Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки

Сопоставлены структура и ударная вязкость металла шва и ЗТВ стали 09Г2С в условиях первичной (изготовительной) и ремонтной дуговой сварки. Даны рекомендации по выбору сварочных материалов с учетом условий эксплуатации отремонтированных изделий....

Повний опис

Збережено в:

Бібліографічні деталі
Дата:	2006
Автори:	Позняков, В.Д., Касаткин, С.Б., Довженко, В.А.
Формат:	Стаття
Мова:	Russian
Опубліковано:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2006
Назва видання:	Автоматическая сварка
Теми:	Производственный раздел
Онлайн доступ:	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102803
Теги:	Додати тег Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки / В.Д. Позняков, С.Б. Касаткин, В.А. Довженко // Автоматическая сварка. — 2006. — № 9 (641). — С. 46-52. — Бібліогр.: 22 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-102803
record_format	dspace
spelling	nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-1028032025-02-10T00:59:11Z Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки Structure and cold resistance of welded joints in steel 09G2S after repair welding Позняков, В.Д. Касаткин, С.Б. Довженко, В.А. Производственный раздел Сопоставлены структура и ударная вязкость металла шва и ЗТВ стали 09Г2С в условиях первичной (изготовительной) и ремонтной дуговой сварки. Даны рекомендации по выбору сварочных материалов с учетом условий эксплуатации отремонтированных изделий. Structure and impact toughness of weld metal and HAZ of 09G2S steel under the conditions of primary (manufacturing) and repair arc welding are compared. Recommendations are given on selection of welding consumables, taking into account the operating conditions of the repaired items. 2006 Article Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки / В.Д. Позняков, С.Б. Касаткин, В.А. Довженко // Автоматическая сварка. — 2006. — № 9 (641). — С. 46-52. — Бібліогр.: 22 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102803 621.791.75 ru Автоматическая сварка application/pdf Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Производственный раздел Производственный раздел
spellingShingle	Производственный раздел Производственный раздел Позняков, В.Д. Касаткин, С.Б. Довженко, В.А. Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки Автоматическая сварка
description	Сопоставлены структура и ударная вязкость металла шва и ЗТВ стали 09Г2С в условиях первичной (изготовительной) и ремонтной дуговой сварки. Даны рекомендации по выбору сварочных материалов с учетом условий эксплуатации отремонтированных изделий.
format	Article
author	Позняков, В.Д. Касаткин, С.Б. Довженко, В.А.
author_facet	Позняков, В.Д. Касаткин, С.Б. Довженко, В.А.
author_sort	Позняков, В.Д.
title	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки
title_short	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки
title_full	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки
title_fullStr	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки
title_full_unstemmed	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки
title_sort	структура и хладостойкость сварных соединений стали 09г2с после ремонтной сварки
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2006
topic_facet	Производственный раздел
url	https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/102803
citation_txt	Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки / В.Д. Позняков, С.Б. Касаткин, В.А. Довженко // Автоматическая сварка. — 2006. — № 9 (641). — С. 46-52. — Бібліогр.: 22 назв. — рос.
