою мартенситно-аустенитнокарбидные комплексы [4, 5, 6]. Однако металл шва типа 04НЗГМТА не обеспечивает необходимого уровня механических свойств.

Металл шва, содержащий в своем составе хром (типа 10ХГСН2МТ), состоит в основном из бейнита с выделением по границам дендритов в виде тонких прослоек структурно-свободного полигонального феррита и «микрофазы», состоящей из бейнита, мартенсита, остаточного аустенита и карбидов [7]. Увеличение доли структурносвободного феррита приводит к снижению не только ударной вязкости, но и прочности.

При повышении содержания углерода в металле типа 10ХГСН2МТ, а также других легирующих элементов увеличивается бейнитная составляющая в структуре, а в «микрофазе» резко увеличивается количество мартенсита и уменьшается количество бейнита. Эти структурные изменения приводят к образованию холодных трещин [8], что недопустимо при изготовлении конструкций ответственного назначения. Микроструктура более прочных швов типа 07ХН3МД и 03ХН3МД при исследовании оптической металлографией представляет собой мелкозернистый сорбит. В ней присутствует бейнитная и ферритная составляющая, а также определенное количество мартенситной доли в составе «микрофазы». Для сварки высокопрочной стали с пределом текучести, аналогичным сталям марок АБ5А – АБ7А, была выбрана система легирования C-SiMn-Cr-Ni-Mo-Cu с соотношением основных элементов аналогично 07ХН3МД. Такая система легирования обеспечивает предел текучести наплавленного металла не менее 800 МПа. Таким образом, чтобы обеспечить требуемую хладостойкость металла шва, работа удара при температуре испытаний –60 0С должна составлять не менее 80 Дж.

Повышение прочностных свойств разрабатываемого металла шва достигалось за счет увеличения содержания молибдена в сварочной проволоке до 0,8 %. Увеличение содержания молибдена повышает количество игольчатого феррита и почти полностью устраняет верхний бейнит, однако может способствовать образованию тонких полосок пограничного феррита в матрице металла шва [9]. Учитывая высокую температуру плавления ( 2 600 0С) и высокие карбидообразующие свойства, молибден способствует повышению дисперсности структуры и изменяет кинетику кристаллизации расплавленного металла, что в свою очередь может повлиять не только на прочностные, но и на вязко-пластические свойства шва.

Направленное формирование благоприятного комплекса микроструктур металла шва, выполненного аргонодуговой сваркой, достигалось введением микродобавок РЗМ. Эти элементы способны существенно изменять процессы кристаллизации, изменять форму и характер распределения неметаллических включений, улучшать состояние границ зерен [10–14]. В общем виде эти изменения положительно влияют на весь комплекс механических характеристик металла, особенно это касается ударной вязкости и сопротивления хрупкому разрушению, в том числе при отрицательных температурах испытаний. Дополнительно с целью повышения работы удара при отрицательных температурах строго ограничивалось содержание примесных элементов в сварочной проволоке: серы, фосфора, сурьмы, мышьяка и т. п.

Разработка технологии сварки. Высокопрочные стали в своей основе имеют хромоникельмолибденовую систему легирования с добавками меди и микролегирующих элементов. По своим механическим свойствам они отличаются высокой прочностью с удовлетворительной пластичностью и вязкостью, стойкостью против хрупкого разруНефть и газ шения и слоистых разрушений, обладают удовлетворительной стойкостью против коррозии в морской воде [15]. Эти стали, в связи с высоким легированием, склонны к подкалке в околошовной зоне, и для получения благоприятных структур, как в металле шва, так и околошовной зоне, требуется достаточно сложный технологический процесс сварки. С этой целью время нахождения кристаллизующегося металла шва в температурном интервале 800–500 0С необходимо ограничить в пределах 10–15 с. При большей скорости охлаждения образуются структуры с высокой твердостью, а при меньшей наблюдается рост зерна и снижение ударной вязкости. Выполнение этого условия достигается выбором погонной энергии сварки, температуры предварительного и сопутствующего подогрева, а также ограничением межпроходной температуры, замедленным охлаждением. Учитывая, что предел текучести металла шва ниже предела текучести основного металла, равнопрочность со свариваемой сталью не достигается. В данном случае обеспечить равнопрочность удается за счет использования эффекта контактного упрочнения. Контактное упрочнение реализуется на узких щелевых разделках путем сдерживания пластической деформации мягкой прослойки (металла шва) более прочными частями основного металла [16]. Повышение сопротивления деформированию металла шва как мягкой прослойки позволяет повысить фактические значения прочности сварного соединения до уровня, близкого к характеристикам основного металла.

В процессе разработки технологий сварки высокопрочных сталей была отработана сварка в узкую щелевую разделку в толщинах до 50 мм (при больших толщинах используются Х-образные разделки либо сварочные горелки с плоским соплом, вводимым в щелевой зазор). Данная технология сварки позволяет не только реализовать эффект контактного упрочнения, но и снизить термодеформационное воздействие на основной металл и сократить расход сварочных материалов.

Для повышения технологичности процесса аргонодуговой сварки был отработан способ сварки с механизированной подачей присадочной проволоки на оборудовании фирмы «Fronius» (отработаны оптимальные режимы сварки, определены рабочие диапазоны скорости подачи присадочной проволоки). Данная технология позволяет повысить производительность, следовательно, снизить трудозатраты на производство сварных конструкций. Также в тандеме с роботом-манипулятором фирмы Kawasaki был реализован автоматический процесс аргонодуговой сварки.

Методики изготовления сварных проб, образцов и испытаний. Сварка проб из высокопрочной стали, аналогичной АБ5А, толщиной 30 и 50 мм выполнялась аргонодуговым способом неплавящимся вольфрамовым электродом в узкую щелевую разделку при температуре окружающего воздуха плюс 20 0С и относительной влажности воздуха не более 80 %. Требуемый температурный режим кристаллизации металла шва сварного соединения обеспечивался за счет комплекса технологических операций, таких как контролирование межпроходной температуры, ограничение погонной энергии, создание условий для замедленного охлаждения сварного соединения. Измерение температуры металла шва выполнялось контактной термопарой.

Параметры режимов сварки для ручного исполнения составляли: сила тока — 230 А, напряжение на дуге — 17–18 В, скорость сварки 3мм/сек, диаметр присадочной проволоки составлял 3 и 4 мм.

Автоматическая и механизированная аргонодуговая сварка производилась на режимах: сила тока 220 А, напряжение на дуге составляло 13–15 В, скорость подачи электродной проволоки диаметра 1,2 мм составляла 1,08 м/мин, скорость сварки 3 мм/сек. Коэффициент наплавки, при максимальном для данного аппарата сварочном токе 220 А, при автоматизированном способе сварки составил не более 3 гр*А/час. Заполнение щелевой разделки выполнялось слоями, причем каждый последующий слой выполнялся в направлении, противоположном предыдущему.

Образцы для определения механических свойств металла шва в «свободном состоянии» изготавливались в соответствии с требованиями ГОСТ 6996: тип II — для определения механических характеристик металла шва при статическом растяжении и типы VI и IX с боковым надрезом — для определения работы удара. Натурные образцы для испытания сварного соединения на статическое растяжение изготавливались в соответствии с требованиями ГОСТ 6996: тип XIII. Испытания на вязкость разрушения (определение параметра трещиностойкости) выполнялись на образцах типа CTOD.

Определение твердости HV (по Виккерсу) осуществлялось в соответствии с ГОСТ 2999 на макрошлифе, вырезанном из металла сварного соединения. ИсследоваНефть и газ ние структуры шва выполняли методами оптической металлографии на микроскопе Неофот-21. Травление микрошлифов для выявления структуры осуществлялось в нитале (4%-ном растворе азотной кислоты).

Результаты испытаний и их анализ. Результаты испытаний механических свойств металла шва, выполненного модифицированной проволокой, представлены в таблице.

Механические свойства высокопрочного металла сварных швов, выполненных различными сварочными материалами

–  –  –

Для сравнения в таблице представлены механические характеристики базовой проволоки Св-07ХН3МД и «каталожных» иностранных аналогов, применяемых для сварки хладостойких высокопрочных низколегированных сталей. Результаты испытаний на ударный изгиб при различных температурах испытаний показаны на диаграмме (рис. 1).

Рис. 1. Значения работы удара, измеренной при различных температурах испытаний

Повышение содержания молибдена в проволоке до 0,8 %, совместно с использованием микродобавок РЗМ, обеспечило предел текучести металла шва на уровне 870 МПа и работу удара на уровне не ниже 90 Дж при температурах испытаний металла шва до –60 0С.

Испытания натурных образцов на растяжение показали увеличение статической прочности сварного соединения более чем на 12 % (относительно предела прочности) за счет использования щелевой разделки с соотношением ширины к высоте 1:2.

С уменьшением этого отношения эффективность контактного упрочнения может увеличиваться вплоть до достижения металла шва равнопрочности с основным металлом.

Изучение параметров вязкости разрушения выполнялось на образцах типа CTOD при 0 0С. Исследование трещиностойкости металла шва показало высокое сопротивление металла шва хрупкому разрушению, о чем свидетельствуют диаграммы «нагрузка — раскрытие берегов надреза», построенные по результатам испытаний. На диаграммах (рис. 2) видны остановленные хрупкие проскоки трещины с последующим возрастанием нагрузки после срыва. Среднее измеренное значение параметра трещиностойкости металла шва составило 0,20 мм, что указывает на удовлетворительную деформационную способность.

–  –  –

Анализ результатов параметра трещиностойкости линии сплавления показал значительную деформационную способность (параметр CTOD = 0,32 мм) и высокое сопротивление хрупкому разрушению, о чем также свидетельствовали остановленные хрупкие проскоки трещины и дальнейшее возрастание нагрузки на образец. Типичная диаграмма «нагрузка — раскрытие берегов надреза» для линии сплавления представлена на рис. 3.

Рис. 3. Типичная диаграмма «нагрузка — раскрытие берегов надреза» построенная по результатам определения вязкости разрушения линии сплавления Значения твердости HV на макрошлифе, вырезанном поперек сварного соединения, представлены на диаграмме на рис. 4. Вследствие высокой склонности к подкалке в околошовной зоне наблюдается повышение твердости до 4 мм от линии сплавления, что даже в случае минимального технологического усиления перекрывается наплавкой и подвергается отпуску.

Рис. 4. Диаграмма замеров твердости в сварном соединении

Нефть и газ Исследования влияния термического цикла сварки на основной металл производились путем испытаний на ударный изгиб образцов с надрезами по линии сплавления и на расстоянии 2 и 5 мм от линии сплавления в сторону основного металла. Ударная вязкость линии сплавления, как и в зоне термического влияния, находилась не ниже уровня основного металла.

Микроструктура металла шва (рис. 5) в рекристаллизованной зоне состоит из равномерной разориентированной мелкодисперсной мартенситно-бейнитной смеси. В нерекристаллизованной зоне наблюдается четко выраженная литая дендритная структура.

