VS Vizlar Boštjan 1989 - COnnecting REpositories · 2020. 1. 30. · V FRACTURE TOUGHNESS OF HSLA STEEL WELDS Key words: Strength mismatching, under matched welds, soft root layer,

Boštjan Vizlar

LOMNA ŽILAVOST VISOKOTRDNOSTNIH ZVARNIH SPOJEV

Krško, september 2012

I

Diplomsko delo visokošolskega strokovnega študijskega programa 1. stopnje


Študent: Boštjan Vizlar

Študijski program: Visokošolski strokovni študijski program 1. stopnje Energetika

Mentor: doc. dr. Zdravko Praunseis

Somentor: izr. prof. dr. Jurij Avsec

Lektorica: Katja Komar, prof.

II

III

ZAHVALA

Zahvaljujem se mentorju doc. dr. Zdravku Praunseisu za pomoč in vodenje pri pisanju diplomskega dela. Prav tako se zahvaljujem somentorju izr. prof. dr. Juriju Avscu. Zahvala velja tudi tehnološkemu laboratoriju železarne Ravne na Koroškem.

Posebno se zahvaljujem staršem za vso podporo, razumevanje ter omogočanje študija.

IV


Ključne besede:

Trdnostna neenakost, manjša trdnost zvara, "mehki" korenski sloj, lomna žilavost, CTOD-preizkus, lokalno krhka področja (LKP).

UDK: 621.791.053:620.179.2(043.2)

Povzetek

Glede na varivost poboljšanih visokotrdnostnih malolegiranih konstrukcijskih (VTML) jekel ter predvsem s stališča ekonomičnosti je izvedba zvara z manjšo napetostjo tečenja oziroma z "mehkimi" korenskimi sloji (uporaba elektrod z manjšo napetostjo tečenja) zaželena, če lahko dosežemo veliko žilavost zvara, ki ne bo ogrožala varnega obratovanja zvarjenih konstrukcij.

V diplomskem delu sem preučeval lomne lastnosti večvarkovnega z manjšo trdnostjo X zvarnega spoja z mehkim korenskim slojem in brez njega. Zvarni spoj je varjen na VTML-jeklu (debeline 30 mm) Niomol 490 in v zaščiteni atmosferi plina (80 % Ar + 20 % CO2). V primeru X-zvarnega spoja z mehkim korenskim slojem je opazen vpliv mehkega korenskega sloja z najmanjšo trdnostjo na lomno žilavost CTOD celotnega zvarnega spoja, ki se je odražal na začetku krhkega loma v področju zvara z najmanjšo trdnostjo.

Namen raziskave je ugotoviti, ali je izbrana tehnologija varjenja za trdnostno manjši zvarni spoj z mehkim korenskim slojem priporočljiva oziroma uporabna za izboljšanje varivosti VTML-jekla Niomol 490 glede na doseženo lomno žilavost zvara oziroma mehkega korenskega sloja.

V

FRACTURE TOUGHNESS OF HSLA STEEL WELDS

Key words:

Strength mismatching, under matched welds, soft root layer, fracture toughness, CTOD test, local brittle zones (LBZ).

UDK: 621.791.053:620.179.2(043.2)

Abstract

In welds of quenched and tempered (Q + T) high strength low alloyed steels (HSLA) weld strength under matching can be used to satisfy the toughness requirements for the weld deposit. Cost of reduced pre-heating of these steels can be saved if one can prove that use of soft electrodes for root passes do not endanger the overall quality of the joint.

The present work deals with the determination of Charpy impact toughness and CTOD fracture toughness of under matched X-grooved multy pass weld joints with soft and without soft root layer mode on HSLA steel (300 mm thick) grade HT 80. CTOD values were clearly influenced by the softer material in the root layer. The metallographical post-test sectioning has revealed the initiation points (LBZs) mainly at the lowest weld metal strength.

The aim of this experimental work is to establish the fracture behavior of HLSA multy-pass mismatched welds and to determine the effect of local strength mismatch on fracture toughness and finally to prove that the welding procedure for the weld joint with a soft root layer improves the weld ability of commercial HLSA steel.

VI

VSEBINA 1 UVOD ........................................................................................................................................ 1

2 UPORABA IN ZNAČILNOSTI VISOKOTRDNOSTNIH KONSTRUKCIJSKIH JEKEL .... 2

3 ŽILAVI IN CEPILNI LOM TER OSNOVNI MODELI LOMA .............................................. 4

3.1 ŽILAVI LOM IN OSNOVNI MODELI LOMA ............................................................... 4

3.2 CEPILNI LOM IN OSNOVNI MODELI LOMA ........................................................... 13

4 ELASTO – PLASTO LOMNA MEHANIKA ......................................................................... 22

4.1 TEORETIČNE OSNOVE ................................................................................................ 22

4.1.2 Napetosti na konici razpoke ..................................................................................... 23

4.1.3 Ravninsko napetostno in deformacijsko stanje na konici razpoke ........................... 23

4.1.4 Kritična velikost odprtja konice razpoke (CTOD) ................................................... 25

4.1.5 COD (Crack Opening Displacement) preizkus ........................................................ 29

4.2 KONCEPT J – INTEGRALA .......................................................................................... 34

4.2.1 Matematične osnove J – integrala ............................................................................ 34

4.2.2 Interpretacija J integrala pri širjenju razpoke ........................................................... 35

5 VARJENJE ETALONOV ........................................................................................................ 38

5.1 PODATKI O OSNOVNEM IN DODAJNEM MATERIALU ....................................... 38

5.2 VARJENJE HOMOGENEGA X ZVARA ...................................................................... 39

6 IZOBLIKOVANJE MIKROSTRUKTUR – PREGLED Z OPTIČNIM MIKROSKOPOM .. 41

7 LOMNOMEHANSKO PREIZKUŠANJE ZVARNIH SPOJEV ............................................. 45

7.1 CTOD LOMNA ŽILAVOST X ZVARNIH SPOJEV ..................................................... 45

8 IZVEDBA CTOD PREIZKUSA – INŠTRUMENTACIJA .................................................... 46

8.1 INŠTRUMENTIRANI CTOD PREIZKUS ..................................................................... 46

8.2 NEPOSREDNO MERJENJE CTOD VREDNOSTI (Δ5) ................................................ 47

8.3 INŠTRUMENTACIJA UPOGIBA SENB-PREIZKUŠANCA IN MERITEV VELIČIN 49

9 DISKUSIJA REZULTATOV .................................................................................................. 52

10 ZAKLJUČEK ....................................................................................................................... 53

11 VIRI, LITERATURA ........................................................................................................... 54

12 PRILOGE ............................................................................................................................. 55

12.1 SEZNAM SLIK ................................................................................................................ 55

12.2 SEZNAM TABEL............................................................................................................ 56

VII

12.3 IZJAVA O ISTOVETNOSTI TISKANE IN ELEKTRONSKE VERZIJE

DIPLOMSKEGA DELA IN OBJAVI OSEBNIH PODATKOV AVTORJA .................... 57

VIII

SIMBOLI

a globina/dolžina razpoke aeff efektivna dolžina razpoke a0 začetna globina razpoke a/W relativna globina razpoke b preostali ligament preizkušanca b0 začetni ligament preizkušanca d debelina pločevine f frekvenca – število nihajev obremenitve v časovni enoti r, θ polarne koordinate rp koeficient rotacije r*

p polmer plastičnega področja (Irwin) x, y, z kartezične koordinate A raztezek F sila K faktor intenzivnosti napetosti Keff efektivni koeficient intenzivnosti napetosti KC kritična vrednost koeficienta intenzivnosti napetosti KIC lomna žilavost pri RDS T temperatura Φ padec električnega potenciala δ odpiranje konice razpoke CTOD δ5 neposredno izmerjena vrednost CTOD na konici razpoke δm vrednost CTOD pri največji sili

δc vrednost CTOD neposredno po otopitvi konice razpoke

δu vrednost CTOD po začetnem počasnem naraščanju razpoke ε prava deformacija εij tenzor deformacij εeg ekvivalentna (Misesova) plastična deformacija ƞ, γ korekcijska koeficienta za izračun integrala J µ strižni modul σij tenzor napetosti σ1, σ2, σ3 glavne napetosti σ0 fiktivna napetost tečenja Δ pomik Δa prirastek razpoke ΔF razpon sile