series	Автоматическая сварка
work_keys_str_mv	AT poznâkovvd strukturaihladostoikostʹsvarnyhsoedineniistali09g2sposleremontnoisvarki AT kasatkinsb strukturaihladostoikostʹsvarnyhsoedineniistali09g2sposleremontnoisvarki AT dovženkova strukturaihladostoikostʹsvarnyhsoedineniistali09g2sposleremontnoisvarki AT poznâkovvd structureandcoldresistanceofweldedjointsinsteel09g2safterrepairwelding AT kasatkinsb structureandcoldresistanceofweldedjointsinsteel09g2safterrepairwelding AT dovženkova structureandcoldresistanceofweldedjointsinsteel09g2safterrepairwelding
first_indexed	2025-12-02T08:38:40Z
last_indexed	2025-12-02T08:38:40Z
_version_	1850385074227249152
fulltext	УДК 621.791.75 СТРУКТУРА И ХЛАДОСТОЙКОСТЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛИ 09Г2С ПОСЛЕ РЕМОНТНОЙ СВАРКИ В. Д. ПОЗНЯКОВ, С. Б. КАСАТКИН, В. А. ДОВЖЕНКО, кандидаты техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) Сопоставлены структура и ударная вязкость металла шва и ЗТВ стали 09Г2С в условиях первичной (изготовительной) и ремонтной дуговой сварки. Даны рекомендации по выбору сварочных материалов с учетом условий эксплуатации отремонтированных изделий. К л ю ч е в ы е с л о в а : низколегированная конструкционная сталь, ручная дуговая сварка, ремонтная сварка, микрост- руктура металла шва, микроструктура зоны термического влияния, ударная вязкость, хладостойкость, сварочные ма- териалы В настоящее время как в Украине, так и за ру- бежом эксплуатируется большое количество ин- женерных сооружений и машин, которые уже ис- черпали назначенный срок службы или близки к этому. Большинство из них имеют усталостные и хрупкие повреждения. С учетом технического состояния дальнейшая эксплуатация таких изде- лий становится не безопасной. Возникает необ- ходимость в восстановлении целостности конс- трукций. В большинстве случаев такие проблемы решаются путем ремонта с применением дуговой сварки или упрочняющих обработок поврежден- ных элементов [1]. При восстановлении металлоконструкций, как правило, используют стандартные технологии сварки, разработанные для изготовления новых изделий. Однако они не учитывают ряд особен- ностей, характерных для ремонтных соединений: высокий уровень остаточных напряжений и ог- раниченные возможности выбора способов уда- ления дефектов, а также применение разделки кромок и собственно сварки, которые могут ока- зывать существенное влияние на свойства свар- ных соединений [2–5]. В связи с этим возникает необходимость в проведении исследований, нап- равленных на совершенствование ремонтных тех- нологий. В литературе есть достаточно много инфор- мации о влиянии ремонтной сварки на цикличес- кую прочность восстановленных соединений [6, 7]. Предлагается ряд мероприятий для повышения их выносливости [8–14]. Значительно меньше имеется данных о том, как и в какой степени ре- монтная сварка оказывает влияние на структуру металла и хладостойкость восстановленных узлов. Так, в работе [15] отмечается, что в результате ремонта увеличивается зона с измельченным зер- ном, что, однако, не влияет на механические свойства сварных соединений. Исходя из данных работы [16] следует, что после многократных ре- монтов ударная вязкость металла зоны термичес- кого влияния (ЗТВ) сварных соединений снижа- ется на 15…20 %. Цель настоящей работы заключалась в том, чтобы установить влияние ремонтной сварки на структуру и хладостойкость сварных соединений конструкционных сталей. В качестве объекта исследований выбрана сталь марки 09Г2С толщиной 30 мм следующего хими- ческого состава, мас. %: 0,096 C; 0,57 Si; 0,71 Mn. В исходном состоянии сталь имеет следующие ме- ханические свойства: σт = 367 МПа; σв = 553 МПа; δ5 = 28 %; KCV– 40 = 64 Дж/см2. Структура стали в состоянии поставки ферритно-перлитная (ФП) (рис. 1). Объектом исследований были образцы тавро- вых соединений (тип Т2 по ГОСТ 147–71) ши- риной 120 мм и длиной 480 мм, полученные ме- ханизированным способом сварки с использова- нием проволоки марки Св-08Г2С