–  –  –

Равномерно распределенные взаимно разориентированные мелкодисперсные иглообразные структурные составляющие представляют эффективный барьер на пути распространения трещин, так как смена направления их движения требует дополнительных энергетических затрат, что подтверждается высокими значениями работы удара и значительным сопротивлением хрупкому разрушению.

Выводы

1. Разработана новая высокотехнологичная проволока сплошного сечения на базе

Св-07ХН3МД, обеспечивающая металл шва, обладающий:

повышенными прочностными характеристиками;

хладостойкостью металла шва вплоть до температуры испытаний –60 0С;

высоким сопротивлением хрупкому разрушению за счет образования благоприятного фазового состава и эффективного измельчения зерна;

высокой чистотой границ зерен;

благоприятной морфологией неметаллических включений и низкого содержания вредных примесей;

низким содержанием газов в металле шва сварных соединений высокопрочных сталей.

2. Отработана инновационная технология сварки с применением новой сварочной проволоки, которая позволяет снизить усиление металла шва на 10–15 % по сравнению с существующей технологией и выполнять качественные сварные соединения из высокопрочных низколегированных сталей типа АБ5А, АБ6А, АБ7А.

3. Выявлена связь между структурой и механическими свойствами металла шва.

Показано, что равномерно распределенные взаимно разориентированные мелкодисперсные иглообразные структурные составляющие «микрофаза» представляют эффективный барьер на пути распространения трещин, так как смена направления их движения требует дополнительных энергетических затрат, что подтверждается высокими значениями работы удара и значительным сопротивлением хрупкому разрушению.

Таким образом, изменяя технологический процесс сварки и химический состав наплавленного металла с целью контролирования кинетики кристаллизации металла шва, можно получать различные соотношения структурных составляющих для повышения эксплуатационных свойств сварных соединений, что в дальнейшем может быть использовано при разработке сварочных материалов для хладостойких высокопрочных сталей.

Нефть и газ Список литературы

1. Управление информационной политики ОАО «НК «Роснефть», 27 сентября 2014 г. [Электронный ресурс]. — Режим доступа: http://www.rosneft.ru/news/

2. Добровольский А. Д., Залогин Б. С. Моря СССР, 1982.

3. Горынин И. В., Малышевский В. А., Легостаев Ю. Л., Грищенко Л. В. Высокопрочные свариваемые стали // Вопросы материаловедения. – 1999 – № 3.

4. Грабин В. Ф., Головко Е. Ф., Костин В. А., Алексеенко И. И. Морфологические особенности микроструктуры металла шва низколегированных сталей с ультранизким содержанием углерода // Автоматическая сварка. – 2004. – № 7.

5. Григоренко Г. М., Головко Г. Г., Костин В. А., Грабин В. Ф. Влияние микроструктурных факторов на склонность к хрупкому разрушению сварных швов с ультранизким содержанием углерода // Автоматическая сварка. – 2005.

№ 2. – С. 3-11.

6. Григоренко Г. М., Костин В. А., Головко В. В. Влияние химической неоднородности на образование игольчатого феррита в высокопрочном металле шва // Автоматическая сварка. – 2004. – № 2. – С. 3-8.

7. Макара А. М., Грабин В. Г. и др. О структуре высокопрочных низколегированных швов // Автоматическая сварка. – 1969. – № 6. – С. 11-15.

8. Макара А. М., Грабин В. Ф., Дениченко А. В., Петров Ю. Н. и др. Взаимосвязь холодных трещин со структурой высокопрочных швов // Автоматическая сварка. – 1972. – № 7. – С. 1-5.

9. Макара А. М., Грабин В. Ф., Денисенко А. В. Влияние легирующих элементов на структуру и свойства низколегированных швов // Автоматическая сварка. – 1968. – № 6.

10. Гудремон Э. Специальные стали. Том 2. ГНТИ по черной и цветной металлургии, 1960.

11. Редкоземельные элементы в сталях и сплавах // Металлургия: сборник, 1989.

12. Крещановский Н. С. и др. // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1963. – № 8. – С. 23

13. Крещановский Н. С. и др. // Металловедение и термическая обработка металлов. – 1963. – № 5. – С. 11

14. Кащенко Д. А. Создание высокотехнологичных электродов для сварки хладостойких низколегированных сталей для морской техники и магистральных трубопроводов: автореф. дис. … канд. тех. наук, 2013.

15. Горынин И. В., Малышевский В. А., Легостаев Ю. Л., Грищенко Л. В. Высокопрочные стали для корпусов судов, морских сооружений и глубоководной техники // Прогрессивные материалы и технологии. –1996. – № 2.

16. ГОСТ 2601-84. Сварка металлов. Термины и определения основных понятий.

Сведения об авторах Information about the authors

Барышников Александр Павлович, к. т. н., ведущий Baryshnikov A. P., Candidate of Science in Engineerнаучный сотрудник НПК-3, Центральный научно- ing, specialist of SPC-3, Central Research Institute for Strucисследовательский институт конструкционных мате- tural Materials «Prometheus», St. Petersburg, phone:

риалов «Прометей», г. Санкт-Петербург, тел. 8(812)2741122 8(812)2741122 Кащенко Денис Анатольевич, к. т. н., начальник Kaschenko D. A., Candidate of Science in Engineering, сектора НПК-3 Центральный научно-исследовательский head of the sector of SPC-3, Central Research Institute for институт конструкционных материалов «Прометей», г. Structural Materials «Prometheus», St. Petersburg, phone:

Санкт-Петербург, тел. 8(812)2741122 8(812)2741122 Карпов Илья Георгиевич, инженер 1 категории, Karpov I. G., engineer of SPC-3, Central Research InНПК-3, Центральный научно-исследовательский инсти- stitute for Structural Materials «Prometheus», St. Petersтут конструкционных материалов «Прометей», г. burg, phone: 8(812)2741122, e-mail: ilyagkarpov@ Санкт-Петербург, тел. 8(812)2741122, e-mail: ilyagkar- gmail.com pov@gmail.com Бишоков Руслан Валерьевич, начальник лаборато- Bishokov R. V., head of laboratory of SPC-3, Central рии НПК-3, Центральный научно-исследовательский Research Institute for Structural Materials «Prometheus», St.

институт конструкционных материалов «Прометей», Petersburg, phone: 8(812)2741228 г. Санкт-Петербург, тел. 8(812)2741228 ______________________________________________________________________________________________________

–  –  –

В процессе эксплуатации газотурбинных установок, используемых в нефтегазовой промышленности для перекачки газа, происходит износ посадочных поверхностей подшипников, роторов и валов. Восстановление таких деталей связано с рядом особенностей. В частности, ротор турбины, изготовленный из стали ЭИ961-Ш и подвергНефть и газ нутый в местах посадки подшипника азотированию на глубину 0,3 мм, вследствие неравномерного износа по поверхности контакта с обоймой подшипника может содержать области с азотированным слоем, без азотированного слоя, с высокоупрочненным слоем и т. д. Чаще всего наличие на поверхности деталей областей с различной структурой и составом приводит к отслоению хромовых покрытий от основы [1, 2].

Известно также, что азотированные стальные поверхности малопригодны для хромирования, которое предусмотрено в технологии ремонта как обеспечивающее максимальную износостойкость поверхности. Поэтому вопрос подготовки поверхности для электролитического хромирования деталей, ранее подвергнутых азотированию, весьма актуален. В то же время эффективные методы контроля поверхности, учитывающие данное обстоятельство, практически не разработаны. В настоящей статье изучено влияние структуры поверхности на качество хромового покрытия, и предложена методика оценки качества подготовки поверхности перед электроосаждением.

Из анализа материалов [3, 4] по определению работы выхода электрона в зависимости от состояния поверхности следует, что величина разброса термо-эдс по поверхности может служить критерием оценки качества поверхности перед электролитическим хромированием. Установлено, что в состоянии упругой деформации в металле происходит увеличение работы выхода электрона и, следовательно, уменьшение уровня Ферми, а в условиях пластической деформации работа выхода электрона уменьшается, соответственно уровень Ферми увеличивается. Изменение уровня Ферми в свою очередь вызывает изменение термо-эдс на поверхности детали.

Как отмечалось выше, износ детали может происходить неравномерно, вследствие чего на ее поверхности могут образовываться области с различной структурой, имеющие друг с другом общую границу. В случае, когда общую границу имеют области с азотированным слоем и сильным упрочнением, разность работы выхода электрона между областями поверхности будет иметь максимальное значение.

Области с высоким упрочнением образуются в результате пластической деформации, в процессе которой повышается плотность дефектов на поверхности за счет выхода дислокаций по плоскостям легкого скольжения [5]. Это приводит к изменению поверхностного электростатического барьера, уменьшению работы выхода электрона и, соответственно, увеличению уровня Ферми по сравнению с равновесным состоянием.

Что касается областей детали с остатками азотирования, то вызываемые ими сжимающие остаточные напряжения в поверхностном слое обусловливают упругую деформацию и приводят к повышению работы выхода электрона на поверхности, снижая тем самым уровень Ферми.

Так как при наличии контакта между любыми областями их уровни Ферми (электрохимический потенциал) будут одинаковыми, то при нахождении детали в электролите хромирования уровни Ферми электролита, областей с высоким упрочнением и азотированных будут равны. Однако за счет большей работы выхода электрона потенциал поверхности в области азотирования будет ниже, чем в области с высоким упрочнением.

В рассматриваемом случае неравномерного износа поверхности в процессе электроосаждения хрома на поверхности детали формируются две области с различными потенциалами. Если разность этих потенциалов окажется достаточно большой, хром будет осаждаться только на азотированную поверхность.

Из вышеизложенного следует, что возможность осаждения хрома обусловлена величиной разности потенциалов между соседними областями поверхности восстанавливаемой детали, то есть разностью работы выхода электрона в этих областях. Поскольку работа выхода электрона непосредственно связана с уровнем Ферми и, следовательно, с термо-эдс, то, контролируя величину разности термо-эдс на поверхности детали, можно судить о качестве подготовки поверхности перед хромированием. То есть чем меньше разброс термо-эдс по поверхности детали, тем выше вероятность равномерного осаждения хрома. И наоборот, чем больше разность термо-эдс в различных областях поверхности, тем выше вероятность того, что хром не осядет на поверхность с более высоким значением термо-эдс.

–  –  –

Рисунок. Типичный шлиф образца с электросажденным хромом (х100) На образцах № 6, 10 на неазотированной поверхности, прошедшей обработку микрошариками, хром не осаждался. На этих образцах разность термо-эдс между соседними областями (на поверхности азотированного слоя и на поверхности упрочненного основного металла) максимальна и составляет порядка 90 мВ, подтверждая предположение о возможности контроля качества подготовки поверхности для хромирования по величине разности термо-эдс.

