NO300719B1 - Fremgangsmåte for gjennomföring av en utvendig rundsveis - Google Patents

Description

Foreliggende oppfinnelse angår en fremgangsmåte for gjennomføring av en utvendig rundsveising av elektrisk sveiste stålrør, ifølge kravinnledningen.

I en tidligere kjent teknikk blir etterfølgende rørlengder som er forbundet med hverandre med en perifer sveis, utført ved manuell sveising, metall inertgass (MIG)-sveising eller metall aktivgass (MAG)-sveising om bord på en lekter 1, og et kontinuerlig rør bestående av sammensveiste rørlengder blir matet ut fra lekteren og lagt på sjøbunnen. Ifølge denne fremgangsmåte er det imidlertid nødvendig å utføre flere operasjoner om bord på lekteren, så som sveising, inspeksjon av sveisefugene, belegg osv. Slike operasjoner kan i alminnelighet ikke utføres særlig effektivt om bord på en lekter på grunn av trange arbeidsforhold og på grunn av at arbeidet er påvirket av vær- og sjøforholdene.

For å unngå disse problemer er en metode kalt "trommel-lekter-metoden" blitt populær. Ifølge denne metode blir perifer sveising, inspeksjon og belegging av rørlengder utført på land, for å utforme et langt sammenhengende rør. Dette lange sammenhengende rør vikles på en trommel som er montert på lekteren. Etter at lekteren er kommet til stedet hvor røret skal legges, blir det sammenhengende rør avviklet fra trommelen og lagt på sjøbunnen.

Ved å bruke trommellektermetoden er det mulig å legge ut undersjøiske rørledninger med meget stor effektivitet. Denne fremgangsmåte lider imidlertid under et problem, idet strekk- og kompresjonspåkjenninger blir generert i deler av røret når røret vikles på trommelen eller vikles av trommelen for å legges på sjøbunnen, med en tendens til å forårsake sprekker i rørets grunnmetall i den perifert sveiste del.

Hittil har sømløse rør blir brukt som rørledninger som legges på sjøbunnen, i betraktning av kvalitet og styrke. I de senere år har man imidlertid forsøkt å bruke elektrisk sveiste stålrør isteden for sømløse rør, delvis på grunn av at kvaliteten av elektrisk sveiste stålrør er betydelig forbedret, og delvis på grunn av at bruken av denne type rør er fordelaktig fra et økonomisk standpunkt.

Dessverre har det av følgende grunn vist seg at det er vanskeligere å hindre sprekker råkkanten i det perifert sveiste

område av elektrisk sveiste stålrør enn av sømløse rør.

Et elektrisk sveist stålrør blir vanligvis utformet fra en stålplate som gjennomgår en styrt valsing for å oppnå stor styrke og seighet. Under perifer sveising blir imidlertid sveiseområdet oppvarmet til en temperatur over AC3 omvandlings-punktet slik at det taper effekten av styrt valsing, med det resultat at den varmepåvirkede sone blir myknet til et nivå under grunnmetallets hardhet, med en tendens til sprekkdannelse.

Hittil har forskjellige fremgangsmåter vært foreslått for å forbedre seigheten av sveiseområdene, for eksempel de som er vist i JP-PS 60-31888 som viser en varmeetterbehandling etter sveisingen mens man styrer grunnmetallets karbon-ekvivalent, og JP-PS 53-12751, som viser en anvendelse av ultralyd-vibrasjon på det sveiste materiale under sveising. Fremgangsmåten som er foreslått i JP-PS 60-31888 krever varme-etterbehandling som et tilleggstrinn. Den fremgangsmåte som er foreslått i JP-PS 53-12751 krever en separat anordning for å tilføre vibrasjon, så vel som en vanskelig fremgangsmåte for å justere vibrasjonsfrekven-sen, siden påtrykking av vibrasjoner med utilstrekkelig vibra-sjonsf rekvens har en tendens til å redusere seigheten isteden for å forbedre seigheten.

Følgelig er det et mål for den foreliggende oppfinnelsen å frembringe en fremgangsmåte for perifer sveising av stålrør som skal legges av en trommellekter, forbedret for å hindre generering av sprekker i det perifer sveiste område av røret.

Oppfinnerne har utført en intens studie av anvendelse av elektrisk sveiste stålrør til trommellekter-metoden, og funnet at generering av sprekker i det perifer sveiste område kan bli effektivt unngått ved egnet begrensning av områdene for slike faktorer som styrken til det sveiste metall, formen av sveisefugens råk og komponentene i røret.

Med fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse unngås de foran nevnte ulemper. Dette oppnås med fremgangsmåten ifølge foreliggende oppfinnelse slik den er definert med de i kravene anførte trekk.