диаметром 1,2 мм в углекислом газе. Этот способ сварки выб- ран как наиболее распространенный при изготов- лении конструкций общего назначения. После сварки образцы подвергали цикличес- кому нагружению, доводили до полного разру- © В. Д. Позняков, С. Б. Касаткин, В. А. Довженко, 2006 Рис. 1. Микроструктура ( 200) стали 09Г2С в состоянии поставки 46 9/2006 шения, а затем восстанавливали с соблюдением всех технологических операций, используемых при выполнении ремонтной сварки (разделка и зачистка кромок, сборка и сварка соединений). Разделку кромок (общий угол раскрытия ремон- тного стыка составлял около 60°) осуществляли газокислородной резкой, после чего их зачищали наждачным камнем до металлического блеска. Сборку соединений выполняли с использованием электродов УОНИ-13/45 и выводных планок. Ре- монтную сварку (соединения сваривали встык) осуществляли по двум технологиям: традицион- ным способом с использованием электродов УО- НИ-13/55 (вариант № 1) и с применением ком- бинированных швов (вариант № 2). Основную часть шва выполняли электродами УОНИ-13/55 (ферритно-бейнитные — ФБ швы), а завершаю- щие слои шва — аустенитно-мартенситными ма- териалами системы легирования Х10Н10 (аусте- нитно-мартенситные — АМ швы). Преимущество варианта № 2 в том, что АМ швы обеспечивают формирование в сварных соединениях сжимаю- щих напряжений и тем самым повышают их соп- ротивляемость усталостным разрушениям [9, 17]. Это имеет важное значение, поскольку большин- ство конструкций в процессе эксплуатации испы- тывают циклические нагрузки. К сожалению, в литературе отсутствуют данные о том, обеспечи- вается ли при этом хладостойкость полученных соединений. Этот вопрос еще подлежит изучению. Химический состав металла, наплавленного ука- занными материалами, приведен в таблице. Для проведения металлографических исследо- ваний из ремонтных соединений изготавливали шлифы, а для оценки хладостойкости металла швов и ЗТВ — стандартные образцы сечением 10 10 мм (тип IX по ГОСТ 9454–78) с острым надрезом. Результаты исследований сравнивали с полученными при анализе структуры и свойств металла стыковых соединений стали 09Г2С при первичной сварке, выполненных, как каждым из приведенных выше материалов, так и с исполь- зованием их комбинации. Микроструктуру металла сварных соединений выявляли химическим травлением микрошлифов в 4%-м растворе азотной кислоты в этиловом спирте, а также электролитическим травлением в растворе хромовой кислоты. Структуру металла сварных соединений изучали с помощью свето- вого микроскопа «Неофот-21»; твердость измеря- ли на твердомере системы «Роквелл» при нагрузке 600 Па с последующим переводом в систему по Виккерсу. Идентификацию структурных состав- ляющих выполняли по результатам измерений микротвердости на приборе ПМТ-3 при нагрузке 0,5 Па. Результаты металлографического анализа сви- детельствуют о том, что структуру как металла шва, так и ЗТВ сварных соединений, полученных первичной сваркой с использованием ФП мате- риалов, можно идентифицировать как ФБ (рис. 2). Морфологически бейнит представляет собой гло- були, или, как их называют авторы работы [18], дисперсные островки второй фазы, распределен- ные в матрице легированного феррита (глобуляр- ный бейнит [19]). Глобули бейнита распределены хаотически, однако на отдельных участках они выстраиваются в ряды. По границам бывших аус- тенитных зерен на участке перегрева ЗТВ и по границам кристаллитов в металле шва (рис. 2) выделился структурно свободный полиэдричес- кий феррит. Микротвердость структуры участка перегрева составляет HV 21007…2460 МПа, а ме- талла шва — HV 1930…2210 МПа. Химический состав (мас. %) наплавленного металла, полученно- го при использовании ферритно-перлитных и аустенитно-мар- тенситных материалов Свароч- ный мате- риал С Mn Si Cr Ni Mo S P ФП 0,09 0,90 0,43 — — — 0,022 0,026 АМ 0,04 0,78 0,32 10,0 10,1 0,58 0,009 0,012 Рис. 2. Микроструктура сварного соединения стали 09Г2С, полученного при первичной сварке