Таким образом, установлено, что качество электролитического хромирования зависит от разности величины термо-эдс на поверхности восстанавливаемой детали. Определив максимально допустимое значение разброса термо-эдс на поверхности для материала, подлежащего хромированию, можно использовать метод термо-эдс для оценки качества подготовки деталей перед электроосаждением.

Список литературы

1. Ковенский И. М., Поветкин В. В. Электролитические сплавы. – М.: Интермет инжиниринг, 2003. – 288 с.

2. Солодкова Л. Н., Кудрявцев В. Н. Электролитическое хромирование. – М.: Глобус, 2007. – 191 с.

Нефть и газ

3. Погосов В. В., Бабич А. В. О влиянии деформации и диэлектрического покрытия на работу выхода электронов из металла // ЖТФ. – 2008. – Т. 78. Вып. 8. – С.116.

4. Лоскутов С. В. Изменение работы выхода электронов при упруго пластическом деформировании металлов // ФИП. – 2009. – Т. 1. – № 3–4. – С. 304-309.

5. Яковлева Т. Ю. Локальная пластическая деформация и усталость металлов. – Киев: Наукова думка, 2003.

Сведения об авторах Information about the authors Ковенский Илья Моисеевич, д. т. н., профессор, за- Kovenski I. M., PhD, professor, head of the chair «Maведующий кафедрой «Материаловедение и технология terial science and technology of structural materials», Tyuконструкционных материалов», Тюменский государст- men State Oil and Gas University, phone: 8(3452)256909, eвенный нефтегазовый университет, г. Тюмень, тел. mail: imkoven@tsogu.ru 8(3452)256909, e-mail: imkoven@tsogu.ru Малыш Сергей Владимирович, аспирант кафедры Malysh S.

V., postgraduate of the chair «Material «Материаловедение и технология конструкционных science and technology of structural materials», Tyumen материалов», Тюменский государственный нефтегазо- State Oil and Gas University, phone: 8(3452)691310, e-mail:

вый университет, г. Тюмень, тел. 8(3452)691310, e-mail: ser-malysh@yandex.ru ser-malysh@yandex.ru __________________________________________________________________________

УДК 669.018/541.126

ТЕРМООБРАБОТКА ИЗНОСОСТОЙКИХ СТАЛЕЙ

ДЛЯ НАСОСОВ БУРОВЫХ УСТАНОВОК

HEAT TREATMENT OF WEAR RESISTANT STEELS FOR DRILLING RIG PUMPS

С. М. Никифорова, М. А. Филиппов, Г. Н. Плотников, А. С. Жилин, С. В. Беликов S. M. Nikiforova, M. A. Filippov, G. N. Рlotnikov, A. S. Zhilin, S. V. Belikov Уральский федеральный университет им. первого Президента России Б.Н. Ельцина»; ОАО «Уралмашзавод», г. Екатеринбург

–  –  –

Цилиндровые втулки являются ответственным, тяжело нагруженным узлом бурового насоса, испытывающего при эксплуатации циклические нагрузки при повышенном переменном давлении в сочетании с интенсивным абразивным воздействием промывочной жидкости, представляющей собой глинистый раствор на водной основе с плотностью до 2000 кг/м3 и содержанием частиц с микротвердостью свыше 12 000 МПа до 3 % по объему. Сложный характер нагружения обусловливает быстрый выход втулок из строя вследствие гидроабразивного изнашивания и появления недопустимо больших зазоров в узле трения «втулка — поршень». Поэтому выбор технологичного материала для изготовления втулок с высокой эксплуатационной стойкостью остается актуальной проблемой при производстве конкурентно-способных буровых насосов.

Применение вариантов различных классов материалов цилиндровых втулок и технологий их изготовления показало, что углеродистая сталь 60 с закалкой ТВЧ, износостойкие хромистые чугуны типа ЧХ20М не обладают достаточной стойкостью или неприемлемы вследствие хрупкости. Использование химико-термической обработки (цементации и ионного азотирования) и покрытий (хромирование) оказалось неэффективным по технологическим или экономическим соображениям.

В связи с необходимостью выбора износостойких материалов, рациональной технологии производства цилиндровых втулок буровых насосов, а также аналогичных по условиям работы деталей цель работы состояла в изучении влияния температуры нагрева под закалку образцов из высокоуглеродистых сталей перлитного (150ХНМЛ) и мартенситно-карбидного классов (Х12МФЛ) на достижение максимальной износостойкости в сочетании с конструктивной прочностью. Варьирование температуры закалки и последующего отпуска стали Х12МФЛ позволяет также получить минимальные изменения размеров изделий из этой стали при термообработке [1].

Из литых трубных заготовок сталей перлитного (150ХНМЛ) и ледебуритного (Х12МФЛ) классов после нормализации и отпуска были изготовлены образцы размером 10 х 10 х 25 мм для изучения микроструктуры и испытаний на абразивное изнашивание.

Нефть и газ Температуру нагрева образцов под закалку изменяли в широком диапазоне (850 1170 °С). Выдержка при температуре нагрева составляла 30 м, охлаждение — в масле.

Оценка износостойкости образцов производилась с помощью методики изнашивания по закрепленному образцу, реализованной на специальной установке. Образцы с площадью рабочей части 10 х 10 мм совершали возвратно-поступательное движение по шлифовальной бумаге 14А32МН481 (ГОСТ 6456-82) на корундовой основе. Нагрузка на образец составляла 10 кг (удельная нагрузка 1 МПа).

Абразивная износостойкость определялась по результатам двух параллельных испытаний, сравнение результатов производили через относительные единицы:

где — относительная износостойкость, Мэ — потеря массы образца-эталона валковой стали 9Х5МФС после закалки от 900 0С и низкого отпуска (0,4100 г) [1], Мо — потеря массы испытуемого образца, которая составляла менее 1 % на пути трения 30 м [2].

Фазовый анализ поверхности образцов после изнашивания определяли методом рентгеноструктурного анализа, упрочнение рабочей поверхности оценивали по приросту микротвердости при нагрузке 0,49 Н.

Исходная структура образцов стали 150ХНМЛ с твердостью около 300 НV состоит из небольшого количества неравномерно распределенных участков карбидной эвтектики (ледебурита) (в среднем около 5 %), вторичного цементита по границам и внутри зерен и продуктов диффузионного распада аустенита. Образцы стали Х12МФЛ имеют ячеисто-дендритную структуру с размером ячеек 20–30 мкм, состоящую из аустенитно-карбидной эвтектики в количестве около 25 %, образовавшейся по границам первичных кристаллов аустенита, продуктов диффузионного распада аустенита и вторичных карбидов внутри ячеек (рис. 1).

б а

Рис. 1. Микроструктура стали Х12МФЛ после закалки от разных температур:

а — 1170 0С, б — 1000 0С Температура нагрева под закалку оказывает существенное влияние на структуру обеих сталей. При температуре нагрева 850 0С в структуре образцов стали 150ХНМЛ наряду с мартенситом сохраняется избыточный цементит в виде сетки по границам и пластин внутри зерен (рис. 2). В результате повышения температуры нагрева до 1 000 0С структура стали 150ХНМЛ представлена мелкоигольчатым мартенситом с равномерно распределенными карбидами и раздробленной карбидной сеткой, при температуре выше 1000 0С заметно увеличивается размер кристаллов мартенсита; мартенсит становится крупноигольчатым. С увеличением температуры аустенитизации наблюдается закономерное увеличение размера зерна (см. рис. 2), особенно заметное после нагрева стали 150ХНМЛ при температурах выше 1 000 0С в связи с тем, что при этих температурах происходит интенсивное растворение сетки вторичного цементита.

По данным [3], температура нагрева 1 050 0С превышает точку Аcm стали 150ХНМЛ.

Металлографическая картина изменения структуры в результате повышения температуры закалки в стали Х12МФЛ значительно отличается от стали 150ХНМЛ, так как Нефть и газ все структурные изменения происходят внутри ячеек – наблюдается уменьшение количества вторичных карбидов и появление участков остаточного аустенита, в то время как размер ячеек, окруженных эвтектикой, остается неизменным.

–  –  –

Повышение температуры нагрева под закалку вызывает постепенное растворение вторичных карбидов М3C в стали 150ХНМЛ и М7C3 в стали Х12МФЛ, и это приводит к увеличению количества остаточного аустенита в стали 150ХНМЛ от 0 до 25 % при tзак = 900 0С и 1 170 0С соответственно и в стали Х12МФЛ — от 0 до 70 % при тех же температурах аустенитизации.

Прогрессирующее по мере повышения tзак растворение вторичных карбидов и насыщение твердого раствора углеродом и хромом стали 150ХНМЛ обусловливают снижение твердости HRC, сначала незначительное, а вследствие увеличения количества остаточного аустенита после нагрева выше 1 100 0С — уменьшение твердости от 53 НRС (при tзак = 1 100 0С) до 42 НRС (при tзак = 1 170 0С) (рис. 3).

Величина твердости зависит от соотношения двух основных, противоположно действующих факторов: увеличения количества остаточного аустенита, снижающего твердость, с одной стороны и роста концентрации углерода в мартенсите, повышающего твердость, с другой стороны. Начиная с температур аустенитизации 1 000 0С для стали 150ХНМЛ, первый фактор превалирует, что вызывает снижение твердости сталей после закалки. Качественно аналогичное изменение фазового состава по мере повышения температуры нагрева под закалку обнаружено и в стали Х12МФЛ, уменьшение твердости в которой составило от 59 НRС (при tзак = 1 100 0С) до 49 НRС при температуре нагрева под закалку 1 170 0С (см. рис. 3).

Рис. 3. Диаграмма изменения твердости сталей после закалки от разных температур: 1 — 900 0C; 2 — 1 000 0C; 3 — 1 050 0C; 4 — 1 170 0C Нефть и газ Насыщение аустенита углеродом и легирующими элементами приводит к повышению устойчивости переохлажденного аустенита, снижению критической скорости закалки и, как следствие, увеличению прокаливаемости.

Результаты испытаний образцов сталей 150ХНМЛ и Х12МФЛ на абразивное изнашивание после закалки от различных температур представлены на рис. 4.

Рис. 4. Диаграмма изменения износостойкости сталей после закалки от разных температур: 1 — 900 0C; 2 — 1 000 0C; 3 — 1 050 0C; 4 — 1 170 0C В противоположность твердости, износостойкость сталей 150ХНМЛ и Х12МФЛ возрастает при повышении температуры нагрева под закалку, в особенности, начиная с 1100 0С (см. рис. 4).