Det ovenstående og andre mål, trekk og fordeler med den foreliggende oppfinnelse vil klart fremgå fra den følgende beskrivelse av en foretrukket utførelse av oppfinnelsen, under henvisning til tegningene, der figur 1 er et karakteristikkdiagram som viser resultatet av en gjentatt bøyetest, figur 2 er et karakteristikkdiagram som viser forholdet mellom krumningsradien for sveisefugens råk og takten for generering av sprekking, figur 3 er et karakteristikkdiagram som viser forholdet mellom vinkelen i sveisefugens råk og takten for generering av sprekking, figur 4 er et karakteristikkdiagram som viser forholdet mellom høyden av sveisefugens råk og takten for generering av sprekking, figur 5 er et diagram som viser forholdet mellom graden av mykning (AHv) og Ceq, figur 6 viser en illustrasjon av en tidligere kjent fremgangsmåte for å legge en undersjøisk rørledning, figur 7a illustrerer en situasjon hvor et kontinuerlig rør som er fremstilt på land blir tatt om bord ved en trommel på en lekter på sjøen, figur 7b illustrerer en situasjon hvor det sammenhengende rør blir viklet av trommelen og lagt på sjøbunnen, figur 8 viser et snitt av et sveist område som illustrerer et typisk eksempel på sprekkdannelse i sveisefugens råk, figur 9 viser en illustrasjon av den gjentatte bøyetest, figur 10 er en skjematisk illustrasjon av en hardhet-fordeling for et valset materiale, og figur 11 illustrerer en definisjon av høyden av en sveisefuges råk og krumningsradien og vinkelen i sveisefugens råk.

Ved bruk av en bøye-tester 11 som vist på figur 9, utførte oppfinnerne en gjentatt bøyetest (5% deformering) på teststykkene 10 som er tatt fra det perifer sveiste område av en elektrisk sveist rørledning, i henhold til API 1104, for å undersøke tilstanden for generering av sprekker i sveisefugens råk. Oppfinnerne bekreftet at sprekker 6, typisk vist på figur 8, ble generert i sveisefugens 7 råkkant i teststykkene. Det ble også bekreftet at en større tendens til sprekking ble observert når det er større forskjell mellom hardheten i grunnmetallet og det endelige lag av sveisemetallet.

Sprekkdannelser anses således å skyldes forskjellen i hardhet mellom sveisemetallet og grunnmetallet, som man vil se fra det skjematiske diagram av hardhetsfordelingen som vist på figur 10. Mer spesielt, anser man at sprekkingen er forårsaket av forskjellen i mengden av plastisk deformasjon mellom sveisemetallet og grunnmetallet under av- og påvikling av røret. Mer spesielt anses sprekkingen å skyldes det faktum at den plastiske deformasjon av grunnmetallet blir motvirket av sveisemetallet som har større hardhet enn grunnmetallet. Som vist på figur 10 utviser det endelige lag av sveisemetall en større hardhet enn grunnmetallet. Dette skyldes det faktum at det endelige lag av sveisemetall, utformet av den siste sveislarve, aldri blir myknet på grunn av at det ikke er noen etterfølgende larve.

Med denne kunnskap utførte oppfinnerne et eksperiment i hvilket en perifer sveising ble utført ved å bruke, som sveisemateriale for det endelige lag i sveisingen, et sveisemateriale med lavere styrke enn det materiale som blir brukt for å utforme de underliggende lag. Teststykker som ble tatt fra et slikt perifer sveiseområde gikk gjennom en gjentatt bøyetest, og resultatene er vist på figur 1. Det viser seg at takten for generering av sprekker er betydelig redusert når sveisematerialet som ble brukt i det endelige lag har en styrke som er 5 kg/mm<2 >eller mer lavere enn styrken i sveisemateriale som ble brukt for å utforme de underliggende sveiselag.

Utformingen av det endelige sveiselag blir normalt utført ved manuell sveising, selv om MIG- eller MAG-sveising kan benyttes. Sveisematerialet er i form av en sveiseelektrode. Det er foretrukket å bruke en sveiseelektrode av cellulosetypen.

Sveisemateriale for utforming av det endelige sveiselag har fortrinnsvis en styrke som er minst 15 kg/mm<2> lavere enn styrken av sveisematerialet som brukes til å utforme de underliggende lag, når det gjelder bindestyrken. Ifølge oppfinnelsen skal utformingen av sveisens råk på det perifere sveiseområde bestemmes for å møte de følgende forhold: 2 mm < Krummingsradien ved sveisefugens råk 120° <<> Vinkelen ved sveisefugens råk

0,8 mm £ Høyden av sveisefugens råk er < 1,8 mm.

I det følgende skal det gis en forklaring på grunnene til de ovennevnte numeriske begrensninger.

Figur 1 viser en sveisefuges råk med den hensikt å definere høyden H av sveisefugens råk samt krummingsradien r og vinkelen a for sveisefugens råk. Oppfinnerne har funnet at en økning i høyden H av råken øker takten for generering av sprekker 6 ved sveisefugens råk, og at med konstant høyde H, er takten for generering av sprekker større når krummingsradien r eller vinkelen a er mindre. Det ble oppdaget at sprekking kan effektivt unngås ved passende valg av områdene for disse tre faktorer.