с использованием ФП материалов: а — участок перегрева ЗТВ со следами микротвердости, 320; б — металл шва, 200 9/2006 47 Более высокие значения микротвердости стру- ктуры металла в участке перегрева ЗТВ обуслов- лены как более высокой дисперсностью глобулей бейнита, так и более узкой прослойкой полиэд- рического феррита вокруг бывших аустенитных зерен. Твердость металла ЗТВ составляет в сред- нем HV 2200 МПа, а металла шва — около HV 1550 МПа. Более сложный состав структуры зафиксиро- ван в сварных соединениях, полученных при пер- вичной сварке с использованием АМ материалов (рис. 3). Структура металла шва таких соединений представляет собой островки мартенсита, хао- тически распределенные в аустените. Микротвер- дость мартенситной составляющей в аустенитной матрице составляет 1750…2600 МПа и зависит от плотности распределения и размеров мартенсит- ных островков в аустените. Структура металла шва тонкодисперсная и характеризуется ячеистым строением (рис. 3, в). На участке перегрева ЗТВ вблизи линии сплав- ления имеется переходная зона шириной 0,06…0,09 мм, структура которой состоит из гло- булярного бейнита и структурно свободного по- лиэдрического феррита, а также локально из учас- тков видманштеттового феррита (рис. 3, б). Мик- ротвердость металла с такой структурой состав- ляет HV 2100…2200 МПа. Структура на участке перегрева за переходной зоной состоит из доэв- тектоидного и игольчатого феррита, глобулярного бейнита (HV 2600…2800 МПа) и самоотпущенно- го мартенсита (HV 3000 МПа) (рис. 3, а, б). Такое различие в значениях микротвердости вызвано процессами диффузии углерода на гра- нице участок перегрева ЗТВ–металл шва [20], в результате чего имело место обезуглероживание металла участка перегрева с формированием пе- реходной зоны и науглероживание металла шва. Это обусловило повышение температуры превра- щения аустенита и образование более мягких про- дуктов распада в переходной зоне со стороны ЗТВ, а также понижение температуры превращения аустенита в участке металла шва, примыкающего к линии сплавления. О диффузии углерода в ме- талл шва свидетельствует тот факт, что на ука- занном участке металла шва значения микротвер- дости достигают HV 3560…3730 МПа (в средней его части HV 2680…3320 МПа), а также наблю- дается увеличение количества мартенситной сос- тавляющей, что подтверждает изменение разме- ров отпечатков, полученных при измерении мик- ротвердости (рис. 3, б). Твердость структуры металла шва составляет в среднем HV 1900 МПа, а на участке перегрева — HV 2230 МПа. Рис. 3. Микроструктура сварного соединения стали 09Г2С, получен- ного при первичной сварке с применением АМ материала: а — участок перегрева ЗТВ, 500; б — участок перегрева ЗТВ и металл шва, 200; в — металл шва, 200 48 9/2006 Металлографические исследования сварного соединения, полученного с использованием ком- бинированных материалов (ФП+АМ) при первич- ной сварке, показали, что микроструктура металла швов и участка перегрева ЗТВ, соответствующая как ФБ, так и АМ наплавленному металлу (рис. 4), идентична той, которая имела место в соедине- ниях с однородными швами, рассмотренными ранее (рис. 2, а, 3, б и 4, а, в). Особенностью структуры сварного соединения с комбинированным (ФБ+АМ) швом является на- личие переходной зоны шириной 0,03…0,13 мм не только между АМ швом и ЗТВ, но и между нижним (ФБ) и верхним (АМ) швами (рис. 4, б). В этой зоне произошло обезуглероживание ме- талла со стороны ФБ шва и науглероживание со стороны АМ шва по причинам, указанным ранее. Как следствие этого, микротвердость металла со стороны ФБ участка шва уменьшилась до HV 1800…1850 МПа (среднее значение микротвер- дости составляет HV 1650…1970 МПа), а со сто- роны АМ участка шва она увеличилась до HV 3450…3560 МПа (среднее значение микротвер- дости здесь — HV 2680…3320 МПа (рис. 4, б)). Твердость структуры участка АМ шва состав- ляет HV 2810…3210 МПа, а прилегающего к нему участка перегрева ЗТВ — HV 1900…2060 МПа. Ме- талл ФБ шва имеет