IX

KRATICE

CTOD odpiranje razpoke na površini preizkušanca CMOD odpiranje konice razpoke VTML visokotrdnostna malolegirana konstrukcijska jekla TVP toplotno-vplivano področje GZ grobo zrnato FZ fino zrnato

UniverzavMariboru–Fakultetazaenergetiko

1

1 UVOD

Lomna žilavost zvarnega spoja je odpornost materiala proti širjenju nastale razpoke. Zaradi tega predstavlja eksperimentalna vrednost lomne žilavosti zvarnih spojev osnovo za določitev kritične vrednosti dolžine razpoke in s tem življenjske dobe konstrukcije. Namen diplomskega dela je ugotoviti, ali je izbrana tehnologija varjenja za trdnostno manjši zvarni spoj z mehkim korenskim slojem priporočljiva oziroma uporabna za izboljšanje varivosti VTML-jekla Niomol 490 glede na doseženo lomno žilavost zvara oziroma mehkega korenskega sloja. V diplomskem delu sem preučeval lomne lastnosti večvarkovnega z manjšo trdnostjo X-zvarnega spoja z mehkim korenskim slojem, varjenim na VTML-jeklu (debeline 30 mm) Niomol 490 in v zaščiteni atmosferi plina (80 % Ar + 20 % CO2), in brez njega. V primeru X-zvarnega spoja z mehkim korenskim slojem je opazen vpliv mehkega korenskega sloja z najmanjšo trdnostjo na lomno žilavost CTOD celotnega zvarnega spoja, ki se je odražal na začetkih krhkega loma v področju zvara z najmanjšo trdnostjo.


2

2 UPORABA IN ZNAČILNOSTI VISOKOTRDNOSTNIH KONSTRUKCIJSKIH JEKEL

V zadnjem času v svetu projektirajo in gradijo visoko in kompleksno obremenjene zvarjene konstrukcije. Vzroki so komercialni, predvsem pa v večji varnosti konstrukcij. Pri gradnji tovrstnih konstrukcij so pričeli zamenjevati debelejše, na nateg obremenjene manj kakovostne materiale, s tanjšimi materiali z večjo napetostjo tečenja, t. i. visokotrdnostna malolegirana (VTML) konstrukcijska jekla. Ta jekla imajo v primerjavi z navadnimi večje mehanske lastnosti, dobro varivost in žilavost z nizko prehodno temperaturo, ki še dodatno zagotovi varnost pred krhkim lomom (slika 2.1). [1]

Slika 2.1: Predhodne temperature pri žilavosti 27 J za različne vrste jekel [1]

Različne trdnosti jekel dosežemo zaradi različnih načinov izvajanja toplotne obdelave po valjanju, zato jih razdelimo na:

normalizirana mikrolegirana jekla,

termomehansko obdelana mikrolegirana jekla,

poboljšana VTML-jekla.


3

Posebej so primerna za uporabo pri:

gradnji visokotlačnih cevovodov,

gradnji mostov,

gradnji naftnih ploščadi,

izdelavi različnih zvarjenih konstrukcij, kjer je poleg ostalih fizikalnih karakteristik pomemben dejavnik teže konstrukcije (razna vozila, cisterne, avtodvigala itd.).


4

3 ŽILAVI IN CEPILNI LOM TER OSNOVNI MODELI LOMA

3.1 ŽILAVI LOM IN OSNOVNI MODELI LOMA

Fraktografski videz površine žilavega loma je odvisen od mehanizma nastajanja, rasti in združevanja mikrovotlin. Površina žilavega loma je sestavljena iz jamic, ki predstavljajo združevanje nastajajočih votlin (slika 3.1), v njih pa je večinoma viden delec (izloček, nekovinski vključek), ki je jamico začel in je ponavadi manjši od 1 μ. Jamice lahko glede na njihovo obliko razdelimo v simetrične in eliptične. [1]

Slika 3.1: Žilavi prelom jekla

Oblika jamice je odvisna od vrste in velikosti napetostnega polja, ki povzroči deformacijo in je bilo aktivirano v času njihovega nastanka (eliptične jamice nastajajo kot posledica delovanja nateznih napetosti (slika 3.2 a). Puttick, Rogers in Crussard so najprej raziskali vpliv izločkov oziroma nekovinskih vključkov na nastajanje votlin, vendar njihovi modeli niso bili popolnoma primerljivi z realno fraktografsko sliko žilavega preloma. [1]


5

Slika 3.2: Vpliv različnih napetostnih pogojev na obliko in usmerjanje jamic na prelomni površini preizkušanca

Za Broekov model lahko rečemo, da je takšno pomanjkljivost odpravil, saj trdi, da se zaradi delovanja plastične deformacije, ki je potrebna za nastanek žilavega loma, dislokacije nakopičijo ob t. i. delcu – nekovinskem vključku ali izločku (slika 3.3a). Dislokacijske zanke so odrinjene zaradi odbijalnih sil delca, po drugi strani pa je prva zanka močno potisnjena proti delcu zaradi delovanja napetostnega polja nakopičenih dislokacij in dejanske strižne napetosti. [1]


6

Slika 3.3: Broekov dislokacijski model za nastajanje in rast mikrovotlin

Zaradi tega se prične pri eni ali dveh zankah proces dekohezije po dislokacijski ravnini (slika 3.3 b), kar povzroči nastanek mikrovotline. Posledica tega je drastično zmanjšanje odbijajočih se sil na preostalih zankah, ker se večji del napetostnega polja nakopičenih dislokacij porabi za nastalo mikrovotlino. Na ta način pridobijo dislokacijski izvori za zankami, ki so bili predhodno neaktivni zaradi združevanja spredaj nakopičenih dislokacij, ponovno moč. Povzročijo nestabilno bočno rast in združevanje mikrovotlin, kakor hitro se slednje inicirajo (slika 3.3 c in 3.3 d). Bočno združevanje mikrovotlin prikazuje slika 3.4. [1]


7

Slika 3.4: Nestabilna bočna rast in združevanje mikrovotlin

Thomason je podal matematični model za izračun kritične napetosti σn(c), ki je potrebna za bočno združevanje mikrovotlin (slika 3.5).

.

Slika 3.5: Modeliranje bočnega združevanja mikrovotlin za RDS (ε3 = 0), kjer predstavlja σ1 največjo globalno glavno napetost

(3.1)


8

Riceov in Traceyjev prostorski matematični model opisuje simetrično mikrovotlino (slika

3.6), ki se zaradi delovanja prostorskih napetosti (σ1, σ2, σ3) in deformacij ( , , )

spremeni v eliptično mikrovotlino. [1]

Slika 3.6: Prostorsko modeliranje bočnega združevanja mikrovotlin

Spreminjanje polmerov mikrovotline v glavnih smereh lahko zapišemo:

1 (i, j = 1,2,3) (3.2)

(3.3)

(3.4)

Če upoštevamo pogoj nestisljivost 0 in vstavimo enačbi 3.3 in 3.4 v

enačbo 3.2, lahko izračunamo radialne pomike:


9

(3.5)

Vrednosti A in B zapišemo v obliki:

(3.6)

(3.7)

Prostorska rast praznine je opisana z enačbo:

ln 0.283.