Den ovennevnte sprekking skyldes diskontinuitet i formen ved sveisefugen. Spesielt antar man at sprekken ved sveisefugens råk er forårsaket som et resultat av konsentrerte

strekk- og kompresjonsspenninger ved råkområdet, dvs sveisefugens råk under påvikling og avvikling av røret. Fordelingen av spenningene i sveiseområdet er komplisert på grunn av en drastisk endring i den geometriske utforming av sveiseområdet, slik at spenningene blir konsentrert ved råkområdet og forårsaker

sprekking i dette område.

Med denne kunnskap har oppfinnerne utført tester av perifer sveising med variasjoner av de ovennevnte faktorer for sveisefugens råk, og utført bøye-tester under samme forhold som beskrevet ovenfor, for å finne forhold som kan møtes for å nå det nevnte mål med den foreliggende oppfinnelse. Som et resultat har oppfinnerne funnet at de følgende forhold må bli møtt for at målet med den foreliggende oppfinnelsen skal nås. Radien R for sveisefugens råkkant må være mindre enn 2 mm. Figur 2 illustrerer forholdet mellom krummingsradien r for sveisefugens råk og takten for generering av sprekker i råken. Mer spesielt viser denne figur takten for generering av sprekker ved råken ved forskjellige krummingsradier r i sveisens råk, undersøkt under forhold hvor høyden H av råken 0,1 til 1,8 mm og vinkelen a ved sveisefugens råk er 120° til 150°. Figur 2 viser klart en kvalitativ tendens til at takten for generering av sprekker ved råken er i høy grad påvirket- av krummingsradien for sveisefugens råk. Med henvisning til figur 2, fra et kvantitativt standpunkt, kan man se at krummingsradien i sveisefugens råk har en betydelig effekt for å hindre sprekking når radien er 1 mm eller større, og et tilfredsstillende resultat er oppnådd når radien er 2 mm eller større. Forbedringer i effekten for hindring av sprekker er fremdeles mulig ved å øke krummingsradien til over 10 mm. En slik stor krummingsradius i sveisefugens råk krever imidlertid en upraktisk stor skråvinkel, hvilket gjør sveisefugen ustabil og forårsaker forskjellige sveiseeffekter, slik at fører til en større tendens til sprekking i sveiseområdet. Fra et praktisk synspunkt er det derfor ikke anbefalt å øke krummingsradien r ut over 10 mm. Det er derfor foretrukket at krummingsradien r ved sveisefugens råk ikke er mindre enn 2 mm, og ikke større enn 10 mm.

Vinkelen i sveisefugens råkkant bør være større enn 120°. Figur 3 illustrerer forholdet mellom vinkelen a i sveisefugens råkkant og takten for generering av sprekker ved råkkanten. Mer spesielt viser denne figur takter for generering av sprekker ved råkkanten ved forskjellige verdier av vinkelen a ved sveisefugens råk, undersøkt under forhold hvor høyden H av råken er 0,8 til 1,8 mm og krummingsradien r ved sveisefugens råkkant er 2 til 10 mm.

Figur 3 viser klart en kvalitativ tendens til at takten for generering av sprekker ved råkkanten er i høy grad påvirket av vinkelen a ved sveisefugens råk. Med henvisning til figur 3 fra et kvantitativt standpunkt, har vinkelen ved sveisefugens råk en betydelig effekt i å hindre sprekking ved råkkanten når vinkelen er 100° eller større, og et tilfredsstillende resultat er oppnådd nå vinkelen er 150° eller større.

Forbedringer i effekten for å hindre sprekking er fremdeles mulig ved å øke vinkelen ut over 150°. En slik stor vinkel ved sveisefugens råk krever imidlertid en upraktisk stor skråvinkel, hvilket gjør sveisingen ustabil og forårsaker forskjellige sveiseeffekter, slik at det fører til større tendens til sprekking i det sveiste område, som er tilfelle som beskrevet ovenfor. Fra et praktisk standpunkt er det derfor ikke anbefalt å øke vinkelen ut over 150°. Det er derfor foretrukket at vinkelen a ved sveisefugens råk er fra 120° til 150°.