твердость HV 1520…1570 МПа, а соответствующего ему участка перегрева ЗТВ — HV 1850…2000 МПа. Результаты металлографического анализа свар- ных соединений, полученных с использованием комбинации материалов (ФМ+АМ) в режиме ре- монтной сварки, показали, что по сравнению с аналогичными вариантами первичной сварки структурные изменения произошли только на участке перегрева ЗТВ. Изменения структуры ме- талла шва не наблюдалось. Микроструктура металла участка перегрева, примыкающего к АМ шву, состоит из глобуляр- ного бейнита (HV 2660…2810 МПа), доэвтекто- идного феррита в виде очень тонких прослоек по границам зерен, локально игольчатого феррита и самоотпущенного мартенсита с микротвердостью HV 3000…3200 МПа (рис. 5, а). На участке пе- регрева ЗТВ, примыкающем к ФБ металлу шва, структура металла состоит из глобулярного бей- нита HV 2140…2360 МПа и структурно свобод- ного полиэдрического феррита, выделившегося по границам зерен (рис. 5, в). Твердость металла ЗТВ составляет HV 1950…2150 МПа. При сопоставлении рис. 4 и 5 видно, что струк- турные изменения состоят в том, что глобулярный бейнит на участке перегрева ЗТВ (рис. 5, а, в) по всей высоте сварного соединения имеет бo′льшую дисперсность вторых фаз, распределен- ных в бейнитном феррите, а граничные прослойки доэвтектоидного феррита меньшую ширину, чем аналогичные структурные составляющие на учас- Рис. 4. Микроструктура сварного соединения стали 09Г2С, получен- ного при первичной сварке с использованием комбинированного (ФП+АМ) материала: а — участок перегрева ЗТВ со стороны АМ шва, 200; б — переходная зона между АМ и ФБ швами, 200; в — участок перегрева ЗТВ со стороны ФБ шва, 500 9/2006 49 тке перегрева ЗТВ при первичной сварке комби- нированными материалами. Разница между структурами металла в сварных соединениях, полученных при первичной и ремон- тной сварке, вероятно, обусловлена неодинаковы- ми условиями формирования структуры в металле ЗТВ. Структура участка перегрева ЗТВ исходных со- единений сформировалась под воздействием тер- мического цикла сварки на ФП структуру стали 09Г2С в состоянии поставки; в результате обра- зовался глобулярный бейнит. В процессе ремон- тной сварки металл ЗТВ еще дважды подвергался нагреву и охлаждению: первый раз — при раз- делке кромок разрушенных образцов, которая вы- полняется газокислородной резкой, а второй — непосредственно при сварке. При этом участок перегрева ЗТВ со структурой глобулярного бей- нита дополнительно претерпевал фазовый пере- ход Fα →← Fγ. В связи с этим параметры всех эта- пов аустенизации на участке перегрева ЗТВ ре- монтных соединений, согласно данным [21], дол- жны отличаться от наблюдаемых при первичной сварке соединений стали 09Г2С. В частности, при сопоставимых циклах сварки степень гомогени- зации аустенита в таких соединениях была более высокой, о чем свидетельствует уменьшение раз- броса значений микротвердости структурных сос- тавляющих. Объясняется это двумя факторами: во-первых, трехразовым нагревом (аустенизаци- ей) и, во-вторых, сокращением времени процесса аустенизации, поскольку известно [21], что с уве- личением дисперсности исходной структуры время окончания всех этапов аустенизации сок- ращается. Тот факт, что структура глобулярного бейнита, которая образовалась в металле ЗТВ пос- ле первичной сварки, более дисперсная, чем ФП структура стали в исходном состоянии, очевиден (см. рис. 1, 2, а). Следовательно, при ремонтной сварке полнота протекания процесса аустенизации была больше и соответственно выше уровень го- могенности аустенита. В результате этого на учас- тке перегрева ЗТВ соединений, полученных при ремонтной сварке, должна быть и более низкая дифференциация аустенита по углероду, вследс- твие чего структура такого металла более одно- родная и дисперсная, а значит, и более равно- весная, чем исходных сварных соединений. Результаты металлографического анализа структуры металла ЗТВ и ФБ, АМ, а также ком- бинированного металла швов сварных соедине- ний стали 