(3.8)

Slabost opisanega matematičnega modela je v tem, da obravnava samo posamezno mikrovotlino in ne zajame dejanskega medsebojnega vpliva med prazninami. Žilavi lom potrebuje za lastno nastajanje poleg hidrostatičnih napetosti še plastično deformacijo. Je pravo nasprotje cepilnega loma, ki mu povsem zadostuje prisotnost in delovanje nateznih napetosti. Mehanizem končnega žilavega preloma je posledica dislokacijskih premikov in razcepitvenega trganja, ki je potrebno za rast in združevanje mikrovotlin. Plastična deformacija za nastanek žilavega loma je lahko omejena na zelo majhen volumen materiala, skozi katerega se bo lom širil, sam prelom bo zahteval relativno malo energije. Omenil sem že, da proces žilavega loma sestavljajo iniciacija, rast in združevanje mikrovotlin s pomočjo t. i. delcev (izločkov, nekovinskih vključkov), ki so razporejeni v konstrukcijskem materialu. Stabilno širjenje razpoke se lahko kaj hitro spremeni v nestabilno zaradi prisotnosti večjih (0.5 ÷ 50 μm) krhkih delcev, ki počijo že pri zelo nizkih napetostih. Takšni delci močno ovirajo plastično tečenje materiala, posledica tega pa je hiter cepilni lom delca (slika 3.7) in prehitro nastajanje mikrovotlin, kar povzroči občuten padec lomne žilavosti materiala. [1]


10

Slika 3.7: Nastajanje in širjenje loma v konstrukcijskih materialih

Kadar je velikost plastičnega področja majhna v primerjavi z debelino, je tečenje materiala ovirano v smeri debeline in na konici razpoke se pojavi RDS čez celotno debelino materiala (slika 3.8 a). Zaradi t. i. oviranja deformacije s strani okoliškega materiala, ki je še v elastičnem stanju napetosti, je velikost deformacij v smeri debeline (z-osi) enaka 0 (εz = 0). V tem primeru (ostra konica razpoke – ni otopitve) doseže maksimalna normalna napetost pred konico razpoke vrednost 3 Rp.

Otopitev na konici razpoke izboljšuje lomno žilavost, ker zmanjšuje maksimalno normalno napetost pred konico razpoke (slika 3.9 b). [1]


11

Slika 3.8a: Napetostne in deformacijske razmere v okolici konice ostre razpoke

Slika 3.9b: Vpliv otopitve konice na velikost napetosti σy v elasto-plastičnem materialu (RNS/RDS)


12

Eden najbolj enostavnih in zanesljivih modelov, ki opisuje zgoraj navedene eksperimentalne ugotovitve, je Hahn-Rosenfieldov model. Model temelji na trditvi, da obstaja na konici razpoke področje intenzivne plastične deformacije (slika 3.10). Širina tega področja λ je odvisna od deformacijske sposobnosti utrjevanja materiala oziroma koeficienta deformacijskega utrjevanja n. [1]

Slika 3.10: Oblikovanje in združevanje mikrovotlin v področju intenzivne plastične deformacije na konici razpoke

Strižna deformacija na konici razpoke je podana z izrazom:

(3.9)

Najprej predpostavimo, da je povprečna natezna deformacija ̅ v področju intenzivne plastične deformacije približno γ0/2. Porazdelitev deformacije je linearna. Maksimalna natezna deformacija na konici razpoke znaša:

2 ̅ (3.10)


13

Do iniciacije žilavega loma pride v trenutku, ko je , ∗

∗ (3.11)

.

(3.12)

3.2 CEPILNI LOM IN OSNOVNI MODELI LOMA

Strokovni izraz žilavosti je izraz, ki opisuje deformacijsko sposobnost materiala v plastičnem stanju in sposobnost absorbiranja energije pred in med procesom trganja. Izraz "krhek" in "žilav" uporabljamo za razlikovanje prelomov pri materialih, ki imajo manjšo oziroma veliko žilavost. Cepilni lom je najkrhkejša oblika loma, ki se lahko pojavi v kristalnih materialih. V zgodovini mehanike loma so splošno znani cepilni lomi ladij, mostov in rezervoarjev. Verjetnost za nastanek cepilnega loma narašča z nizkimi temperaturami in večjimi hitrostmi deformacij, kot je razvidno iz splošno znanega diagrama Charpyjeve udarne žilavosti (slika 3.11). [1]

Slika 3.11: Prehodna (žilavo-krhka) krivulja udarne žilavosti "S" za feritna jekla


14

Spodnji del S-krivulje prikazuje, da je za nastanek krhkega loma potrebno relativno malo energije. Cepilni lom kovin nastane zaradi neposredne ločitve (cepljenja) vzdolž kristalografskih ravnin oziroma zaradi popolnega pretrganja medatomskih vezi. Njegova osnovna značilnost je ta, da prelom napreduje vzdolž dobro definiranih kristalografskih ravnin, imenovanih ravnine cepljenja. Npr. železo se v svoji osnovni prostorsko centrirani kubični rešetki cepi vzdolž ravnin {100}. Prelomne površine so popolnoma ravne in brez zunanjih oblik (slika 3.12). Ravna cepilna peresa, ki potekajo skozi zrno, imajo visoko odsevnost in dajejo cepilnemu prelomu poseben svetel, odseven videz. Polikristalni materiali imajo nepopolnosti v kristalni zgradbi: kristalne meje in podmeje, vključke, dislokacije in druge nepopolnosti, ki vplivajo na širjenje cepilnega preloma tako, da je zelo poredko opaziti gladke cepljene površine. V zrnu se namreč lahko razpoka hkrati širi po dveh ali več vzporednih kristalografskih ravninah. [1]

Slika 3.12: Transkristalni cepilni lom


15

Slika 3.13: Nastajanje cepilnih stopnic

Omenjeni vzporedni razpoki se kasneje združita na mestu sovpadanja s pomočjo t. i. sekundarnega cepljenja ali striženja in na ta način oblikujeta cepilne stopnice, kar prikazuje slika 3.13 a. Cepilne stopnice se lahko oblikujejo v kristalu tudi s prehodom v vijačne dislokacije (slika 3.13 b). Večinoma so cepilne stopnice (slika 3.14 a) vzporedne s smerjo širjenja razpoke in pravokotne na njeno cepilno ploskev. Ko pride do procesa združevanja različnih smeri cepilnih stopnic v postopno večje cepilne stopnice, pravimo, da ta mreža cepilnih stopnic tvori t. i. rečne izvire, ki se najpogosteje oblikujejo na prehodu meje


16

kristalnega zrna (slika 3.13 c). Ker se več rečnih izvirov zliva v smeri širjenja razpok, je to tudi znak za lokalno (mikroskopsko) širjenje preloma. [1]

Slika 3.14: Površina preloma s cepilnimi stopnicami a) in cepilnimi jezički b)

Na cepilnih prelomih lahko obstajajo tudi mesta z manjšo plastično deformacijo. Plastična deformacija porabi energijo in zaradi tega je pojav rečnih izvirov in cepilnih stopnic veliko bolj poudarjen na cepilnih prelomih, ki so bili izvedeni na temperaturah bližje prehodni temperaturi (slika 3.11). Naslednja tipična značilnost cepilnega loma so cepilni jezički (slika 3.14 b), za katere raziskovalci pravijo, da se oblikujejo zaradi lokalnega loma vzdolž ravnine dvojčenja. Le-to se pojavi zaradi prisotnosti velike hitrosti deformacije na konici propagirane razpoke. Npr. nastanek jezičkov v železu (slika 3.15) je povezan s širjenjem cepilne razpoke vzdolž ravnine {100}, sekanjem ravnine dvojčenja {112} in majhnim širjenjem (propagacijo) vzdolž te ravnine, medtem ko cepilni lom {100} zaobide dvojčka. Do končne ločitve pride z nenadnim prelomom dvojčkov. [1]


17

Slika 3.15: Oblikovanje cepilnih jezičkov (BCD) zaradi prečkanja dvojčkov

Na sliki 3.16 je prikazan cepilni prelom maloogljičnega jekla s t. i. peresno strukturo (puščica A), ki je naslednja posebnost cepilnega loma in prav tako posledica dvojčenja. [1]

Slika 3.16: Cepilni prelom maloogljičnega jekla: peresna struktura (A), rečni izvir (B), velike cepilne stopnice (D), cepilni jezički (E)


18

Smith je izdelal model cepilnega loma za maloogljična jekla, v katerem je upošteval vpliv mikrostrukture (karbidov na mejah zrn) na lomno žilavost jekla (slika 3.17). [1]

Slika 3.17: Smithov model cepilnega loma pri feritnih jeklih

Zaradi delovanja nateznih napetosti na feritno matrico se pred krhkim karbidom nakopičijo dislokacije, ki povzročijo koncentracijo in delovanje strižnih napetosti neposredno na karbid (slika 3.9 b). Efektivna strižna napetost (τeff) je maksimalna napetost, ki je dosežena pred začetkom tečenja feritne matrice. Za prelom karbida je potrebna efektivna strižna napetost:

(3.13)

Po prelomu karbida obstajata dve možnosti: 1. τeff je dovolj visoka, da povzroči širjenje karbidne razpoke v feritno matrico. Zato

potrebujemo pogoj:

(3.14)

2. Če se prične majhno tečenje feritne matrice, potem se nahaja vrednost τeff nekje med vrednostnima, izračunanima po enačbah 13 in 14. V tem primeru lahko celotno debelino karbida (Co) obravnavano kot inicialno Griffithovo razpoko in lahko zapišemo:


19

1

, (3.15)

kjer je σf kritična napetost, ki je potrebna za začetek cepilnega loma, in τi strižna napetost, pri kateri pride do gibanja dislokacij. Iz enačbe 3.15 je razvidno, da debelejši karbidi potrebujejo manjšo lomno napetost za cepilni lom. Model je kolikosten in izkazuje dobro napovedovanje σf za grobozrnata jekla. Pri finozrnatih jeklih model zataji, ker so drobna zrna vedno obdana s tankimi karbidi, sam model pa ne omogoča spreminjanje debeline karbida. Gibson in Druce sta na podlagi Smithovega modela izdelala svoj model cepilnega loma za feritna jekla. Model omogoča spreminjanje dimenzij (koeficient Q) t. i. delcev, kot so delci (Fe3C, TiCN) in vključki (MnS). Nakopičene dislokacije ob krhkem delcu povzročijo njegov prelom, in sicer pri kritični strižni napetosti (τc):

(3.16)

Nastala mikrorazpoka se prične širiti v sosednjo feritno matrico pri kritični vrednosti efektivne natezne napetosti (σL):

(3.17)

1 , (3.18)

kjer je γ efektivna površinska energija matrice, koeficient Q je odvisen od oblike (širine in višine) delca, σ je lokalna natezna napetost in τe efektivna strižna napetost (τ-τi). Efektivno natezno napetost sestavljata dve komponenti. Prva je lokalna natezna napetost, ki nastane zaradi neposredne nazivne obremenitve in geometrije, druga komponenta natezne napetosti pa nastane zaradi delovanja nakopičenih dislokacij in deluje na konici nastale mikrorazpoke (prelom delca). Kritična natezna napetost, ki je potrebna za širjenje mikrorazpoke čez meje zrna v sosednje zrno, je:

(3.19)

Ritchie, Knott in Rice (RKR) so predstavili model, ki podaja odvisnost lomne žilavosti od temperature in temelji na predpostavki, da se krhki lom prične (sproži) s pomočjo cepilnega loma karbida, ki se nahaja tik pred konico razpoke (slika 3.18). [1]


20

Slika 3.18: Model cepilnega loma RKR

Model predpostavlja, da bo prišlo do nastanka krhkega loma v trenutku, ko bo prekoračena kritična lomna napetost (σf) na karakteristični razdalji (enega ali dveh premerov zrn) pred konico razpoke. Odvisnost lomne žilavosti od temperature lahko razložimo na sledeč način:

Pri nizkih temperaturah se na konici ostre razpoke napetost tečenja materiala zviša in že neznatno zvišanje napetosti je dovolj za prekoračitev σf na karakteristični razdalji. Pri takšnem lomu je plastično področje majhno in KIc je dovolj majhen.

Pri višjih temperaturah se na konici razpoke pojavi znatna otopitev, napetost tečenja se zniža, tako da je plastično področje širše. Za nastanek krhkega loma je potrebna večja kritična napetost σf in višji KIc. [1]


21

Kritična napetost (σf) je lahko zaradi deformacijskega utrjevanja materiala na meji matrice - delec celo 4- do 5-krat večja od napetosti tečenja materiala (slika 10 b). Curry je kasneje z majhno korekcijo modela RKR podal splošno veljaven izraz za izračun lomne žilavosti jekel, pri kateri se pojavi krhki lom:

(3.20)

V enačbi 3.20 je X karakteristična razdalja, ki jo določimo empirično. β je korekcijski koeficient (3–5) in zajema maksimalno vrednost intenzitete napetosti na konici razpoke. β zajema vpliv utrjevanja materiala in otopitve konice razpoke. Z enačbo 3.20 lahko napovedujemo najmanjšo lomno žilavost jekel pri različnih temperaturah. Znani morajo biti naslednji podatki:

odvisnost σf in X od mikrostrukture (predvsem velikost zrna),

odvisnost Rp od temperature in mikrostrukture,

koeficient β naj bo ocenjen s pomočjo analize napetostnega polja na konici razpoke.


22

4 ELASTO – PLASTO LOMNA MEHANIKA

4.1 TEORETIČNE OSNOVE

Lom konstrukcijskih materialov je po značaju in po strukturi preloma lahko krhek ali kvazi krhek (žilavo krhek). Pri prvem je plastična cona tako majhna, da jo lahko zanemarimo, pri kvazi krhkem lomu pa je velikost plastične cone znatna in se znaten del energije porabi za razvoj plastične deformacije, otopitev konice oz. rasti razpoke. V tem primeru je analitično lom mogoče obravnavati le z nelinearno elasto-plasto lomno mehaniko. Osnovne obremenitve telesa z razpoko prikazuje slika 4.1. [2]

Slika 4.1: Osnovni obremenitveni primeri [2]

Za teoretično obravnavo in tudi v praksi je najbolj primeren obremenitveni primer I.


23

4.1.2 Napetosti na konici razpoke

Navedeno velja za tanko neskončno ploščo (B => 0)

Slika 4.2: Napetosti v bližini razpoke [2]

Za obremenitveni primer I so podane napetosti ob konici ostre razpoke z izrazom:

√

1

1

(4.1)

Zelo blizu konice razpoke, ko gre r => 0, je mera singularnosti napetosti. Parameter KI v teh enačbah je FIN (faktor intenzivnosti napetosti).

4.1.3 Ravninsko napetostno in deformacijsko stanje na konici razpoke

V primeru, ko je velikost plastične cone ry velikostnega reda debeline telesa B ali večja, količina materiala v notranjosti ne zadostuje, da bi preprečila deformacijo po debelini. Zaradi tega se debelina v okolici konice razpoke zmanjša. Pojavi se ravninsko napetostno stanje (RNS). V primeru zelo debele plošče, kjer je ry v primerjavi z debelino relativno


24

majhen (npr. ), pa material v notranjosti preprečuje nastanek deformacije po

debelini – nastane ravninsko deformacijsko stanje (RDS) z izjemo obeh prostih bočnih površin telesa oz. troosno napetostno stanje na robu plastičnega področja. Ko doseže RDS celotno debelino, je izpolnjen pogoj za določitev lomne žilavosti KIC; torej nastopi popoln krhki lom brez bočnih deformacij (velike debeline, nizke temperature). Na sliki 4.3 je prikazan prehod RNS na površini telesa k RDS v notranjosti, na sliki 4.4 pa je ta sprememba prikazana v odvisnosti od K in debeline:

Slika 4.3: Plastično deformirano področje okoli konice razpoke [2]


25

Slika 4.4: Vpliv debeline na vrednosti parametra K

4.1.4 Kritična velikost odprtja konice razpoke (CTOD)

Če material z razpoko obremenjujemo, njena konica otopi. Zaradi tvorbe plastične cone se površini razpoke razmakneta za δ (slika 4.3). Hipoteza, da je velikost tega razmika tik pred zlomom (δC ) odvisna samo od materiala, sloni na eksperimentalnih opažanjih. Če so geometrijske razsežnosti površinske razpoke znane, je velikost razmika mogoče meriti, kar je ugodno predvsem pri materialih, ki se zlomijo polkrhko ali pa celo žilavo. Plastična cona je takrat velika, razmik pa znaten. Lahko rečemo, da je v primeru tvorbe znatne plastične cone kritična velikost odprtja konice razpoke δC lomna žilavost materiala. Velikost odprtja konice razpoke je mogoče približno izračunati s pomočjo linearne napetostne analize in Dugdelovega modela. [2]


26

Slika 4.5: Razmik površin razpoke zaradi tvorbe plastične cone

Izpeljimo pomike v smeri x in y na podoben način kot enačbe (4.1.).