Høyden av sveisefugens råk bør ikke være mindre enn 0,8 mm, men ikke større enn 1,8 mm. Figur 4 illustrerer forholdene mellom høyden H av sveisefugens råk og takten for generering av sprekking ved råken. Mer spesielt viser denne figur takter for generering av sprekker ved råkkanten med varierende verdier av høyden H av sveisefugens råk, undersøkt under forhold hvor krummingsradien r ved sveisefugens råk er fra 2 til 10 mm og vinkelen a er fra 120 til 150°. Figur 4 viser klart en kvalitativ tendens til at takten for generering av sprekker ved råkkanten er i høy grad påvirket av høyden H av sveisefugens råk. Med henvisning til figur 4 fra et kvantitativt standpunkt, blir effekten for hindring av sprekking betydelig når høyden av sveisefugens råk er 2,6 mm eller mindre, og er tilfredsstillende når høyden er 1,8 mm eller mindre. Forbedringer i effekten for sprekk-hindring er fremdeles mulig når høyden av sveisefugens råk reduseres til et nivå som er under 0,8 mm, men en slik liten høyde er ikke foretrukket på grunn av at styrken av sveisefugen blir redusert, med en økning i risikoen for at fugen kan sprekke. Av disse grunner er det foretrukket at høyden av sveisefugens råk er i området mellom 0,8 og 1,8 mm.

De ovenfor beskrevne krav angående styrken av sveisematerialet som brukes for det endelige lag samt utformingen av det sveiste område, også er anvendelig på sømløse rør eller andre typer rørledning, selv om elektrisk sveiste stålrør er spesielt nevnt i den foregående beskrivelse.

Oppfinnerne har også funnet at sprekking ved råkkanten av et perifert sveiseområde er nær beslektet med mykning av den varme-påvirkede sone. Det er også bekreftet at perifer sveising av rørledning kan utføres uten risiko for sprekking når det følgende seige, elektrisk sveiste stålrør, som ikke blir vesentlig myknet av sveisevarmen, blir brukt som rørmateriale for å sveises under de ovennevnte forhold, for styrken av det sveisemateriale som brukes for det endelige lag og utforming av sveisefugens råk.

Den rørledning med hvilket den perifere sveisemetode ifølge den foreliggende oppfinnelse er optimalt anvendelig, og som er egnet til å legges på sjøbunnen ved hjelp av trommellektermetoden, har fortrinnsvis en sammensetning som inneholder:

C: 0,03 til 0,20 vekt%,

Mn: 0,50 til 1,5 vekt%,

Si: 0,05 til 0,50 vekt%,

Al: 0,005 til 0,060 vekt%,

Nb, V og Ti til sammen, men ikke over 0,040 vekt%, og

resten er i hovedsak Fe og tilfeldige forurensninger, hvor karbon-ekvivalenten Ceq og sveisefugens sprekk-følsomhet Pcm, som kan bestemmes ved hjelp av formlene nedenfor, tilfredsstiller de følgende forhold: 0,20 < Ceq < 0,36

Pcm < 0,25

Ceq = C + Mn/6 + Cu/15 + Ni/15 + Cr/5 + Mo/5 + V/5 Pcm = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20

+ Mo/15 + V/10 + 5B

Materialet i rørledningen kan også inneholde:

(a) en, to eller flere slag valgt fra en gruppe som består av:

Ni: Ikke mer enn 0,50 vekt%

Cu: Ikke mer enn 0,50 vekt%

Ca: Ikke mer enn 0,005 vekt%

Cr: Ikke mer enn 0,03 vekt%

og/eller

(b) en eller begge av:

Mo: Ikke mer enn 0,30 vekt%

B: Ikke mer enn 0,002 vekt%

Ved bruk av en bøye-tester 11 som vist på figur 9, utførte oppfinnerne en gjentatt bøyetest (5% deformering) på teststykkene 10 som ble tatt fra det perifer sveiste område av et elektrisk sveist rørledning, i henhold til API 1104, for å undersøke tilstanden for generering av sprekker i sveisefugens råk. Oppfinnerne bekreftet at sprekkene 6, typisk som vist på figur 8, ble generert i sveisefugens 7 råkkant i teststykkene. Det ble også bekreftet at en større sprekketendens er observert når det er en større grad av mykning i den varmepåvirkede sone. Det er således forstått at sprekkingen kan bli effektivt undertrykket når graden av mykning i den varme-påvirkede sone blir redusert.

Sprekkingen anses for å skyldes forskjellen i hardhet mellom den varmepåvirkede sone 8 og grunnmetallet 9, som man vil se fra den skjematiske illustrasjon av hardhet (Hv)-fordelingen vist på figur 10. Mer spesielt, man anser at sprekkingen er forårsaket av forskjellen i mengden av plastisk deformasjon mellom den varmepåvirkede sone og grunnmetallet under påvikling og avvikling av røret. Med andre ord, påkjenning blir konsentrert i den varmepåvirkede sone 8 som har et myknet område, slik at det finner sted en lokal deformasjonsherding som forårsaker sprøhet i denne sone, og således bevirker sprekking.

Med denne kunnskap utførte oppfinnerne forskjellige studier for å undersøke graden av mykning (AHv) i den varmepåvirkede sone med en variasjon av komponentsysternet, og fant at mykningen kan bli bemerkelsesverdig undertrykket når et spesielt komponentsystem brukes.