Отмеченные особенности влияния tзак на износостойкость сталей 150ХНМЛ и Х12МФЛ подтверждают литературные данные о положительной роли метастабильного остаточного аустенита по отношению к деформационному мартенситному превращению в обеспечении высокой абразивной износостойкости [1]. Рентгеноструктурный анализ показал, что после закалки от температуры 1 170 0С количество остаточного аустенита в исследуемых сталях уменьшается в результате испытаний на изнашивание до 10–15 %. Рост износостойкости обусловлен увеличением количества деформационного -мартенсита с высоким содержанием углерода на поверхности износа по мере повышения tзак и увеличения способности остаточного аустенита к фрикционному упрочнению. Более значительное увеличение износостойкости с повышением температуры аустенитизации происходит у стали Х12МФЛ, в которой превращается в мартенсит до 50 % остаточного аустенита, и сохраняется большее количество карбидов.

Наибольшая износостойкость сталей 150ХНМЛ и Х12МФЛ обеспечивается после закалки от 1170 0С. Данные рис. 4 указывают на то, что существует корреляция между максимальными значениями относительной износостойкости и микротвердости рабочей поверхности обеих сталей после изнашивания. В связи с этим для оценки сопротивления изнашиванию целесообразно использовать величину эффективной микротвердости (НVэфф), которая складывается из исходной микротвердости (НV0) и прироста микротвердости ( НV) на поверхности изнашивания [4]. Роль НVэфф в обеспечении износостойкости видна на примере закаленных сталей 150ХНМЛ и Х12МФЛ: после закалки от 1 170 0С они имеет минимальную исходную твердость, однако обладают наибольшим сопротивлением абразивному изнашиванию (см. рис. 4). Это связано с высокой способностью метастабильного остаточного аустенита к деформационному упрочнению, которое определяется по приросту микротвердости рабочей поверхности образцов, достигающему 500 HV50 [5]. Твердость и износостойкость после высокотемНефть и газ пературной закалки сохраняются в стали Х12МФЛ до температуры отпуска 550 0С, в то время как после закалки от нормальной температуры заметное разупрочнение начинается при отпуске при температуре 500 0С.

С позиций синергетического подхода метастабильный аустенит в наибольшей степени, среди других структурных составляющих, обладает свойствами динамических структур: адаптацией, самовоспроизведением, изменчивостью, отбором наиболее устойчивой структуры, способностью к упрочнению [6].

Таким образом, в результате всех изученных режимов закалки от температур 850–1 170 0С в масло сталь мартенситно-карбидного класса Х12МФЛ превосходит сталь перлитного класса 150ХНМЛ по износостойкости при абразивном изнашивании.

Мартенситно-карбидная структура сталей 150ХНМЛ и Х12МФЛ, полученная при закалке от нормальных температур (900–1 000 0С), обеспечивает высокую твердость (61-64 НRC), однако при этом не достигается максимальная износостойкость в условиях абразивного изнашивания.

Повышение температуры закалки сталей 150ХНМЛ и Х12МЛ до 1 170 0С вызывает прогрессирующее снижение исходной твердости (до 42 и 49 НRC соответственно) в связи с растворением части карбидов и увеличением количества остаточного аустенита (до 25 и 70 % соответственно), однако это сопровождается ростом износостойкости при абразивном изнашивании, особенно большим в стали Х12МФЛ, что связано с сохранением в этой стали после закалки от высоких температур эвтектических карбидов.

Остаточный аустенит, получаемый в результате высокотемпературной закалки (от 1 100–1 170 0С), в сталях 150ХНМЛ и Х12МФЛ метастабилен и превращается в значительной степени в процессе абразивного изнашивания в углеродистый мартенсит деформации, что придает сталям максимальную износостойкость вследствие обеспечения высокой способности к фрикционному упрочнению рабочей поверхности.

Авторы выражают благодарность коллегам В. С. Палееву и Н. Е. Гаранову за активное участие в работе.

Список литературы

1. Филиппов М. А., Гервасьев М. А., Худорожкова Ю. В., Легчило В. В. Влияние температуры закалки на фазовый состав, структуру и износостойкость стали 150ХНМ // Известия высших учебных заведений. Черная металлургия. – 2013. – № 11. – С. 14-16.

2. Гервасьев М. А., Худорожкова Ю. В., Филиппов М. А. Структура и износостойкость валковых сталей с 5 % хрома // МиТОМ. – 2010. – № 10. – С. 16-20.

3. Гуляев А. П. Металловедение. – М.: Металлургия, 1986. – 544 с.

4. Коршунов Л. Г. Изнашивание металлов при трении // Металловедение и термическая обработка стали / Под ред. М. Л. Бернштейна и А. Г. Рахштадта. – М.: Металлургия, 1991. – Т. 1, кн. 2. – С. 387-413.

5. Филиппов М. А., Литвинов В. С., Немировский Ю. Р. Стали с метастабильным аустенитом. – М.: Металлургия, 1988. – 257 с.

6. Иванова В. С. Синергетика в металловедении // МиТОМ. – 2005. – № 2. – С. 12-19.

Сведения об авторах Information about the authors Никифорова Светлана Михайловна, аспирант ка- Nikiforova S. M., postgraduate of the chair «Metallurфедры «Металловедение», Уральский федеральный gy», the Ural Federal University named after Boris Eltsin, университет им. первого Президента России Б. Н.

Ель- the first president of Russia, Yekaterinburg, phone:

цина, г. Екатеринбург, тел. 8(343)3754808 8(343)3754808 Филиппов Михаил Александрович, д. т. н., про- Filipрov M. A., Doctor of Engineering, professor of the фессор кафедры «Металловедение», Уральский феде- chair «Metallurgy», the Ural Federal University named after ральный университет им. первого Президента России Б. Boris Eltsin, the first president of Russia, Yekaterinburg, Н. Ельцина, г. Екатеринбург, тел. 8(343)3754808 phone: 8(343)3754808 Плотников Георгий Николаевич, ведущий специа- Plotnikov G. N., leading specialist of OJSC «Uralmashлист ОАО «Уралмашзавод», г. Екатеринбург zavod», Yekaterinburg Жилин Александр Сергеевич, к. т. н., доцент ка- Zhilin A. S., Candidate of Science in Engineering, asфедры «Металловедение», Уральский федеральный sociate professor of the chair «Metallurgy», the Ural Federal университет им. первого Президента России Б. Н. Ель- University named after Boris Eltsin, the first president of цина, г. Екатеринбург, тел. 8(343)3754808 Russia, Yekaterinburg, phone: 8(343)3754808 Беликов Сергей Владимирович, к. т. н., доцент ка- Belikov S. V., Candidate of Science in Engineering, asфедры «Термообработка и физика металлов», Ураль- sociate professor of the chair «Heat treatment and metal ский федеральный университет им. первого Президента physics», the Ural Federal University named after Boris

России Б. Н. Ельцина, г. Екатеринбург, тел. Eltsin, the first president of Russia, Yekaterinburg, phone:

8(343)3754808 8(343)3754808

–  –  –

В. Д. Парфёнов, Е. К. Толмачева V. D. Parfyonov, E. K. Tolmacheva Тюменский государственный нефтегазовый университет, г. Тюмень Ключевые слова: покрытие; износ; инструмент; износостойкость; резание; поверхность Key words: coating; wear; tool; wear resistance; cutting; surface Нанесение вакуумных ионно-плазменных покрытий на поверхность режущего инструмента позволяет повысить его сопротивление износу в процессе механической обработки, расширить границы технологических возможностей и уменьшить расход инструментальных материалов, а также улучшить качество обработанной поверхности деталей.

При точении сплава ХН70ВМТЮ-Ш нитридный слой, содержащий 5 % NbN, обусловливает повышенную износостойкость пластин Т15К6: скорости резания,, увеличиваются в 1,6–2,7 раза по сравнению с пластинами без покрытия. Это связано с меньшей твердостью никелевого сплава (34,5 ) по сравнению со сталью Х12М (62,0).

Наиболее эффективными эксплуатационными характеристиками в процессе резания обладают инструментальные материалы, на которых нитридные слои сформировались в равновесных условиях.

При точении стали Х12М и сплава ХН70ВМТЮ-Ш нитридоциркониевые покрытия придают твердосплавным режущим пластинам ВК8 большую износостойкость, чем нитридотитановые.

Одним из способов повышения износостойкости режущего инструмента в процессе механической обработки материалов является создание защитных слоев на его поверхности. Для этого применяют, например, азотирование, борирование, ионно-плазменное нанесение карбидных или нитридных покрытий, полагая, что одного лишь увеличения твердости поверхностных слоев инструмента достаточно для повышения его износостойкости. На первый взгляд, действительно, чем больше соотношение твердостей инструментального и обрабатываемого материалов, тем в меньшей степени инструмент подвержен износу. Однако износостойкость определяется комплексом физикохимических свойств контактирующих материалов и триботехническими условиями, поэтому следует искать более объемлющее объяснение эффекта упрочняющей обработки.

При точении стали 30ХГСА покрытие из нитрида циркония, увеличив микротвердость поверхности в 1,8 раза, не повлияло на износ пластин ЛЦК20: величина h покрытых и исходных пластин составила 0,15 мм при скорости резания 2,6 м/с и 0,20 мм при м/с.

При точении стали 45 ионно-плазменные слои ZrN несколько увеличили износостойкость исходных пластин при всех режимах резания. Повышение на 25,7 % твердости пластин ЛЦК20 за счет термоэлектрического упрочнения проявило себя неоднозначно: при малой скорости резания износ несколько увеличился, а при более высокой был не больше, чем у исходных.

Таким образом, просто повышение твердости поверхностного слоя режущего инструмента не приводит автоматически к снижению износа пластин при механической обработке. Авторы [1] также отмечают более высокую износостойкость нитридоциркониевого покрытия по сравнению с нитридотитановым на пластинах ВК8 при точении стали Х12М и сплава ХН70ВМТЮ-Ш, хотя микротвердость TiN выше микротвердости ZrN (2,6).

При точении более твердых материалов, например стали Х12М, покрытие из нитрида циркония значительно уменьшило износ пластин ЛЦК20, в 1,6 раза повысило скорость резания при сохранении одинаковой с исходными пластинами величины износа, причем в широком интервале скоростей резания износ инструмента с покрытием Нефть и газ оставался практически постоянным и лишь при м/с скачкообразно увеличился.

Такой характер износа в целом коррелирует с изменением величины силы резания.

В исследованном интервале скоростей точения сила резания пластинами с нитридоциркониевым покрытием оставалась почти постоянной вплоть до 4,7 м/с, а затем возросла. В случае пластин без покрытия Р сначала плавно увеличивалась с повышением скорости резания, а затем скачкообразно возросла в 2,5 раза при V = 5,8 м/с. Покрытие уменьшило величину силы резания, по-видимому, за счет снижения силы трения и адгезии инструмента к обрабатываемому материалу. Соответственно уменьшился и износ резцов. Правда пока трудно объяснить соотношение величин hз и сил резания исходными и покрытыми пластинами при м/с.

Необходимо отметить, что сопротивление износу и адгезия в значительной степени зависят от температуры в зоне контакта трущихся материалов, поэтому теплопроводность инструмента играет существенную роль в создании условий резания. Чем больше теплоотвод, тем меньше температура режущей кромки, тем в менее жестких условиях эксплуатируется инструмент. У нитрида циркония теплопроводность выше, чем у нитрида титана и твердого сплава, поэтому он в меньшей степени подвержен износу.