2 1 cos 1 2 (4.2)

2 1 sin 1 2 (4.3)

Zanima nas vrednost pomika "v" po sliki 4.6.

2 √ (4.4)

Pri x = 0 dobimo največjo odprtino:

(4.5)

Če se pri x = a (okoli konice razpoke) razvije plastična cona, lahko uporabimo Irvinovo korekcijo in dobimo:

∗ (4.6)

Kjer je a >> r*, dobimo pri x = a:


27

√2 ∗

(4.7)

Ob uporabi Dugdalovega modela za konico razpoke in natezni obremenitvi σ∞ (slika 4.7) lahko rečemo, da je CTOD (crack tip opening displacement) = δt. [2]

Slika 4.6: Širjenje razpoke


28

Slika 4.7: Dugdalov model razpoke

Tako dobimo izraz:

(4.8)

Za idealen elasto-plastičen material pri RNS in za male plastične cone daje enačba

(3.9) skoraj enake rezultate kot enačba (4.8).

(4.9)

Delo za odpiranje razpoke znaša:

(4.10)


29

V praksi je vrednost λ od 1 do 2.14. Za male plastične cone (krhki lom) je odpiranje razpoke (δt) mera za delo, ki je bilo potrebno za napredovanje razpoke. Kadar se na mestu meritve δt pojavi RDS, velja izraz:

1 (4.11)

Splošen izraz za CTOD velja, ko nastopi krhki lom:

1 (4.12)

Wells je predpostavil, da velja zveza pri povečani plastifikaciji tudi izven najožje okolice konice razpoke. Pod to predpostavko je δt (CTOD) parameter, s katerim lahko predpostavimo odpornost telesa proti napredovanju razpoke. Kritična vrednost CTOD se označi s δc in predstavlja mero lomne žilavosti materiala. Eksperimentalne preiskave (Burdekin, Dawes) so podale izraze za uporabo v praksi, s

pomočjo katerega so skonstruirani diagrami CTOD-obremenitev , :

za male deformacije 0.5 (4.13)

in 0.25 za velike deformacije 0.5 (4.14)

Zveza med KIC in δC ob krhki porušitvi pa je naslednja:

(4.15)

4.1.5 COD (Crack Opening Displacement) preizkus

COD-preizkus predpisuje angleški standard BS 5762. Za izvedbo preizkusa lahko uporabimo obe obliki preizkušancev s slike 4.8. V obeh primerih je poleg mehanske zareze predpisana tudi utrujenostna razpoka z namenom, da povečamo ostrino konice razpoke. [2]


30

Slika 4.8: Standardna preizkušanca CT in SENB

Pri obremenjevanju se meri sila (P) in odprtina (v) med ostrima reziloma (sliki 4.9 in 4.10). Za kritično vrednost CTOD moramo vzeti začetek stabilne rasti razpoke, torej σi. Tipične dogodke pri COD-preizkusu kaže slika 4.10. [2]


31

Slika 4.9: Določevanje δC pri COD-preizkusu.

Pri COD preizkusu se δc izračunava iz odpiranja ob ustju razpoke (CMOD) (slika 4.9)

(4.22)

Faktor rotacije n ima naslednje vrednosti:

Če je ( a / W ) = 0.5 je n = 2.2

Če je ( a / W ) = 0.2 je n = 5

Posamezni parametri δ na sliki 4.10 pomenijo vrednost CTOD in se izračunavajo po enačbi 4.23


32

Slika 4.10: Tipični dogodki pri COD-preizkusu

δC … na začetku nestabilnega loma brez predhodne stabilne rasti razpoke (Δap < 0.2 mm); tukaj velja korelacija (4.15) med KIC in δc σi … na začetku počasne stabilne rasti razpoke (Δap = 0.2 mm)

σu … na začetku nestabilnega (krhkega) loma po predhodni stabilni rasti razpoke (Δap > 0.2 mm)

δm … pri dosegu nivoja maksimalne obremenitve za plastično obnašanje


33

σe … pri končni obremenitvi pred prekinitvijo preizkusa

Standard BS 5762 določa izračun CTOD po naslednji relaciji:

(4.23)

elastični del plastični del

. (4.23a)

V primeru, da se vrednost plastičnega dela izraza približuje ničli, velja korelacija po enačbi 3.15 med KIC in δC. Pri izvajanju COD-preizkusov pogosto pride do posebnega dogodka (slika 4.11), ki mu pravimo "pop in". Ker so v zvarnih spojih sredi žilavega materiala ugnezdena LKP, pride pri obremenitvi do krhkega loma v LKP, vendar se razpoka ustavi v sosednji žilavi strukturi. [2]

Slika 4.11: "Pop in" pri COD-preizkusu


34

Če se "pop in" pokaže kot zaustavljena nestabilna rast razpoke, je potrebno ta rezultat vzeti za kritično vrednost.

4.2 KONCEPT J – INTEGRALA

4.2.1 Matematične osnove J – integrala

Rice je definiral J-integral in dokazal, da le-ta ni odvisen od poti integracije oz. da je njegova vrednost za vse sklenjene krivulje v notranjosti telesa, ki ne vsebujejo nobene singularnosti (konica razpoke), identična in enaka 0. [2]

(4.24)

Slika 4.12: Integracijska pot krivuljnega integrala


35

Za telesa z majhno razpoko pomeni J-integral spremembo potencialne energije, ko se razpoka podaljša za majhen prirastek "∆a ".

(4.25)

B … debelina preizkušanca

W … delo sile (obremenitve) na enoto volumna ali za elastična telesa gostota deformacijske energije

… vloženo delo polja napetosti za površino opisano s potjo S

V pogojih linearne elastičnosti in majhnega tečenja materiala (small scale welding) je J-integral ekvivalenten s silo razvoja razpoke G.

(4.25a)

za RNS

za RDS, takrat velja zveza – korelacija:

(4.26)

Obstaja tudi zveza s "kritičnim odpiranjem razpoke" δc dobljenim s COD-preizkusom.

∙ ∙ 1 (4.26a)

Za poljubno nelinearno elastično telo pa je J mogoče predstaviti kot razpoložljivo energijo za razvoj razpoke.

4.2.2 Interpretacija J integrala pri širjenju razpoke

Pri eksperimentalnem določanju lomne žilavosti se lahko pojavi pred konico razpoke izrazita plastifikacija, zaradi česar dobljena vrednost KIC ne ustreza standardu. Da bi določili vrednost lomne žilavosti, v takšnih primerih uporabljamo preizkuse na nizkih temperaturah ali pa določimo vrednosti CTOD ali J-integrala. J-integral je bil uveden z namenom razširitve lomne mehanike na elasto-plastičnem področju. Z njegovo pomočjo je mogoče oceniti žilavost materiala mnogo bolj smiselno, kot to omogoča standardno preizkušanje po Charpyju. [2]


36

Izraz (4.25) sta med prvimi praktično uporabila Beglej in Landes. Preizkušala sta več popolnoma enakih preizkušancev, ki so se razlikovali le po dolžini razpoke. Pri tem sta s planimetriranjem ploščin izpod krivulj v F – δ diagramu pri konstantnih pomikih , , dobila odvisnost U = f(a). Končno sta z diferenciranjem krivulj določila vrednosti J = f(δ) (slika 4.13). [2]

Slika 4.13: Določevanje J-integrala

Rice, Paris in Merkele so med prvimi ugotovili, da je mogoče preizkušance, ki so v glavnem izpostavljeni upogibni obremenitvi, J-integral določiti direktno iz krivulje F – δ (sila – pomik). Izoblikovali so izraz za male porušitve:

(4.26)

U … površina izpod krivulje F - δ μ … korekcijski faktor, ki je funkcija obremenitve, dimenzij preizkušanca in dolžine

razpoke


37

Slika 4.14: Določevanje lomne žilavosti Jic

Z naraščajočo obremenitvijo doseže otopitev konice razpoke svojo kritično vrednost, pride do razdvajanja materiala in pri žilavih materialih do stabilne rasti razpoke. Z eksperimenti je bilo potrjeno, da je mogoče potek linije otopitve približno izraziti z odvisnostjo:

2 ∆ (4.27)

(4.28)

Presečišče R-krivulje odpornosti z linijo, ki poteka vzporedno 0.2 mm od linije otopitve, predstavlja inženirsko uporabnost lomne žilavosti - . Postopek za določitev lomne žilavosti predpisuje standard ASTM E – 813. Predpisani sta dve možni obliki preizkušancev. [2]


38

5 VARJENJE ETALONOV

5.1 PODATKI O OSNOVNEM IN DODAJNEM MATERIALU

Za raziskave je izbrano poboljšano VTML-jeklo Niomol 490, debeline 30 mm, ki ga izdeluje ACRONI iz Jesenic. Posebej je primerno za:

gradnjo visokotlačnih cevovodov,

izdelavo posod pod tlakom,

gradnjo mostov,

izdelavo različnih varjenih konstrukcij, kjer je poleg ostalih fizikalnih karakteristik pomemben dejavnik tudi teža konstrukcije (razna vozila, cisterne, avtodvigala …).