09Г2С при первичной сварке и выпол- Рис. 5. Микроструктура сварного соединения стали 09Г2С, получен- ного при ремонтной сварке с применением комбинированного мате- риалами: а — участок перегрева ЗТВ со стороны АМ шва, 200; б — переходная зона между АМ и ФБ швами, 200; в — участок перег- рева ЗТВ со стороны ФБ шва, 500 50 9/2006 ненных в режиме ремонтной сварки, показали, что морфология структурных составляющих и соот- ветственно кинетика превращения аустенита как в металле швов, так и на участке перегрева, прин- ципиально не отличаются. В связи с тем, что структурные превращения при дуговой сварке, в том числе и ремонтной, всегда протекают в ус- ловиях температурных и деформационных гради- ентов [22], в сварных соединениях в той или иной мере имеет место концентрационная, а значит и структурная неоднородность, которая принима- лась нами во внимание при анализе результатов исследований. Обнаруженная более высокая дисперсность про- дуктов превращения на участке перегрева ЗТВ, по- видимому, обусловлена различием в параметрах аустенизации при первичной и ремонтной сварке, в результате чего уменьшилась степень дифферен- циации аустенита по углероду и сократился тем- пературный интервал превращения аустенита за счет понижения максимальных температур. Это предопределило более высокую дисперсность про- дуктов превращения и способствовало уменьшению разброса значений микротвердости структурных составляющих. На основании полученных резуль- татов можно предположить, что, поскольку при ре- монтной сварке значительных изменений в струк- туре металла шва и ЗТВ не происходит, хладос- тойкость таких соединений, по-видимому, должна быть сопоставима с аналогичными показателями ис- ходного сварного соединения. Для оценки влияния ремонтной сварки на хла- достойкость металла шва и ЗТВ из выше упомя- нутых сварных соединений изготавливали стан- дартные образцы с острым надрезом. Исследовали ударную вязкость металла шва и ЗТВ (на линии сплавления и на расстоянии 2,5 мм от линии сплавления). Исходя из результатов исследований устано- влено, что в исходных сварных соединениях на- иболее низкую ударную вязкость при температуре испытаний – 40 °С (KCV–40 = 18…31 Дж/см2) име- ют швы, выполненные АМ материалами. Несколь- ко выше хладостойкость ФБ и комбинированных (ФБ+АМ) швов — соответственно 24…40 и 26…43 Дж/см2. Исследования хладостойкости металла ЗТВ по- казали, что в исходных сварных соединениях наи- более высокие и стабильные показатели ударной вязкости при выполнении надреза по линии сплав- ления и соединений с АМ швами (KCV–40 = = 51…53 Дж/см2), а наиболее низкие и нестабиль- ные показатели хладостойкости (KCV–40 = 18…43 Дж/см2) у соединений с ФБ и комбинированными (ФБ+АМ) швами (KCV–40 = 27…37 Дж/см2). По- видимому, это связано с особенностями форми- рования структуры металла ЗТВ таких соедине- ний. Показатели ударной вязкости металла ЗТВ ис- ходных сварных соединений с надрезом, распо- ложенным на расстоянии 2,5 мм от линии сплав- ления, независимо от типа металла шва были близ- кими и изменялись от 25 до 34 Дж/см2. Следует отметить, что не только структура металла на этом участке ЗТВ у всех исследуемых соединений сход- на по составу (глобулярный бейнит и полиэдри- ческий феррит), но совпадают также размеры зер- на аустенита. Проведенные исследования показали, что ме- талл швов и ЗТВ первичных сварных соединений, выполненных ФБ, АМ и комбинированными шва- ми, имеет первую критическую температуру хруп- кости от –20 до –40 °С. Сравнительный анализ ударной вязкости ме- талла шва и ЗТВ при первичной и ремонтной свар- ке свидетельствует о том, что незначительные из- менения в структуре металла, которые произошли вследствие повторяющихся циклов нагрев–охлаж- дение, не привели к существенному повышению или снижению хладостойкости указанных участ- ков соединения. Наблюдалось лишь уменьшение разброса значений между минимальными и мак- симальными показателями ударной вязкости. Так, значения KCV–40 металла ремонтных