Именно по этой причине нитридоциркониевые покрытия эффективны при механической обработке более твердых сталей Х12М, а также при высоких скоростях резания.

Полученные в настоящей работе результаты показывают, что при нанесении какихлибо покрытий на режущий инструмент недостаточно принять во внимание лишь достигаемую поверхностную твердость, сцепление с основой, необходимо учитывать и влияние появляющихся слоев на силу трения, адгезию к обрабатываемому материалу, теплопроводность, шероховатость полученной резанием поверхности, то есть как можно более широкую совокупность свойств.

Процесс обработки материалов резанием сопровождается интенсивным трением, вызывающим износоразрушение поверхностей инструмента. Под износоразрушением будем понимать нарушающий работоспособность поверхности процесс дисперсного отделения, деформационного перемещения и изменения энергетического состояния частиц поверхности твердого тела при трении, механической обработке или физикохимическом воздействии.

Для объяснения такого сложного явления предложено большое количество механизмов процесса, каждый из которых наиболее отчетливо проявляется в определенных условиях. На процесс, кроме физико-механических свойств материалов, существенно влияют состояние поверхностей и условия трения [2]. Например, износоразрушение режущего инструмента как твердого тела в хрупком, квазихрупком и вязком состояниях характеризуется стадиями эволюции дефектофазовых переходов нано-, микро- и миллиметрового структурных уровней. При этом с увеличением скорости резания, то есть с возрастанием температуры в зоне контакта, поочередно превалирует один из следующих механизмов износоразрушения твердосплавного инструмента: адгезионноусталостный при и диффузионный при [3].

Обобщающий подход к проблеме износоразрушения контактирующих материалов отражен в теориях, рассматривающих единый процесс с нескольких точек зрения, например: в триединой системной модели технологической взаимосвязи матери, энергии и информации, в адгезио-деформо-энергетической теории структурного трения и циклического износоразрушения режущего инструмента, в механо-физико-химической модели фрикционного контакта. Такой подход побуждает при выборе трущихся, в частности инструментальных, материалов учитывать комплекс их свойств, не ограничиваясь одной-двумя характеристиками, пусть даже кажущимися наиглавнейшими в условиях эксплуатации.

Для экспериментальной проверки применимости предложенного комплекса свойств при описании стойкости инструментального материала к износоразрушению в процессе резания использовали квадратные безвольфрамовые твердосплавные (БВТС) пластины 03114-15-0412 (ГОСТ 19052-80) марки ЛЦК20* (ТУ 48-4206-268-86).

На основные пластины наносили нитридоциркониевые микропокрытия в вакуумно-дуговой, ионно-плазменной установке ИЭТ 8-И2. Пластины располагали передней поверхностью перпендикулярно потоку частиц вещества. Такая обработка с применением дорогостоящего циркониевого катода КЦН-59 (ТУ 95.1715-88) экономически обоснована благодаря более низкой цене пластин из ЛЦК20 по сравнению с вольфрамсодержащими и оправдана улучшением и стабилизацией свойств микрослоя поверхности, неНефть и газ большим расходом редких и дорогих материалов. Другую часть пластин подвергли термоэлектрическому упрочнению (ТЭУ) в расплаве соли при 820–870 0С, когда за счет электрического тока величиной до 800 мА создавали условия восходящей диффузии легирующих элементов из центральных в поверхностные участки образца, что приводило к увеличению микротвердости поверхностного слоя пластины толщиной до 150 мкм в 1,2–1,5 раза. Часть пластин без дополнительной обработки использовали для сравнения. Режущие пластины механически крепили на проходном токарном резце с.

Износоразрушение пластин осуществляли точением цилиндрических заготовок диаметром 100 мм из сталей Х12М (твердость 62 HRC 627), 45 (207 НВ) и 30ХГСА (197 НВ).,,.

Износ пластин определяли по главной задней поверхности с помощью специального микроскопа МИР-2, оценивая величину фаски износа по пикам на вершине пластины ( ), на границе контакта ( ) режущей кромки с заготовкой, по максимальному значению ( ), а также средневзвешенное арифметическое ( ) этих контрольных пиков.

Такое сочетание величин более подробно характеризует геометрию разрушения поверхности режущего инструмента. Более детально пластины исследовали на растровом электронном микроскопе РЭММА-202 при увеличениях от 10 до 10 000.

Нанесение нитродоциркониевого покрытия (с большой величиной износосопротивления) на пластины из твердого сплава ЛЦК20 должно уменьшить износ поверхностей пластин. Повышение же микротвердости поверхности пластин с 10,9 до 13,7 ГПа в результате ТЭУ вряд ли уменьшит износ, поскольу при этом не увеличилось. Исследователи считают, что при абразивном износоразрушении стойкость контактирующих материалов определяется не только их твердостью, но и прочностью.

Результаты износоразрушения пластин при точении подтвердили этот вывод. Действительно, нитридоциркониевое покрытие во всех исследованных случаях уменьшило интенсивность износоразрушения и величину износа. Однако защитный эффект покрытия при обработке стали 30ХГСА проявился лишь при высоких скоростях резания, а до износ стандартных и покрытых пластин практически одинаков. Это, в первую очередь, связано со сравнительно низкой твердостью обрабатываемого материала, когда комплекс свойств твердого сплава ЛЦК20 обеспечивает достаточное его сопротивление разрушению поверхности при «мягких» режимах резания. С повышением температуры в зоне контакта на первый план вышли энергетические и химические свойства резца, а они заметно выше у пластин с покрытием, чем у твердого сплава ЛЦК20, износ у пластин с покрытием изменился не столь существенно, по-видимому, из-за сравнительно небольшой (около 8 мкм) толщины покрытия.

Следовательно, защитное действие нитродоциркониевых покрытий дополнительно обусловлено уменьшением размеров разрушающих абразивных частиц.

На начальном этапе прорыва покрытия на передней поверхности инструмента может образоваться столбчатый нарост, возможно втирание материала нароста в зазор между обрабатываемой заготовкой и задней поверхностью пластины. Скошенный торец покрытия в процессе резания будет перемещаться вдоль задней поверхности, продолжая защищать твердый сплав от интенсификации износоразрушения в результате опирания на него обрабатываемой заготовки, поскольку покрытие обладает более высоким триботехническим комплексным свойством. Размазанная пленка металлической связки твердого сплава не заполняет микропоры, взаимодействуя с пленкой связки, закрывает микропоры твердого сплава и является своеобразной смазкой при трении.

В работе также показано абразивно-адгезионное сочетание механизмов износоразрушения вакуумных ионно-плазменных твердых покрытий поверхностей трения, работающих в широком диапазоне условий контакта.

Таким образом, снижение износа твердосплавных режущих пластин с нанесением вакуумно-плазменных нитридоциркониевых микропокрытий объясняется изменением комплекса свойств контактных поверхностей инструмента и уменьшением размеров абразивных частиц, подразрушающих поверхности инструмента, причем защитные свойства сохраняются и после нарушения сплошности покрытия.

Список литературы

1. Никитин В. С. Технологии будущего. – М.: Техносфера, 2010. – 264 с.

2. Инструментальщик: Энциклопедический справочник-каталог: в трех томах / Под общ. ред. Я. А. Музыканта.

– М.: Наука и технологии, 2009. – Т. 1. – 464 с.

Нефть и газ

3. Верещака А. С., Кушнер В. С. Резание материалов. – М.: Высшая школа, 2009. – 535 с.

4. Вереина Л. И., Краснова М. М., Фрадкина Е. И. Металлообработка. – М.: ИНФРА-М, 2013.- 320 с.

5. Григорьев С. Н. Методы повышения стойкости режущего инструмента: – М.: Машиностроение, 2009. – 368 с.

6. Информационная поддержка жизненного цикла изделий машиностроения / А. Н. Ковшов и др. – М.: ИЦ «Академия», 2007. – 304 с.

7. Кузьмин В. В. Математическое моделирование технологических процессов сборки и механической обработки изделий машиностроения: – М.: Высшая школа, 2008. – 368 с.

8. Кусков В. Н., Парфёнов В. Д. Влияние нитридоциркониевого покрытия и термоэлектрического упрочнения безвольфрамовых твердосплавных пластин на их износ и качество обработки при точении. – М.: Физика и химия обработки материалов, 1994. – С. 79-82.

9. Кусков В. Н., Парфёнов В. Д., Ковенский И. М. Формирование и износостойкость нитридных ионноплазменных покрытий на твердосплавных режущих пластинах: – М.: Физика и химия обработки материалов, 1992. – С. 76-81.

10. Балабанов В. И. Нанотехнологии. – М.: Эксмо, 2009. – 256 с.

11. Управление системами и процессами / Под ред. В. П. Мельникова. – М.: ИЦ Академия, 2010. – 336 с.

12. Никифоров А. Д. Современные проблемы науки в области технологии машиностроения. – М.: Высшая школа, 2006. – 392 с.

13. Парфёнов В. Д. Совершенствование процесса резания покрытием инструмента: Монография. – Тюмень:

ТюмГНГУ, 2014. – 112 с.

14. Парфёнов В. Д., Кусков В. Н. Износоразрушение безвольфрамовых твердосплавных пластин с нитридоциркониевым покрытием в процессе резания. – Минск: Трения и износ, 1994. – Т. 15. – № 1. – С. 131-137.

15. Пул Ч.-мл., Оуэнс Ф. Мир материалов и технологий: Нанотехнолгии / Пер. с англ. – М.: ЗАО РИЦ Техносфера, 2010. – 336 с.

16. Рязанцев В. Д. Большая политехническая энциклопедия. – М: Мир и Образование, 2011. – 704 с.

17. Хартманн У. Нанотехнологии / Пер. с нем. – М.: Лаборатория знаний, 2008. – 173 с.

18. Машиностроение. Энциклопедия в сорока томах / Председатель редакционного совета К. В. Фролов. – М.:

Машиностроение, 2006.

Сведения об авторах Information about the authors Парфёнов Владимир Дмитриевич, к. т. н., доцент Parfyonov V. D., Candidate of Science in Engineering, кафедры «Технология Машиностроения», Тюменский associate professor of the chair «Manufacturing engineerгосударственный нефтегазовый университет, г.