Pri poboljšanjih jeklih lahko vplivamo na mehanske lastnosti z različnimi temperaturami (600 °C–680 °C) za popuščanje jekla. Po popuščanju je mikrostruktura jekla bainitna, kar daje jeklu veliko trdnost in žilavost (več kot 130 J pri –50 °C). Jeklo se lahko preoblikuje v vročem, v temperaturnem območju 870 °C– 970 °C. Čas zadrževanja jekla na temperaturi vročega preoblikovanja je odvisen od debeline pločevine, mora pa biti čim krajši. Po vročem preoblikovanju je potrebno jeklo ponovno poboljšati. Ni dovoljeno dolgotrajnejše ogrevanje v dvofaznem območju, to je v temperaturnem intervalu od 720 °C–850 °C, ker se v tem primeru zmanjšajo zagotovljene napetosti tečenja. Pri preoblikovanju v vročem jeklo normalno ohladimo na zraku. Žarjenje za odpravo notranjih napetosti pri tej skupini jekel ni priporočljivo, ker močno poslabša žilavost, posebej zvarnih spojev. Če je zaradi same konstrukcije žarjenje za odpravo notranjih napetosti nujno, ga izvajamo v temperaturnem območju med 550 in 600 °C, vendar šele po ocenitvi varivostnega preizkusa. Po žarjenju jeklo ohladimo v peči. Način ohlajanja je odvisen od zahtev konstrukcije. Čas ogrevanja se izračuna iz debeline pločevine, nikoli pa ne znaša manj kot 30 minut. Zvarni spoji teh jekel so občutljivi na pojav razpokljivosti v hladnem, zato je potrebno predgrevanje osnovnega materiala in sušenje oplaščenih elektrod (350 °C/1 uro), da dosežemo čim manjšo vsebnost vodika v zvaru. Zaradi nevarnosti porasta zrn v GZ TVP je ta jekla treba variti s čim manjšo energijo (Q ≈ 15 – 20 kJ/cm) in več varkov. Predgrevanje ugodno vpliva na izoblikovanje mikrostruktur v TVP, toplotna obdelava po varjenju pa zmanjšuje žilavost zvarnega spoja in mehanske lastnosti. Potrebno je tudi kontrolirano ohlajevanje posameznih varkov (medvarkovna temperatura) med varjenjem oziroma med gradnjo zvara. Osnovne karakteristike VTML-jekel so predstavljene v preglednici 5.2. Za gradnjo X-zvara je bila uporabljena žica VAC60Ni proizvajalca SŽ Elektrode Jesenice, ϕ 1.2 mm, ki je posebej primerna za varjenje v plinski mešanici, predvsem 80 % Ar + 20 % CO2.


39

Kemična sestava (%)

C Si Mn P S Cr Ni Mo Cu Al

Niomol 490 0.11 0.55 0.61 0.030 0.002 0.68 0.08 0.031 0.19 0.021

VAC60Ni 0.08 0.84 1.10 0.018 0.028 0.02 1.01 0.44 ‐ ‐

5.1: Kemična sestava jekla Niomol 490 in varilne žice VAC 60 Ni

Material Rp

(MPa) Rm

(MPa) A (%)

Udarna žilavost (J)

Pričakovan M

Niomol 490 515 685 16,6 88,97,100 pri

0 °C ‐

VAC 60 Ni 532 612 20,4 37,77,79 pri ‐

40 °C 1,03

5.2: Mehanske lastnosti VTML- jekla Niomol 490 in dodajnega materiala VAC 60Ni

5.2 VARJENJE HOMOGENEGA X ZVARA

Postopek izdelave in varjenje etalonov je v celoti izvedeno v laboratoriju za varjenje v železarni Ravne na Koroškem. Varjenje je potekalo na varilnih etalonih (500 x 250 x 30) z izdelano X-obliko zvarnega žleba (slika 5.1).


40

Slika 5.1: X-oblika zvarnega žleba

Z izbrano tehnologijo varjenja in MAG-postopkom varjenja v zaščitni atmosferi plinske mešanice (80 % Ar + 20 % CO2) je bil zavarjen homogeni večvarkovni sočelni X-zvarni spoj.

Homogeni zvarni spoj je grajen s predgrevanjem in pogrevanjem osnovnega materiala in je bil v celoti grajen z enakim dodajnim materialom (žica VAC 60 Ni).


41

Slika 5.2: Prerez zavarjenega X-zvara

Napake v zvarnih spojih varjencev so bile odkrite s pomočjo radiografije. Klasifikacija varilnih napak je izvedena po mednarodnem standardu IIW (Doc. V 360-67/OE). Odkrite si bile manjše napake, kot so pore, vključki žlindre, manjše zajede. Ocena je naslednja: modra kartica; Aa-Ba-Fa; 2.

6 IZOBLIKOVANJE MIKROSTRUKTUR – PREGLED Z OPTIČNIM MIKROSKOPOM

Na izoblikovanje mikrostruktur v X-zvaru imata odločilen vpliv potek toplotnega varilnega cikla in lastnosti osnovnega materiala. Za metalografsko raziskavo so bili izbrani vzorci v X-zvarnem spoju, ki imajo lahko izrazito majhno lomno žilavost.


42

Slika 6.1: Drobnozrnata mikrostruktura iz zgornjega bainita v korenu zvara s sledovi primarnega ferita po mejah avstenitnih zrn (200 x) v temenu zvara

Slika 6.2: Bainit v osnovnem materialu – NIOMOL 490 (320 x)


43

Slika 6.3: Drobnozrnata feritno-bainitna mikrostruktura v korenu zvara (1000 x)

Slika 6.4: Bainit v temenskih varkih zvara


44

Slika 6.5: Drobnozrnata bainitna mikrostruktura v temenskem delu zvara

Slika 6.6: Bainit s sledovi primarnega ferita v korenu zvara tik ob liniji spajanja

Slika 6.7: Feritno-bainitna mikrostruktura v korenu zvara


45

7 LOMNOMEHANSKO PREIZKUŠANJE ZVARNIH SPOJEV

7.1 CTOD LOMNA ŽILAVOST X ZVARNIH SPOJEV

Lomna žilavost X-zvarnega spoja je bila določena s standardnim stičnim CTOD-preizkusom. Za določitev lomne žilavosti X-zvarnega spoja v korenu in temenu je bil uporabljen standardni upogibni preizkušanec (B x B), izdelan iz varjencev v smeri X-zvarnega spoja, kakor prikazuje slika 7.1. [2]

Slika 7.1: Oblika dimenzije ter način obremenjevanja upogibnih SENB-preizkušancev a)