Mer spesielt, oppfinnerne har funnet ut at en bemerkelsesverdig effekt kan oppnås når det totale innhold av Nb, V og

Ti samt karbonekvivalenten Ceq blir passende styrt, som man vil se på figur 5. Figur 5 er en grafisk fremstilling som viser forholdet mellom graden av mykning (AHv) og karbon-ekvivalenten Ceq i hvert av tilfellene hvor det totale innhold (Nb + V + Ti) ikke er mer enn 0,040 vekt%, og hvor dette totalinnhold er over 0,040 vekt%. Fra et kvalitativt standpunkt kan man se at graden av mykning (AHv) kan reduseres ved å øke karbonekvivalenten Ceq. Fra et kvantitativt standpunkt kan man forstå at graden av mykning (AHv) kan bli holdt til 8 eller mindre når Ceq er 20 vekt% eller mer. Når graden av mykning (AHv) er 8 eller under, var sprekkingen ved sveisefugens råk i det vesentlige eliminert når teststykkene ble testet med gjentatt bøyetest som vist på figur 9.

Den effekt som frembringes av begrensning av den totale mengde Nb, V og Ti genereres på undertrykkelsen av mykningen anses å skyldes de følgende fakta. Disse elementer, uavhengig eller i kombinasjon, styrker grunnmetallet, dvs øker effekten av den styrte valsing. Begrensning av den totale mengde av disse elementer tjener således til å redusere effekten av den styrte valsing på grunnmetallet. Økning av karbon-ekvivalenten Ceq bidrar også til en reduksjon i effekten av den styrte valsing, og undertrykker således mykningen. Følgelig er graden av mykning som forårsakes av varmen som blir tilført under perifer sveising undertrykket for å realisere en jevnere deformering, og dermed bidra til en forbedring i bøye-fleksibiliteten.

For å undertrykke mykningen av den varme-påvirkede sone til et nivå som er praktisk tillatelig, er det nødvendig at det totale innhold (Nb + V + Ti) ikke er mer enn 0,04 vekt%. Karbonekvivalenten Ceq kan, dersom mengder er under 0,02 vekt%, ikke gjøre noen merkbar virkning i å undertrykke mykningen av den varmepåvirkede sone. På den annen side vil en verdi av Ceq som overskrider 0,36 vekt% forårsake ikke bare en metning av effekten, men også en alvorlig reduksjon i seigheten. Karbon-ekvivalenten Ceq bør derfor ikke være mindre enn 0,2 vekt% og ikke mer enn 0,36 vekt%.

Grunner for begrensning av innholdet av andre komponen-ter skal beskrives nedenfor.

For at grunnmetallet skal utvise den nødvendige styrke, må det inneholde C i en mengde på ikke mindre enn 0,03 vekt%. C-innhold på over 0,20 vekt% vil imidlertid forårsake en økning i følsomheten for sprekkdannelse i sveisefugen, slik at innholdet av C må være fra 0,03 til 0,20 vekt%.

Si er et stoff som tjener som et avoksideringsmiddel,

og som gir styrke til grunnmetallet. For å oppnå merkbare effekter, må innholdet av Si ikke være mindre enn 0,05 vekt%. Si-innhold på over 0,50 vekt% forårsaker imidlertid en uønsket reduksjon i seigheten ved lave temperaturer, og en økning i følsomheten for sprekkdannelse i sveisefugen. Si-innholdet er derfor ideelt bestemt til å være fra 0,05 til 0,50 vekt%.

Mn er et element som gir styrke til grunnmetallet. For

å oppnå en merkbar effekt, må Mn-innholdet være 0,50 vekt% eller mer. Mn-innhold på over 1,5 vekt%, gir imidlertid en uønsket økning i følsomheten for sveisepunkt-sprekking, slik at det reduserer bøyefleksibiliteten under legging av røret. Av disse grunner er det ideelle Mn-innhold i området fra 0,50 til 1,5 vekt%.

Al er et sterkt avoksideringsmiddel, men effekten er ikke merkbar når innholdet er under 0,005 vekt%. På den annen side, når Al-innholdet er over 0,06 vekt%, er avoksideringseffek-ten i hovedsak mettet, og i tillegg er det totale innhold av ikke-metalliske innleiringer øket. Al-innholdet er derfor ideelt fra 0,005 til 0,060 vekt%.

Ni er et element som er effektivt for å forbedre materialets styrke og HIC-karakteristikk. Elementet gir også en bemerkelsesverdig forbedring i seigheten for både grunnmetallet og den varmepåvirkede sone. Tilsetning av Ni over 0,50 vekt%, bevirker imidlertid generering av tunge skall som skader typen av overflate på stålplaten. Ni-innholdet er derfor ideelt 0,50 vekt% eller mindre.

Cu danner, spesielt i et miljø med høy pH-verdi, en stabil film på ståloverflaten, for å forbedre korrosjonsmotstanden så vel som anti-HIC-karakteristikken. Tilsetning av Cu på over 0,50 vekt% forårsaker imidlertid en reduksjon i varme-bearbeidbarheten, slik at Cu-innholdet er begrenset til ikke å være mer enn 0,50 vekt%.