Тю- ing», Tyumen State Oil and Gas University, phone:

мень, тел. 89044965238 89044965238 Толмачева Екатерина Константиновна, студент Tolmacheva E. K., student of the chair «Manufacturing кафедры «Технология Машиностроения», Тюменский engineering», Tyumen State Oil and Gas University, phone:

государственный нефтегазовый университет, г. Тю- 89129998302, e-mail: tolmach-1995@mail.ru мень, тел. 89129998302, e-mail: tolmach-1995@mail.ru ______________________________________________________________________________________________________

УДК 658.588:622.691.4.052.012

ПАРАМЕТРИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА ГАЗОТУРБИННЫХ ДВИГАТЕЛЕЙ

В УСЛОВИЯХ ОГРАНИЧЕННОСТИ ИСХОДНОЙ ИНФОРМАЦИИ

PARAMETRIC DIAGNOSTICS OF GAS TURBINE ENGINES IN THE CONDITIONS

OF INITIAL DATA LIMITATION

С. И. Перевощиков S. I. Perevoschikov Тюменский государственный нефтегазовый университет, г. Тюмень

–  –  –

Газотурбинные двигатели (ГТД) входят в состав газоперекачивающих агрегатов (ГПА) компрессорных станций газовых промыслов и магистральных газопроводов.

Они составляют основу энергетической базы современных газотранспортных систем и являются одним из основных объектов, техническое состояние которых постоянно контролируется. В том числе методами параметрической диагностики.

Существующие методы параметрической диагностики газотурбинных двигателей достаточно разнообразны, но всем им присущи определенные недостатки. Это вызывает потребность в их постоянном совершенствовании. К числу вновь предложенных относится методика, представленная в работах [1] и [2]. Ее основу составляет теоретическое выражение (1) для расчета эффективной мощности двигателей (1) Нефть и газ где — число оборотов вала силовой (свободной) турбины, приводящей в действие центробежный нагнетатель природного газа, 1/мин; п — расход продуктов сгорания через турбину, кг/с; — температура продуктов сгорания после силовой турбины, К;

— эффективная температура продуктов сгорания перед силовой турбиной, К;

и — коэффициенты сжимаемости газа при условиях на входе в силовую турбину и на выходе из нее, которые, согласно проведенному анализу, можно принимать равными 1,01 и 1,00 соответственно; A, B и a — постоянные для данного двигателя величины; — комплексный показатель политропы расширения продуктов сгорания в силовой турбине.

Входящие в (1) параметры A, B и a включают в себя физические постоянные, характерные для ГТД газовой промышленности, и индивидуально зависят от геометрической конфигурации проточной части силовых турбин. Для каждого двигателя они имеют свои численные значения, которые, согласно [1], могут находиться по формулам (2) в зависимости от эффективного значения базового геометрического параметра силовых турбин двигателей (в [1] и [2] ошибочно приведены неуточненные значения содержащихся в (2) численных коэффициентов).

А = 6,830 10-3 ; В = 1,891 10-4 а = 1,861 10-5 ;. (2) Значения A, B и a для исследованных в [1] и [2] двигателей приведены в табл. 1.

–  –  –

Для других двигателей, не указанных в табл. 1, значения A, B и a могут быть определены подстановкой выражений (2) в (1) и решением полученного уравнения относительно. Последующая подстановка полученного значения в соответствующие выражения (2) позволит найти искомые A, B и a.

При получении основной расчетной зависимости (1) ориентировались на создание методики определения по текущим эксплуатационным данным, получаемым по штатным приборам двигателей. В число штатных приборов не всегда входят измерительные средства, позволяющие определять такие входящие в (1) параметры, как: давление продуктов сгорания до силовой турбины и после нее (используется для определения ); температура продуктов сгорания на выходе силовых турбин ; расход продуктов сгорания через турбины п. В принципе отсутствуют приборы для определения эффективной температуры продуктов сгорания перед силовой турбиной.

Отсутствие таких данных, как давление и температура продуктов сгорания перед отдельными турбинами и после них, делает невозможным определение показателя политропы расширения продуктов сгорания в турбинах, в частности в силовой турбине.

Это существенно осложняет использование зависимости (1) для диагностирования ГПА по их эффективной мощности.

Выйти из создавшегося положения позволяют особенности термодинамического процесса в газотурбинных двигателях. В частности тот факт, что передача энергии рабочему телу двигателей производится при постоянном давлении, создаваемом осевыми компрессорами (ОК). Последние сжимают воздух, находящийся под атмосферным давлением, и подают его в камеры сгорания двигателей. Из камер образовавшие

–  –  –

где Т — среднее значение показателя политропы расширения продуктов сгорания во всем турбинном комплексе двигателя; и — абсолютная температура продуктов сгорания перед турбинным комплексом (на входе турбины высокого давления ТВД) и коэффициент сжимаемости продуктов сгорания в условиях перед ТВД.

При эксплуатации ГПА не всегда существует возможность оценивать тр для текущих режимов работы двигателей. Это вынуждает для определения Т использовать еще одно допущение и находить значение этого параметра по данным для номинального режима работы двигателей, то есть через значения соответствующих параметров при номинальном режиме работы двигателей: тро, око, о, о, и.

Такой подход к определению Т для текущих режимов допускает небольшое изменение данного параметра при смене режимов работы двигателей, а также эксплуатация ГПА в достаточно узком режимном диапазоне, включающем, как правило, номинальный режим работы двигателей.

С учетом отмеченного и того обстоятельства, что по рассматриваемой зависимости определяется среднее значение комплексного показателя политропы для всех турбин двигателя, с некоторым приближением можно записать (3) При отсутствии для рассматриваемого двигателя сведений по тро, руководствуясь данными [3], можно принимать тро = 0,96; значения коэффициентов сжимаемости ои о — равными 1,01 и 1,0 соответственно, что следует из результатов анализа физических характеристик продуктов сгорания перед ТВД и после силовых турбин двигателей при различных режимах их работы.

Температура является производной от температуры продуктов сгорания на входе в турбинный комплекс двигателей и ряда термодинамических процессов, сопровождающих продвижение продуктов сгорания через турбины. В ходе термодинамических процессов часть исходной энергии продуктов сгорания расходуется на создание двигателями мощности, другая — рассеивается в пространстве в виде тепловых потерь. При этом некоторое количество тепла, отданного в окружающую среду в первых ступенях турбин, аккумулируется продуктами сгорания и участвует в создании мощности в последующих ступенях [3]. Таким образом, температура отражает энергетические потери в турбинах и частичный возврат первоначально утраченной энергии в рабочий термодинамический цикл двигателей.

Потеря энергии и вовлечение части утраченной энергии в последующие энергетические процессы происходят одновременно, на протяжении всего пути следования продуктов сгорания по проточной части двигателей. Это не позволяет измерением температуры в какой-либо точке проточной части установить величину утраченной и в какой-то мере возобновленной энергии. В частности определить величину. Значение может быть найдено только косвенно, на основе сведений о термодинамическом состоянии продуктов сгорания перед турбинами и после них.

–  –  –

где 6,980 + 0,1397 3,859 ;

о — относительное число оборотов ротора силовой турбины; о — число с оборотов силовой турбины при номинальном режиме работы двигателя, 1/мин; — эмпирический коэффициент.

Выражение (6) является эмпирическим, полученным на основе данных по ряду исследованных в работе двигателей (см. табл. 1). Достоверность численного значения содержащегося в нем эмпирического коэффициента представлена на рис. 1.

–  –  –

Достаточно высокая достоверность = 0,890 зависимости от свидетельствует о правомерности использования (6) для определения температуры.

Представленные выражения для расчета температуры базируются на различных исходных данных. Так, (4) дает возможность рассчитывать по трем рабочим параметрам двигателей: по температурам и и по числу оборотов ротора турбины высокого давления в. По формуле (5) можно определять на основе данных по двум Нефть и газ параметрам — по температуре продуктов сгорания после силовой турбины и по числу оборотов ротора силовой турбины.

Эмпирическое выражение (6) позволяет находить так же, как (5), по двум, но уже другим, параметрам: по температуре продуктов сгорания перед турбиной высокого давления и по числу оборотов ротора силовой турбины.

Расчеты показывают, что значения температуры, полученные по теоретическим выражениям (4) и (5), отличаются от значений по эмпирическому выражению (6) не более, чем на 3,5 %, что свидетельствует о достаточной адекватности (4) и (5).

Все входящие в (4), (5) и (6) физические величины, на основе которых находится, относятся к числу постоянно измеряемых и регистрируемых рабочих параметров ГПА. Это делает определение в условиях эксплуатации ГПА доступным.

Температура продуктов сгорания после силовой турбины во многом определяется температурой, что следует из природы термодинамических процессов, происходящих в газотурбинных двигателях. Поэтому для определения можно воспользоваться представленными выше зависимостями (4) и (5), связывающими между собой эти температуры.

Решение (4) и (5) относительно приводит к следующим выражениям:

(7) (8) Для практических расчетов по (7) и (8) необходимо располагать численными значениями входящих в данные зависимости параметров. Требуемые для этого значения могут быть получены по (6).

Кроме (7) и (8), вытекающих из (4) и (5), для определения может быть использовано более простое выражение (9), которое получается так же, как (8), но при меньшем количестве допущений:

[1 – (1 ) ]. (9) Для проверки приемлемости формул (7), (8) и (9) для практических расчетов найденные по ним сравнивались с фактическими данными по для газотурбинного двигателя ГПА ГТК-10-4, работающего в различных режимах загрузки по мощности.

Характерная часть полученного в результате сравнения материала представлена в табл. 2.

–  –  –

по (7), (8) и (9) использовались значения, расчитанные по При определении (6). При этом в (7) и (8) подставлялись показатели политропы n, найденные по (3). Таким образом, в представленных в табл. 2 погрешностях присутствуют погрешности всех используемых для расчета зависимостей.

Данная погрешность, учитывая ее совокупный характер, может оцениваться как невысокая, так как при изменении фактических значений во всех рассмотренных режимах работы двигателя на 18,6 % погрешность определения по рассматриваемым Нефть и газ зависимостям составляет не более 3,6 %. Отдельные значения погрешности, выходящие за указанный предел, являются единичными и случайными.

Наименьшую погрешность расчету обеспечивают зависимости (8) и (9). Их отличает и меньшая потребность в исходной информации. Для определения по ним требуются сведения только по двум (с учетом расчета ) рабочим параметрам двигателей — и, тогда как расчет по (7) связан с использованием данных по дополнительному, третьему параметру в.

Проведенный сравнительный анализ показывает, что выражения (3), (6), (7), (8) и (9) могут быть использованы для практических расчетов. При этом для нахождения предпочтительнее применять (8) и (9).

Продукты сгорания топлива газотурбинных двигателей на 98 % и более состоят из атмосферного воздуха, подаваемого в камеры сгорания осевыми компрессорами. При смене режимов работы двигателей процент массового содержания воздуха в продуктах сгорания изменяется несущественно [4]. В реально практикуемых диапазонах режимов работы ГПА данное изменение еще меньше. С учетом этого на основе известных положений теории лопастных компрессорных машин, к которым относятся осевые компрессоры ГТД, получены выражения (10) и (11), позволяющие находить расход продуктов сгорания двигателей ГПА при различных режимах их работы.

, (10) п где — эмпирическая поправка, корректирующая допущения и вызванные ими неточности, принятые при выводе зависимости (10); при

–  –  –

Зависимость (11) получена с минимальными допущениями. Она имеет более простой вид, но для расчета по ней требуется располагать дополнительной информацией по числу оборотов ротора силовой турбины.