46

8 IZVEDBA CTOD PREIZKUSA – INŠTRUMENTACIJA

8.1 INŠTRUMENTIRANI CTOD PREIZKUS

Lomnomehansko preizkušanje sem izvajal na CTOD-preizkuševalnem stroju pri temperaturi –10 °C v posebni hladilni komori (slika 8.1). Želeno nizko temperaturo dosežemo z avtomatiziranim vpihavanjem tekočega dušika in samodejnim izklopom vpihavanja hladilnega plina preko posebnega termostata, ki meri temperaturo v preizkušancu. OMAE (ang.: Offshore Mechanics and Arctic Engineering), združenje za mehaniko jekel oziroma konstrukcij, ki obratujejo pri nizkih temperaturah (npr. naftne ploščadi), je temperaturo –10 °C določilo kot laboratorijsko preizkuševalno temperaturo za določitev lomnomehanskega obnašanja jekel oziroma zvarnih spojev. Obremenjevanje preizkušancev s silo F je potekalo ob konstantni hitrosti trenja v = 0.5 mm/min. Zaradi zmanjšanja trenja med preizkušancem in upogibno napravo je preizkušanec postavljen na gibljive, visoko zakaljive valjčke. [2]

Slika 8.1: Izvedba CTOD-preizkusa na lomnomehanskem preizkuševalnem stroju


47

8.2 NEPOSREDNO MERJENJE CTOD VREDNOSTI (Δ5)

V centru GKSS, tj. inštitutu za materiale v Hamburgu, so razvili lastno neposredno metodo merjenja CTOD-vrednosti na konici razpoke (δ5). Način neposrednega merjenja vrednosti CTOD je v bistvu preprost, saj lahko s posebno skonstruiranim merilnikom (slika 8.2) izmerimo relativna pomika dveh točk ob konici utrujenostne razpoke, kjer je izhodiščna merilna razdalja 5 mm. S posebno diamantno konico (Vickersova piramida) naredimo na predpisani razdalji 5 mm dva odtiska (slika 8.2 – detajl), v katera vskočita (zaradi pritiskov vzmeti) konici krakov merilnika δ5. Na ta način izmerimo vrednost CTOD – δ5 takoj oziroma jo določimo neprimerno hitreje kakor pri standardnem izračunu vrednosti CTOD – δBS (enačba 8.1), kjer se le-ta preračunava posredno z merjenjem veličin CMOD (slika 8.4). Smisel uvedbe neposrednega merjenja δ5 je v tem, da za neposredno izmerjene vrednosti CTOD – δ5 ne potrebujemo nobenih podatkov o mehanskih lastnostih materiala (npr. napetost tečenja), kot je potrebno pri standardnem izračunu vrednosti CTOD – δBS. To je posebej pomembno v primeru, ko fronta utrujenostne razpoke prečka več trdnostno neenakih področij oziroma kadar je lokalni vpliv trdnostne neenakosti na konici razpoke znaten, kot je to v primeru trdnostne neenakosti zvarnih spojev. Hellmann in Schwalbe sta z raziskavami na homogenih materialih dokazala, da so neposredno izmerjene CTOD-vrednosti na konici razpoke z metodo δ5 popolnoma enake CTOD-vrednostim, ki jih izračunamo po standardu BS 5762, kadar:

- Uporabimo nekoliko modificiran izraz (δBSm), ki pri plastični komponenti upošteva še

korekcijo zaradi prirastka razpoke ∆a = a – a0

. (8.1)

- Upoštevamo spremembo koeficienta rotacije rp, ki se glede na položaj merjenja vrednosti δF1 in δ5 spreminja, kakor prikazuje slika 8.2 b. Z omenjene slike je razvidno, da doseže koeficient rotacije rp po iniciaciji razpoke konstantno vrednost, ki je neodvisna od vrste in debeline preizkušanca ter prirastka razpoke. Očitno je, da predstavlja meritev na razdalji 5 mm povprečne pomike in deformacije skozi celotno debelino preizkušanca. [2]


48

Slika 8.2: Neposredno merjenje CTOD vrednosti δ5 a) in porazdelitev b) faktorja rotacije rp v odvisnosti od stopnje plastifikacije pri merjenju δF1 in δ5 vrednosti na konici razpoke


49

Merjenje dolžine razpoke a oziroma njenega prirastka ∆a v času potekanja preizkusa temelji na merjenju spremembe električnega potenciala ∆U (slika 8.3) in Johnsonovi enačbi, ki je podana v obliki:

/ (8.2)

V zgornji enačbi predstavlja y razdaljo med priključkoma za potencial (slika 8.3). Φ0 oziroma Φ pomeni začetno oziroma trenutno vrednost potenciala, a0 pa začetno dolžino razpoke. [2]

Slika 8.3: Meritev spremembe potenciala za določitev dolžine razpoke a

8.3 INŠTRUMENTACIJA UPOGIBA SENB-PREIZKUŠANCA IN MERITEV VELIČIN

Za določitev lomnomehanskega obnašanja zvarnih spojev je potrebna analiza krivulj (F – δ5, F – CMOD, F – VLL, F – ∆U), ki jih dobimo z izvajanjem CTOD-preizkusov na upogibnih SENB- ali CT-preizkušancih. Natančna pritrditev merilnikov CMOD, δ5 in VLL na preizkušanec je predpogoj za pridobitev verodostojnih podatkov – rezultatov. Posebej pomembna je pritrditev merilnika δ5, ki ga pritrdimo na bok preizkušanca s posebno vzmetno nosilno konzolo, kot prikazuje slika 8.4. Odpiranje konice razpoke povzroči pomik merilnika δ5 in proporcionalen izhodni signal se preko ojačevalnika in


50

analogno-digitalnega (A/D) pretvornika shrani na disk osebnega računalnika (slika 8.5). Hkrati se s pomočjo X-Y pisalnika beleži odnos F – δ5, F – CMOD, F – VLL, F – ∆U. [2]

Slika 8.4: Inštrumentacija upogibnega SENB preizkušanca za meritev veličin CMOD, VLL in δ5 v X zvaru.

Popolnoma enak postopek prenosa podatkov velja tudi za ostala merjenja veličin CMOD, VLL in ∆U. Tudi v tem primeru se krivulje (F – CMOD, F – VLL, F – ∆U) sproti izrisujejo na X-Y pisalniku, kar omogoča tekoče kontroliranje delovanja oziroma pritrditve merilnikov in s tem poteka CTOD-preizkusa. Prav tako lahko trenutne vrednosti CMOD, VLL in δ5 spremljamo na digitalnih ekranih (slika 8.1) krmilnega dela preizkuševalnega stroja. [2]


51

Slika 8.5: Shematični prikaz merjenja in shranjevanja izmerjenih veličin pri CTOD-preizkusu


52

9 DISKUSIJA REZULTATOV

Tabela prikazuje CTOD-rezultate za preizkušanje temena in korena večvarkovnega X-zvarnega spoja s preizkušanci BxB in lokacijo utrujenostne razpoke v korenu in temenu zvara pri preizkuševalni temperaturi –10 °C.

Lokacija CTOD razpoke (BxB) CTOD(mm) TEME 0,911 TEME 1,132 TEME 1,066

KOREN 0,142 KOREN 0,321 KOREN 0,232

9.1: CTOD-rezultati

Iz preglednice, ki prikazuje rezultate CTOD za preizkušanje temena in korena večvarkovnega X-zvarnega spoja s preizkušanci BxB in lokacijo utrujenostne razpoke v korenu in temenu zvara pri preizkuševalni temperaturi –10 °C je razvidno, da je lomna žilavost CTOD znatno višja v temenu zvara kakor v korenu zvara.

Vzrok za slabšo lomno žilavost korena zvara je pojav feritno bainitne mikrostrukture, ki znižuje lomno žilavost materiala (slike 6.3, 6.6 in 6.7) Naslednji vzrok, ki je povzročil še dodatno znižanje lomne žilavosti, je v gradnji korenskih varkov zvarnega spoja, saj so ravno korenski varki tisti, ki so najbolj izpostavljeni nastanku raznih varilnih napak (zlepi, vključki žilndre itd.) ter nastanku mikrorazpok, ki nastanejo med gradnjo korenskega dela zvara zaradi hitrega ohlajevanja (hladne razpoke), kar je posledica vpliva debeline materiala. Na splošno lahko rečemo, da pojav ferita v bainitni mikrostrukturi še dodatno znižuje lomno žilavost zvara.