Ca er et element som kuleformer sulfid-type innleirin-

ger for å hindre at sulfid-type innleiringer fra å danne et startpunkt for HIC, og forbedrer dermed HIC-karakteristikken.

Tilsetning av Ca på over 0,005 vekt% øker imidlertid totalinnhol-det av store innleiringer, og skader dermed anti-HIC-karakteristikken og antihydrogensvulmingskarakteristikken. Av disse grunner skal Ca-innholdet ideelt være 0,005 vekt% eller mindre.

Cr forbedrer korrosjonsmotstanden, og motvirker gjennomtrengning av hydrogen inn i stålet, mens det undertrykket reduksjonen i anti-SSC-karakteristikken forårsaket ved tilsetning av Ni. Tilsetning av Cr på over 0,30 vekt% forårsaker en reduksjon av seigheten i sveiseområdet, slik at Cr-innholdet må være 0,30 vekt% eller mindre.

Både Mo og B blir tilsatt for å styrke grunnmetallet. Tilsetning av Mo på over 0,30 vekt% bevirker imidlertid en metning av effekten, og er uøkonomisk, mens tilsetning av B i større mengder enn 0,002 vekt% forårsaker en reduksjon av seigheten. Mo-innholdet og B-innholdet skal derfor ideelt være henholdsvis 0,30 vekt% eller mindre og 0,002 vekt% eller mindre.

Pcm er en indeks av sveiseområdets følsomhet for sprekking. I det beskrevne komponentsystem blir sveisingens sprekkfølsomhet alvorlig øket når Pcm overskrider 0,25, med det resultat at bøye-fleksibiliteten i det perifer sveiste område blir redusert. Indeksen Pcm skal derfor ideelt ikke være større enn 0,25.

Et eksempel på den foreliggende oppfinnelse skal beskrives. Det ble anordnet rørprøver med 273,1 mm utvendig diameter og 12,7 mm tykkelse og med sammensetning som vist i tabell 1. Prøvene gjennomgikk 6 lags perifer sveising med 6 larver utført med lysbuesveising under de forhold som er vist i tabell 2, med bruk av forskjellige sveiseelektroder for hver prøve. Teststykker (n = 100) med 12,7 mm tykkelse, 25,4 mm bredde og 230 mm lengde ble tatt fra de sveiste prøver på en slik måte at de omfatter områder med perifer sveising i henhold til API 1104, og disse prøvestykker ble utsatt for en gjentatt bøyetest i hvilken teststykkene ble bøyd 10 ganger med en deformasjon på 5%. Områdene av teststykkene rundt sveiseregionen ble sjekket for sprekker. Elektrodens strekkstyrke som er vist i tabell 2, ble bestemt før den gjentatte bøyetest, i henhold til en fremgangsmåte spesifisert av JIS Z 3111 som bestemmer forholdene for strekkstyrke av sveisemetallet utformet av sveisestenger. Takten for generering av sprekker i den gjentatte

bøyetest er også vist i tabell 2.

Som man kan se av tabell 2 er det nesten ikke observert sprekking i testprøvene som ble fremstilt i henhold til fremgangsmåte ifølge oppfinnelsen, hvor det endelig lag ble utformet av sveisematerialer med strekkstyrke som er 5 kg/mm<2> eller mer, lavere enn for sveisematerialene som ble brukt i de underliggende lag. I kontrast viste sammenlikningseksemplene store antall sprekker. Det skal spesielt bemerkes at sprekk-genereringstakten i eksempel 2, som benytter samme sammensetning B av grunnmetallet som i sammenlikningseksempel 1, unntatt at styrken i det endelige lag ble endret, var omkring 1/77 av den som er vist av sammenlikningseksempel 1. Ifølge oppfinnelsen er det således mulig å forbedre bøye-fleksibiliteten i sveiseregionen. Den foreliggende oppfinnelse produserer derfor en bemerkelsesverdig effekt når den anvendes på perifer sveising av elektrisk sveiste stålrør for å utforme en kontinuerlig rørledning som skal legges på sjøbunnen fra en trommel-lekter.

Gjennom hele spesifikasjonen er uttrykket "lag" brukt til å betegne et lag av sveisemetall utformet ved ett eller flere strøk, mens uttrykket "strøk" betyr ett løp av en sveiseoperasjon langs sveisefugen, som stort sett inndeles i enkeltstrøk og flere strøk.