Расхождение между результатами расчета по (10) и (11) составляет до 3,5 %.

Правомерность применения полученных зависимостей для определения недостающих для диагностики ГПА параметров проверялась по эксплуатационным данным ряда Нефть и газ газоперекачивающих агрегатов. В качестве таковых были выбраны наиболее характерные для газовой промышленности их представители — ГТК-10-4, ГПА-Ц-16 и Коберра-182. То есть представитель стационарных агрегатов, производимых специально для газовой промышленности (ГТК-10-4), представитель агрегатов на базе конвертированных двигателей иного первоначального назначения (ГПА-Ц-16) и представитель агрегатов импортного производства (Коберра-182).

Проверка выполнялась на основе методики [2] и состояла в сравнении диагностических значений приведенных относительных мощностей двигателей пр, полученных на базе полных и неполных исходных данных. Параметры пр при этом находились по аппроксимирующим зависимостям вид р ). Им соответствуют при = 1. Значения при неполных исходных данных находились по различным формулам, представленным выше. По результатам такой проверки оказалось возможным вынести суждение не только о приемлемости полученных зависимостей для практических расчетов, но и о приоритетности использования каждой из них.

Результаты расчетов частично представлены на рис. 3 и рис. 4, а также в табл. 3, на которых приведены соответствующие аппроксимирующие зависимости р) для ГТК-10-4, полученные по методике [2], и определенные по ним e

–  –  –

Анализ всех полученных в ходе проверки данных по всем рассмотренным двигателям приводит к следующим выводам:

Нефть и газ

1. При любом варианте определения на базе неполной исходной информации расхождение с результатами расчетов по полным исходным данным составляет не более 0,014 0,031, что существенно ниже минимального порогового снижения на 0,15, при котором ГПА предписывается выводить в средний ремонт. Это позволяет сделать вывод о приемлемости полученных выражений для расчета, Т4 и для диагностических оценок.

2. Предпочтительными для использования являются формулы (8) и (11), так как на их основе получаются наименьшие из всех наблюдаемых значений. При недостаточно надежном диагностировании по косвенным признакам, которыми оперирует параметрическая диагностика, такой выбор в пользу (8) и (11) снижает нежелательные последствия от возможных ошибочных решений по результатам диагностики.

Список литературы

1. Перевощиков С. И. Диагностика газотурбинных двигателей по их эффективной мощности // Известия вузов.

Нефть и газ. – 2014. – № 3. – С. 112-121.

2. Перевощиков С. И. Развернутая диагностика технического состояния газотурбинных двигателей по их эффективной мощности // Нефть и газ. – 2014. – № 5. – С. 92-98.

3. Ревзин Б. С., Ларионов И. Д. Газотурбинные установки с нагнетателями для транспорта газа. Справочное пособие. – М.: Недра, 1991. – 303 с.

4. Волков М. М., Михеев А. Л., Конев А. А. Справочник работника газовой промышленности. – М.: Недра, 1989. – 287 с.

Сведения об авторе Information about the author Перевощиков Сергей Иванович, д. т. н., профессор Perevoschikov S.

I., Doctor of Engineering, professor кафедры «Машины и оборудование нефтяной и газовой of the chair «Machines and equipment of oil and gas indusпромышленности», Тюменский государственный нефте- try», Tyumen State Oil and Gas University, phone:

газовый университет, г. Тюмень, тел. 8(3452)467480 8(3452)467480 ___________________________________________________________________________

Пожарная и промышленная безопасность в нефтегазовой отрасли УДК 614.842.665

ПОДГОТОВКА ЛИЧНОГО СОСТАВА ПОЖАРНОЙ ОХРАНЫ

С ПОМОЩЬЮ СИТУАЦИОННЫХ ТРЕНИНГОВ

TRAINING OF FIRE PROTECTION PERSONNEL USING SITUATIONAL PRACTICES

А. А. Шарафутдинов, И. Ф. Хафизов, А. А. Кудрявцев, В. С. Зубов A. A. Sharafutdinov, I. F. Hafizov, A. A. Kudryavtsev, V. S. Zubov Уфимский государственный нефтяной технический университет», г. Уфа

–  –  –

Нефтеперерабатывающие заводы являются пожароопасными объектами, следовательно, при возникновении пожара складывается сложная оперативно-тактическая обстановка, что усложняет проведение аварийно-спасательных работ. Много зависит от действий руководителя тушения пожара (РТП) и слажености действий личного состава пожарной охраны.

Анализ пожаров на нефтеперерабатывающих заводах показывает, что чаще всего возгорание возникает в результате разгерметизации трубопровода, самовоспламенения перфорированных отложений и парофорных соединений, нарушений правил безопасности при эксплуатации установок.

Первым РТП, прибывшим на пожар, чаще всего является начальник дежурной смены, и от его действий, качественно проведенной разведки зависит дальнейшая обНефть и газ становка.

Происходит смена поколений в пожарной охране, у многих нет опыта тушения крупных пожаров, от этого возникают типичные ошибки в действиях РТП:

не учитывается направление и скорость ветра, на опасных производствах, где находятся горючие газы, ЛВЖ, СДЯВ, эта ошибка может повлечь за собой переброс пламени на соседние объекты, а самое главное, при выбросе ядовитых веществ в окружающую среду останется неопределенным скорость их распространения и зона заражения;

недостаточные знания технологических процессов на объекте, следовательно неправильный выбор решающего направления тушения пожара, что также влечет к быстрому развитию пожара;

не производится или производится неправильно расчет расхода огнетушащих веществ, не дается указание на повышение давления в сети противопожарного водоснабжения;

не устанавливаются взаимодействия с обслуживающим персоналом установок.

К тому же и на установках произошла смена поколений, молодые операторы плохо знают расположение коренных задвижек;

не назначают ответственных за ОТ и ТБ, что приводит к травматизму сотрудников пожарной охраны.

Для предотвращения человеческих жертв и материального ущерба от пожара необходимо минимизировать время проезда к месту пожара, время его локализации и ликвидации. Достижение поставленной задачи во многом зависит от технического оснащения и морально-волевых качеств личного и начальствующего состава.

Действия начальствующего состава — руководителей тушения пожара всех рангов — в условиях сложной обстановки на крупных и сложных пожарах должны быть четкими и безошибочными. С целью минимизации ошибок на сегодняшнем этапе деятельности пожарных подразделений проводятся учения непосредственно на установках и объектах, находящихся в районе выезда пожарной части.

Для обучения, психологической подготовки, а также проверки знаний и отработки практических навыков личного состава, взаимодействия с персоналом объекта нами предлагается интегрировать в процесс проведения учений ежедневную тренажерную подготовку личного состава совместно с персоналом объекта.

Например, если ставится цель тренировать РТП, то ему предлагается модель пожара. РТП следует по внешним признакам оценить обстановку, спрогнозировать ее изменение, провести разведку, определить решающее направление проведения действий, выбрать средства тушения, способы и приемы ведения действий, организовать встречу и расстановку дополнительных сил и средств, рационально использовать тактические возможности подразделений, обеспечить взаимодействие подразделений. В случае, когда РТП принимает неправильное или неполное решение, или такое решение, которое ведет к нарушению правил охраны труда, программа моделирует новые вводные.

Каждая вводная несет в себе информацию, необходимую для принятия решения РТП. Вместе с тем вводная не содержит в себе готовые решения, то есть не указывает, чему угрожает огонь, куда распространяется горение, где имеется возможность возникновения взрыва, каковы пути распространения продуктов сгорания.

Для решения поставленной задачи РТП необходимо быстро и правильно оценить обстановку и управлять действиями. Если РТП организовал и провел разведку в полном объеме, правильно и всесторонне оценил обстановку условного пожара, рационально использовал силы и средства, и при этом не нарушались правила охраны труда, программа выводит выводы по решению задач, перечисляет допущенные ошибки, отмечает положительные и отрицательные стороны.

Нами предлагается модель тренажера для отработки совместных действий руководителя тушения пожара (РТП), диспетчера ГПС (ДГПС), диспетчера служб жизнеобеспечения (ДСЖ) — оператора завода, установки. Тренажеры предоставляют возможность практически отработать ситуационные тренинги без значительных физических и материальных затрат.

В работе предлагается объединить тренажер с теоретическим материалом и возможностью проверки полученных знаний, с этой целью разработаны системы интегрированных тренингов (СИТ) (табл.1).

–  –  –

Исследования подтверждают целесообразность проведения практических занятий, учений, где будут отрабатываться совместные действия диспетчерского состава службы 01 при возникновении пожаров по повышенному рангу, РТП и оперативного персонала объектов. Однако такие занятия, вероятно, будут носить единичный и необязательный характер, так как они не предусмотрены в программе подготовки личного состава МЧС России, поэтому оптимальным способом решения данного вопроса, исходя из расчетов и прогнозов, выполненных в данной работе, считаем внедрение в деятельность пожарной охраны современных виртуальных тренажерных комплексов, в которых могут реализоваться максимально приближенные к реальным условиям тренинги и производиться оценка действий диспетчерского состава и РТП.

Результаты исследований свидетельствуют о преимуществах использования информационно-аналитической системы, с помощью которой происходит сопровождение процессов принятия решений при пожаротушении от момента поступления сообщения о пожаре до времени окончания ликвидации пожара.

Для подтверждения преимуществ использования тренажеров над отработкой упражнений в традиционной форме на практике нами были проведены экспериментальные занятия в течение 4 лет со студентами специальности «Пожарная и промышленная безопасность» ФГБОУ ВПО УГНТУ, «Пожарная безопасность» ГБОУ СПО УГКР, а также при первоначальной подготовке личного состава учебного пункта ФГКУ «22-й отряд ФПС по РБ» и учебного центра МБУ УПО г. Уфы (табл. 2, 3).

–  –  –

РТП РТП 1 А1 В1 С1 0,01 3,66 11,3 1,21 16,2 0,25 0,12 0,38 0,04 0,54 2 А2 В2 С2 0,04 2,00 0,48 0,98 3,47 0,25 0,33 0,08 0,16 0,58 3 А3 В3 С3 0,15 0,07 0,13 0,34 0,54 0,25 0,04 0,08 0,21 0,33 4 А4 В4 С4 0,15 0,20 0,13 0,34 0,68 0,25 0,12 0,08 0,21 0,41 5 А5 В5 С5 0,15 0,07 0,13 0,63 0,83 0,25 0,04 0,08 0,38 0,50 6 А6 В6 С6 0,25 0,08 0,12 0,33 0,54 0,25 0,08 0,12 0,33 0,54 7 А7 В7 С7 0,17 0,44 0,44 0,06 0,93 0,25 0,29 0,29 0,04 0,62 8 А8 В8 С8 0,17 0,18 0,44 0,57 1,18 0,25 0,12 0,29 0,38 0,79 9 А9 В9 С9 0,25 0,08 0,29 0,16 0,53 0,25 0,08 0,29 0,16 0,53 10 А10 В10 С10 0,17 0,50 0,06 0,50 1,06 0,25 0,33 0,04 0,33 0,71 Эксперимент показал, что тренажерный комплекс позволяет снизить временные затраты на изучение стандартных и нестандартных ситуаций, по сравнению с контрольными группами, в 1,5 раза, а также повысить качество изучения учебных материалов в 2 раза. Применение ИТК позволило в 2–3 раза сократить время экспериментальной группы на основных этапах подготовки к выполнению задачи по ликвидации пожара в условиях изменяющейся оперативной обстановки. В работе предлагается объединить тренажер с теоретическим материалом и возможностью проверки полученных знаний, с этой целью разработаны системы интерактивных тренингов (СИТ) (табл. 4).