Nasprotno pa je lomna žilavost temena zvara znatno višja, saj tam nastopa čistejša finozrnata bainitna struktura s sledmi ferita (slike 6.1, 6.4 in 6.5). Problematika nastanka varilnih napak in mikrorazpok v temenu zvara ni izrazita, saj je odprtost zvarnega žleba v temenu zvara večja kakor v korenu zvara. Iz tega sledi, da temenski varki niso kritični del zvarnega spoja.


53

10 ZAKLJUČEK

1. Lomna žilavost korenskega dela zvara je znatno nižja od temenskega dela zvara, zato predstavlja koren zvara kritično mesto zvarnega spoja, kjer lahko pride do porušitve varjene konstrukcije.

2. Z določitvijo CTOD lomne žilavosti zvara lahko napovemo življenjsko dobo zvarnega spoja in s tem varno obratovanje varjene konstrukcije.

3. Določitev CTOD lomne žilavosti je izredno drag eksperimentalni postopek, zato je potreben tudi numerični pristop k določanju lomne žilavosti.

4. Pri lomni žilavosti X-zvarnega spoja z mehkim korenskim slojem je opazen vpliv mehkega korenskega sloja z najmanjšo trdnostjo na CTOD lomno žilavost celotnega zvarnega spoja, ki se je odražal na začetkih krhkega loma v področju zvara z najmanjšo trdnostjo.

5. Metoda je izredno draga, zato je potrebna tudi numerična analiza, da znižamo stroške.


54

11 VIRI, LITERATURA

[1] Z. Praunseis: Doktorska disertacija, Fakulteta za strojništvo, Maribor, 1998 [2] Z. Praunseis: Magistrsko delo, Fakulteta za strojništvo, Maribor, 1993 [3] H. Granjon. Metalurške osnove varjenja. Ljubljana: Zveza društev za varilno tehniko

Slovenije, 1994 [4] I. Rak: Tehnologija varjenja -1 izd. –Ljubljana: Modrijan, 2008


55

12 PRILOGE

12.1 SEZNAM SLIK

Slika 2.1: Predhodne temperature pri žilavosti 27 J za različne vrste jekel [1] .................................. 2

Slika 3.1: Žilavi prelom jekla ............................................................................................................. 4 Slika 3.2: Vpliv različnih napetostnih pogojev na obliko in usmerjanje jamic na prelomni površini preizkušanca ....................................................................................................................................... 5

Slika 3.3: Broekov dislokacijski model za nastajanje in rast mikrovotlin ......................................... 6

Slika 3.4: Nestabilna bočna rast in združevanje mikrovotlin ............................................................. 7 Slika 3.5: Modeliranje bočnega združevanja mikrovotlin za RDS (ε3 = 0), kjer predstavlja σ1 največjo globalno glavno napetost ..................................................................................................... 7

Slika 3.6: Prostorsko modeliranje bočnega združevanja mikrovotlin ................................................ 8

Slika 3.7: Nastajanje in širjenje loma v konstrukcijskih materialih ................................................. 10

Slika 3.8a: Napetostne in deformacijske razmere v okolici konice ostre razpoke ........................... 11 Slika 3.9b: Vpliv otopitve konice na velikost napetosti σy v elasto-plastičnem materialu (RNS/RDS) ...................................................................................................................................... 11 Slika 3.10: Oblikovanje in združevanje mikrovotlin v področju intenzivne plastične deformacije na konici razpoke .................................................................................................................................. 12

Slika 3.11: Prehodna (žilavo-krhka) krivulja udarne žilavosti "S" za feritna jekla .......................... 13

Slika 3.12: Transkristalni cepilni lom .............................................................................................. 14

Slika 3.13: Nastajanje cepilnih stopnic ............................................................................................ 15

Slika 3.14: Površina preloma s cepilnimi stopnicami a) in cepilnimi jezički b) .............................. 16

Slika 3.15: Oblikovanje cepilnih jezičkov (BCD) zaradi prečkanja dvojčkov ................................ 17 Slika 3.16: Cepilni prelom maloogljičnega jekla: peresna struktura (A), rečni izvir (B), velike cepilne stopnice (D), cepilni jezički (E) ........................................................................................... 17

Slika 3.17: Smithov model cepilnega loma pri feritnih jeklih ......................................................... 18

Slika 3.18: Model cepilnega loma RKR ........................................................................................... 20

Slika 4.1: Osnovni obremenitveni primeri [2].................................................................................. 22

Slika 4.2: Napetosti v bližini razpoke [2] ......................................................................................... 23

Slika 4.3: Plastično deformirano področje okoli konice razpoke [2] ............................................... 24

Slika 4.4: Vpliv debeline na vrednosti parametra K ........................................................................ 25

Slika 4.5: Razmik površin razpoke zaradi tvorbe plastične cone ..................................................... 26

Slika 4.6: Širjenje razpoke ............................................................................................................... 27

Slika 4.7: Dugdalov model razpoke ................................................................................................. 28

Slika 4.8: Standardna preizkušanca CT in SENB ............................................................................ 30

Slika 4.9: Določevanje δC pri COD-preizkusu. ................................................................................ 31

Slika 4.10: Tipični dogodki pri COD-preizkusu .............................................................................. 32

Slika 4.11: "Pop in" pri COD-preizkusu .......................................................................................... 33

Slika 4.12: Integracijska pot krivuljnega integrala ........................................................................... 34


56

Slika 4.13: Določevanje J-integrala ................................................................................................. 36

Slika 4.14: Določevanje lomne žilavosti Jic .................................................................................... 37

Slika 5.1: X-oblika zvarnega žleba .................................................................................................. 40

Slika 5.2: Prerez zavarjenega X-zvara ............................................................................................. 41 Slika 6.1: Drobnozrnata mikrostruktura iz zgornjega bainita v korenu zvara s sledovi primarnega ferita po mejah avstenitnih zrn (200 x) v temenu zvara ................................................................... 42

Slika 6.2: Bainit v osnovnem materialu – NIOMOL 490 (320 x) .................................................... 42

Slika 6.3: Drobnozrnata feritno-bainitna mikrostruktura v korenu zvara (1000 x) .......................... 43

Slika 6.4: Bainit v temenskih varkih zvara....................................................................................... 43

Slika 6.5: Drobnozrnata bainitna mikrostruktura v temenskem delu zvara .................................... 44

Slika 6.6: Bainit s sledovi primarnega ferita v korenu zvara tik ob liniji spajanja ........................... 44

Slika 6.7: Feritno-bainitna mikrostruktura v korenu zvara .............................................................. 44

Slika 7.1: Oblika dimenzije ter način obremenjevanja upogibnih SENB-preizkušancev a) ............ 45

Slika 8.1: Izvedba CTOD-preizkusa na lomnomehanskem preizkuševalnem stroju ....................... 46 Slika 8.2: Neposredno merjenje CTOD vrednosti δ5 a) in porazdelitev b) faktorja rotacije rp v odvisnosti od stopnje plastifikacije pri merjenju δF1 in δ5 vrednosti na konici razpoke ................... 48

Slika 8.3: Meritev spremembe potenciala za določitev dolžine razpoke a ....................................... 49 Slika 8.4: Inštrumentacija upogibnega SENB preizkušanca za meritev veličin CMOD, VLL in δ5 v X zvaru. ............................................................................................................................................ 50

Slika 8.5: Shematični prikaz merjenja in shranjevanja izmerjenih veličin pri CTOD-preizkusu .... 51

12.2 SEZNAM TABEL

5.1: Kemična sestava jekla Niomol 490 in varilne žice VAC 60 Ni ................................................. 39

5.2: Mehanske lastnosti VTML- jekla Niomol 490 in dodajnega materiala VAC 60Ni ................... 39

9.1: CTOD-rezultati ......................................................................................................................... 52


57

12.3 IZJAVA O ISTOVETNOSTI TISKANE IN ELEKTRONSKE VERZIJE DIPLOMSKEGA DELA IN OBJAVI OSEBNIH PODATKOV AVTORJA

Documents

VS Vizlar Boštjan 1989 - COnnecting REpositories · 2020. 1. 30. · V FRACTURE TOUGHNESS OF HSLA STEEL WELDS Key words: Strength mismatching, under matched welds, soft root layer,