Ved et annet eksempel gjennomgikk ledningsrør-prøver med 273,1 mm utvendig diameter og 12,7 mm i tykkelse en perifer sveising utført ved skjermet metall buesveising under de forhold som er vist i tabell 3. Teststykker på 12,7 mm tykkelse, 25,4 mm bredde og 230 mm lengde ble tatt fra de sveiste prøver på en slik måte at de omfatter de perifer sveiste områder i henhold til API 1104, og disse teststykker gjennomgikk en gjentatt bøyetest i hvilken teststykkene ble bøyd 10 ganger med en deformering på 5%, og områdene av teststykkene rundt den sveiste region ble sjekket for sprekker. Teststykker av samme størrelse som de ovennevnte gjennomgikk en sprekkstyrketest, og tilstandene ved brudd ble undersøkt. Resultatene av bøyetesten og bruddtesten er vist i tabell 4.

Prøvene 7 til 10 ble anordnet slik at høyden av sveisefugens råk, vinkelen ved sveisefugens råk og krummingsradien råken møter de forholdene som er spesifisert av den foreliggende oppfinnelse. Som man vil se fra tabell 4 viste disse prøver nesten ingen sprekker. Sammenlikningseksemplene 1 og 2, som hadde for store høyder av sveisefugens råk, viste store antall sprekker. Store antall sprekker ved sveisens råk ble også observert i prøve 3, hvor alle faktorene høyde, råkvinkel og krummingsradius i råkkanten falt utenfor de områder som er spesifisert i oppfinnelsen. Prøve 4 hadde for liten krummingsradius ved råkkanten, og prøve 5 hadde en råkvinkel under det område som er spesifisert i oppfinnelsen, mens den møtte oppfinnelsens forhold når det gjelder råkens høyde og råkens krummingsradius. Prøve 6 hadde en høyde av sveisefugens råk på mindre enn 0,8 mm. I denne prøve, fant bruddet sted i et annet område enn grunnmetallet. I kontrast, viste prøvene 11 og 12 som har høyder på mer enn 0,8 mm, brudd i grunnmetallet.

Det er således mulig å forbedre bøye-fleksibiliteten i sveiseområdet, ved å bestemme høyden av sveisefugens råk, råkkantens vinkel og krummingsradius, slik at de faller innenfor det område som er spesifisert av oppfinnelsen. Den foreliggende oppfinnelse produserer derfor en bemerkelsesverdig effekt når den anvendes på perifer sveising av elektrisk sveiste stålrør for å utforme en sammenhengende rørledning som skal legges på sjøbunnen fra en trommellekter.

I et tredje eksempel ble elektrisk sveiste stålrør med utvendig diameter på 273,1 mm og tykkelse på 12,7 mm fremstilt av sammensetningen som vist i tabell 5. Disse rørene gjennomgikk en 6 lag perifer sveising med 6 larver utført ved skjermet metall buesveising, og med bruk av cellulose-type sveisestrenger. Som i eksempel 1 ble prøvene, fremstilt ved fremgangsmåten ifølge den foreliggende oppfinnelse, i eksempel 3 sveist ved å variere sveiseelektroden slik at en cellulosetype E 7010 sveiseelektrode (strekkstyrke 55,2 kg/mm<2>) brukt for å utforme de underliggende sveiselag, mens en cellulosetype E 6010 sveiseelektrode (strekkstyrke 50,2 kg/mm<2>) ble brukt til å utforme det endelige lag. Den perifere sveising ble utført slik at de ville gi de samme geometriske faktorer for sveisefugens råk som i eksempel 2, dvs en høyde H på 1,11 mm, råkvinkel a på 132°, og krummingsradius r på 4,6 mm. Teststykkene ble tatt i samme størrelse som eksempel 1, og gjennomgikk 10 sykler av gjentatt bøyetest utført under samme forhold som i eksempel 1, for å bestemme tilstanden for generering av sprekker. Resultatet er

vist i tabell 6.

Prøvene 8 til 16 i tabell 5, fremstilt ved fremgangsmåten ifølge den foreliggende oppfinnelse, viste nesten ingen sprekker. Prøvene 1 til 7 som sammenlikningseksempler ble fremstilt ved bruk av samme sveisemateriale for det endelige sveiselag som i de underliggende lag, i samsvar med grunnmetal-lenes styrke. Delvis på grunn av det faktum at det endelige lag ble utformet av samme sveisemateriale som de underliggende lag, og delvis av grunner som angår sammensetningen som beskrevet ovenfor, viste prøvene 1 til 7 generelt en høyere takt for generering av sprekker. Mer spesielt, viste prøve 1 en høyere takt for generering av sprekker på grunn av det faktum at C-innholdet og sprekk-følsomheten Pcm overskred de øvre grenser for de respektive områder som spesifisert av oppfinnelsen. I prøve 2, selv om sprekk-følsomheten Pcm er så liten som 0,099, er verdien for karbonekvivalenten Ceq under det område som er spesifisert av oppfinnelsen, for å tillate generering av en myknet region i den varme-påvirkede sone, hvilket resulterer i en sprekk-genereringstakt som er så høy som 34. I prøvene 3 og 4 ble et stort antall sprekker observert på grunn av at karbon-ekvivalenten Ceq og sprekk-følsomheten Pcm overskred de respektive øvre grenser. I prøvene 5, 6 og 7, selv om de spesifiserte forhold angående sprekk-følsomheten Pcm og karbonekvivalenten Ceq blir møtt, blir det observert et stort antall sprekker på grunn av det faktum at det totale innhold (Nb + V + Ti) overskrider de øvre grenser av området som spesifisert av oppfinnelsen.