–  –  –

РТП(С) № ГПС ГПС РТП РТП 1 А1 В1 С1 0,22592 0,69953 0,07455 0,22592 0,69953 0,07455 2 А2 В2 С2 0,57741 0,1399 0,28269 0,57741 0,1399 0,28269 3 А3 В3 С3 0,12325 0,24775 0,62901 0,12325 0,24775 0,62901 4 А4 В4 С4 0,29875 0,19815 0,5031 0,29875 0,19815 0,5031 5 А5 В5 С5 0,08068 0,16219 0,75713 0,08068 0,16219 0,75713 6 А6 В6 С6 0,15072 0,22723 0,62205 0,15072 0,22723 0,62205 7 А7 В7 С7 0,46762 0,46762 0,06476 0,46762 0,46762 0,06476 8 А8 В8 С8 0,15435 0,36774 0,47791 0,15435 0,36774 0,47791 9 А9 В9 С9 0,15122 0,54321 0,30556 0,15122 0,54321 0,30556 10 А10 В10 С10 0,47158 0,05684 0,47158 0,47158 0,05684 0,47158 Практическая ценность исследования состоит в том, что предложенные процедуры, концепции и подходы к разработке технических средств обучения позволили сформулировать и выполнить достижимые на сегодняшний день требования к обучающим системам и тренажерным комплексам для подготовки личного состава пожарных подразделений и персонала особо опасных объектов, обеспечивающие максимальное снижение влияния ошибок обученного персонала на общий уровень пожарной безопасности при ограничении ресурсов на тренинги.

Список литературы

1. Тетерин И. М., Климовцов В. М., Прус Ю. В. Методология разработки экспертных систем для оперативного управления пожарными подразделениями // Технологии техносферной безопасности. – 2008. – № 5 (21). – С. 1-68.

2. Тетерин И. М., Топольский Н. Г., Климовцов В. М., Прус Ю. В.. Применение систем поддержки принятия решений руководителями оперативных подразделений при тушении пожаров в крупных городах // Технологии техносферной безопасности. – 2008. – № 4 (20). – С. 15-48.

3. Топольский Н. Г. Основы автоматизированных систем пожаровзрывобезопасности объектов. – М.: МИПБ МВД России, 1997. – 165 с.

4. Зыков В. И. [и др.]; Автоматизированные системы управления и связь: Учебник. – М.: Академия ГПС МЧС России, 2006. – 665 с.

5. Снитюк В. Е., Быченко А. А., Джулай А. Н. Эволюционные технологии принятия решений при пожаротушении. – Черкассы, 2008. – 268 с.

6. Кудрявцев А. А., Хафизов Ф. Ш., Шевченко Д. И. Определение структуры и параметров регуляторов для задач моделирования процессов в компьютерных тренажерах при ограниченном информационном обеспечении // Нефтегазовое дело: электрон. науч. журн. – 2011.– № 1. – С. 320-335



Pages:     | 1 | 2 || 4 |



Похожие работы:

«Федеральное государственное образовательное учреждение высшего профессионального образования "Южный федеральный университет" Институт по переподготовке и повышению квалификации преподавателей гуманитарных и социальных наук Отделение "Регионоведение" ПРОГРАММА для поступающих в маги...»

«Труды БГУ 2014, том 9, часть 1    Генетика  УДК 575.113.2:664.71.11 ОРИГИНАЛЬНАЯ ГЕНЕТИЧЕСКАЯ ИЗМЕНЧИВОСТЬ ПО АЛЛЕЛЯМ ЛОКУСОВ GLU ДЛЯ СЕЛЕКЦИИ ПШЕНИЦЫ НА КАЧЕСТВО ЗЕРНА *В.В. Моргун, *О.И. Тарасюк, *В.М. Починок, * **А.И. Рыбалка *Институт ф...»

«Дошкольное отделение № 1 План семинара – практикума для воспитателей "Школа мяча" ЗАНЯТИЕ №1 "Метание, как основной вид движения" Основные движения – это жизненно необходимые для человека движения, которые...»

«1 D9 6000-TC „Combi“ D9 6000-TC "Combi" D9 6000-TC "Combi" – Посевная техника для оптимальной урожайности Высокая производительность с маленькими тракторами D9 6000-TC – это прицепная сеялка с несложным упра...»

«Вариант t_4_16 1) Укажите наименьшее четырхзначное шестнадцатеричное число, двоичная запись которого содержит ровно 6 нулей. В ответе запишите только само шестнадцатеричное число, основ...»

«Модуль автоматической загрузки/выгрузки документов к драйверу Wi-Fi терминала сбора данных для "1С:Предприятия" на основе Mobile SMARTS, версии ПРОФ Версия 1.0.0.5 от 09 июня 2012 © 2005-2012 Cleverence Soft, Ltd. All rights reserved. "Драйвер Wi-Fi терминала сб...»

«1 СОДЕРЖАНИЕ № Наименование разделов Стр. п/п Пояснительная записка 3 Нормативная часть программы 1. 5 Наполняемость групп и режим учебно-тренировочной работы 1.1. 6 Соотношение видов подготовки по годам и этапам обучения 1.2. 6 Годовой план-график 1...»

«ЗАЯВЛЕНИЕ НА СТРАХОВАНИЕ ОТВЕТСТВЕННОСТИ АРБИТРАЖНЫХ УПРАВЛЯЮЩИХ _ Приложение № к письму 7851 от 10.08.2009г. "ТИПОВАЯ ФОРМА ЗАЯВЛЕНИЯ НА СТРАХОВАНИЕ" 1 "Второй этап страхования" Прошу ОАО "ВСК" заключить Договор страхования ответственности арбитражных управляющих на основании усло...»

«Содержание РЕЛИГИОЗНАЯ ИДЕНТИЧНОСТЬ КАЗАХСТАНЦЕВ Зарема Шаукенова, Религиозная идентичность в семейных Елена Бурова, стратегиях казахстанцев Юлия Кучинская, Асара Муканова Тимур Козырев Ислам в Казахстане: идентичность, общес...»

«Министерство здравоохранения и социальной защиты населения Республики Таджикистан Ситуационный анализ Состояние сферы реабилитации в Республике Таджикистан...»

«ВЕРХОВНЫЙ СУД РЕСПУБЛИКИ КАРЕЛИЯ КАССАЦИОННОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ от 24 декабря 2010 г. по делу N 33извлечение) СУДЕБНАЯ КОЛЛЕГИЯ ПО ГРАЖДАНСКИМ ДЕЛАМ ВЕРХОВНОГО СУДА РЕСПУБЛИКИ КАРЕЛИЯ в составе председательствующего Рочевой Е.С., судей Переплесниной Е.М., Логиновой Н.И. пр...»

«ФЕДЕРАЛЬНАЯ СЛУЖБА ПО ГИДРОМЕТЕОРОЛОГИИ И МОНИТОРИНГУ ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ (РОСГИДРОМЕТ) рд РУКОВОДЯЩИЙ ДОКУМЕНТ 52.14.642— ТЕКСТОВЫЕ ДОКУМЕНТЫ Общие требования к построению, изложению, оформлению, содержанию и обозначению Санкт-Петербург ГИ...»

«КОМИТЕТ ЖОГОРКУ КЕНЕША КЫРГЫЗСКОЙ РЕСПУБЛИКИ ПО СОЦИАЛЬНОЙ ПОЛИТИКЕ Специальный отчет по итогам мониторинга и анализа реализации Закона Кыргызской Республики "О предупреждении и борьбе с торговлей людьми" Июнь 2015 г....»

«DOI: 10.15393/j9.art.2012.366 И. А. Есаулов Москва ФРЕЙДИСТСКИЕ КОМПЛЕКСЫ СОВЕТСКО-ПОСТСОВЕТСКОГО ЛИТЕРАТУРОВЕДЕНИЯ В ИЗУЧЕНИИ ЕВАНГЕЛЬСКОГО ТЕКСТА РУССКОЙ СЛОВЕСНОСТИ1 i. a. esaulov moscow FREUDIAN COMPLEXES OF SOVIET AND POST-SOVIET PHILOLOGY IN STUDYING EVANGELIC TEXTS IN RUSSIAN LITERATURE...»

«Я с природой Руководство для граждан, планирующих отметить Всемирный день окружающей среды 5 июня 2017 года Вступление В этом году есть только одно слово, которым можно описать то, каким мы хотим видеть Вс...»

«Т.И. Костина, Ю.А. Ковылин Условия успешной коммерциализации инноваций Приведено обобщение необходимых условий успешной коммерциализации ин­ новаций в современных условиях, дана характеристика двух типов инновационной политики — политики стимулирования предложения инноваций и политики...»

«УДК 624.15 (075.8) Расчет несущей способности сваи для свайного поля малого шага в просадочном грунте II типа: теоретические основы метода А.И. Русаков При расчете допускаемой нагрузки на сваю согласно СП 24.13330.2011 "СНиП 2.02.03-85 Свайные фундаменты" не делается различий между работой одиночной с...»

«Микросборки, технологические возможности по изготовлению МСБ и их применение Афанасьев Станислав Владимирович Казань, 11 августа 2016 г. Замена элементной базы модулями "габарит в габарит" сохранение конструкции и схемы коммутации...»

«Страхование автомобиля (ОСАГО) Владельцы транспортных средств обязаны страховать риск своей гражданской ответственности, которая может наступить при причинении вреда жизни, здоровью или имуществу других лиц (п. 1 ст. 4 Федерального закона от 25.04.2002 № 40-Ф...»

«УДК 539.3 В. Д. Будак1, А. Я. Григоренко2, М. Ю. Борисенко1, Е. В. Бойчук1 ОПРЕДЕЛЕНИЕ СОБСТВЕННЫХ ЧАСТОТ ЭЛЛИПТИЧЕСКОЙ ОБОЛОЧКИ ПОСТОЯННОЙ ТОЛЩИНЫ МЕТОДОМ КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ Исследуются своб...»








 
2017 www.book.lib-i.ru - «Бесплатная электронная библиотека - электронные ресурсы»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.