Den sprekk-prevensjonseffekt som ble produsert bare av grunnmetallets sammensetning ifølge oppfinnelsen ble undersøkt som referanse.

Perifer sveising av 6 lag med 6 larver ble utført med en cellulose-type E 7010 Al sveiseelektrode på elektrisk sveiste stålrør (ytre diameter 273,1 mm, tykkelse 12,7 mm) med sammensetning som vist i tabell 7. Teststykkene ble tatt ut på samme måte som i eksempel 1, og gjennomgikk den samme bøyetest som i eksempel 1 for å undersøke tilstanden for generering av sprekker i regionen rundt sveiseområdet. Resultatene er vist i tabell 8. Prøvene 4, 5 og 6 i tabell 8 benyttet grunnmetall-sammensetninger som møter de områder som er spesifisert i oppfinnelsen, men den perifere sveising ble utført under de samme forhold både for sammenlikningseksemplene vist som prøver 1, 2 og 3 i tabell 8, og prøvene 4, 5 og 6 som benytter metallsammensetningen ifølge oppfinnelsen. Man vil se at prøvene 4, 5 og 6 viser en meget lavere takt ved generering av sprekker i sammenlikning med prøvene 1, 2 og 3, på grunn av bruken av grunnmetall-sammensetninger som møter de forhold som er spesifisert av oppfinnelsen, selv om sprekk-genereringstakten vist av prøvene 4, 5 og 6 er underlegne i forhold til prøvene ifølge oppfinnelsen, som vist i eksempel 3.

Claims (6)

1. Fremgangsmåte for gjennomføring av en utvendig rundsveising av elektrisk sveiste stålrør for å fremstille en kontinuerlig rørledning tilrettelagt for legging fra en trommel på en lekter, KARAKTERISERT VED i dekklaget å benytte et sveisemateriale som har minst 5 kg/mm<2> mindre styrke enn i de underliggende sveiselag, og å gjennomføre sveisingen slik at krummingsradien ved dekklagets råkkant er > 2 mm, at vinkelen ved sveisefugens råkkant er > 120° og at sveiselarvens dekklaghøyde er mellom 0,8 og 1,8 mm.

2. Fremgangsmåte ifølge foregående krav, KARAKTERISERT VED å benytte et elektrisk sveist rør som inneholder mellom 0,03 og 0,20 vekt% C, mellom 0,50 og 1,5 vekt% Mn, mellom 0,05 og 0,50 vekt% Si, mellom 0,005 og 0,060 vekt% Al, tilsammen ikke over 0,040 vekt% Nb, V og Ti, hvor det ikke foreligger mer enn 0,05 vekt% Ni, ikke mer enn 0,50 vekt% Cu, ikke mer enn 0,005 vekt% Ca, ikke mer enn 0,3 vekt% Cr, ikke mer enn 0,3 vekt% Mo og ikke mer enn 0,002 vekt% B, idet resten i det vesentlige er Fe og tilfeldige forurensninger, og hvor karbon-ekvivalenten Ceq bestemmes ved Ceq = C + Mn/6 + Cu/15 + Ni/15 + Cr/5 + Mo/5 + V/5 og sveisefugens sprekk-følsomhet Pcm bestemmes ved Pcm = C + Si/30 + Mn/20 + Cu/20 + Ni/60 + Cr/20 + Mo/15 + V/10 + 5B. tilfredsstiller følgende betingelser: 0,20 < Ceq < 0,36 Pcm < 0,25

3. Fremgangsmåte ifølge krav 2, KARAKTERISERT VED å benytte et basismetall med en eller flere av følgende tilslag, ikke over 0,50 vekt% Ni, ikke over 0,50 vekt% Cu, ikke over 0,005 vekt% Ca og ikke over 0,03 vekt% Cr.

4. Fremgangsmåte ifølge krav 2, KARAKTERISERT VED å benytte et basismetall med ikke over 0,30 vekt% Mo og ikke over 0,002 vekt% B.

5. Fremgangsmåte ifølge krav 3, KARAKTERISERT VED å benytte et basismetall med en eller flere av følgende tilslag, ikke over 0,50 vekt% Ni, ikke over 0,50 vekt% Cu, ikke over 0,005 vekt% Ca og ikké over 0,03 vekt% Cr.

6. Fremgangsmåte ifølge krav 3, KARAKTERISERT VED å benytte et basismetall med en eller begge av følgende tilslag, ikke over 0,30 vekt% Mo og ikke over 0,002 vekt% B.