соединений с ФБ швами изменялись от 28 до 36 Дж/см2 (в исходном образце — от 24 до 40 Дж/см2), а в соединениях с комбинированными швами — от 30 до 40 Дж/см2 (в исходном образце — от 26 до 43 Дж/см2). Аналогичная закономерность имела место и в металле ЗТВ с надрезом, вы- полненным по линии сплавления. Ударная вяз- кость металла на данном участке ремонтного со- единения с ФБ швом составляла 28…40 Дж/см2, а с комбинированным — 30…40 Дж/см2. Таким образом, проведенные исследования свидетельствуют о том, что структура и ударная вязкость первичных и однократно отремонтиро- ванных соединений стали 09Г2С близки по своим показателям, если они получены сваркой на иден- тичных режимах. Ремонтную сварку соединений, испытываю- щих в процессе эксплуатации циклические и удар- ные нагрузки, следует осуществлять в основном комбинированным материалом. Корневой и запол- няющие слои шва должны выполнять с исполь- зованием материалов, которые позволяют обес- печить его высокую хладостойкость. Для повы- шения циклической прочности сварных соеди- нений на его поверхности должны формироваться напряжения сжатия. Это достигается при наплавке завершающего слоя шва АМ материалом. Значе- ния хладостойкости таких соединений не усту- пают аналогичным показателям сварных соеди- нений, выполненных материалами, которые тра- диционно используются для сварки стали 09Г2С7. 9/2006 51 1. Branco C. M., Infanted V., Maddox S. J. A study on the reha- bitation of welded joints. — S. l., [1999]. — 29 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. XIII-769). 2. Maccocaire C. Repair welding: how to set up a shop // Wel- ding J. — 1991. — № 8. — P. 54–56. 3. A study on cracks on the oxigas cut surfaces of weld grooves of 14MnMoVN steel plates during cold forming / Donglin Ye, Yongfu He, Rangez Zhang et al. // Transaction China Weld. Inst. — 1982. — № 4. — P. 159–164. 4. Ларионов В. П. Электродуговая сварка конструкций в Северном исполнении. — Новосибирск: Наука, 1986. — 168 с. 5. Волков А. С. Причины появления дефектов вблизи исп- равленных участков сварных швов // Свароч. пр-во. — 1974. — № 8. — С. 33–34. 6. Brink S. H. van den. Reparatielassen // Lastechniek. — 1989. — № 2. — P. 40–41, 43, 45, 47. 7. Recommendation on the repair of fatigue-loaded welded structures. — S. l., [1996]. — 16 p. — (Intern. Inst. of Wel- ding; Doc. XIII-1632). 8. Сергиенко Ю. В., Носовский Б. И., Чигарев В. В. Совер- шенствование технологии ремонта железнодорожных рельсов с применением дуговой сварки // Автомат. свар- ка. — 1998. — № 3. — С. 46–48. 9. Ohta A., Suzuki N., Maeda Y. Extension of fatigue life by ad- ditional welds using low transformation temperature welding material — S. l., [2001]. — 8 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. ХIII-1881). 10. Miki C. Repairing and reinforcing of fatigue damaged steel bridges // Intern. conf. on performance of dynamically loa- ded welded structures: 50-th Annual assembly conf., San- Francisco, July 14–15, 1997. — New York: Welding re- search coumunsil inc., 1997. — P. 286–298. 11. Dixter R. J., Kelly B. A. Research on welding repair and im- provement methods // Ibid. — P. 273–285. 12. Miki C., Anami K., Kaji H. Repair of fatigue cracks bridge structures. — S. l., [1997]. — 14 p. — (Intern. Inst. of Wel- ding; Doc. ХIII WG -5-12). 13. Konishi T., Miki C. Fatigue assessment of repaired structural components. — S. l., [1998]. — 24 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. XIII-1732). 14. Chapeau W. Choix d’un mode reparаtion des fissures de fati- que dons constructions soudess // Rev. Soudure. — 1988. — № 3/4. — P. 31–35. 15. Lai M. O., Fong H. S. Fatique perfomance of repaired pipeli- nes steel weld // J. Mater. Sci. Let. — 1988. — № 12. — P. 1353–1354. 16. Blagojevic A. Utjecai popravljaja gresaka na kvalitet zavare- nog spoja celika povisene cvrtoce // Zavarivanije. — 1975. — № 4. — S. 111–122. 17. Ohta A., Maeda Y., Suzuki N. Fatigue life extension by repai- ring fatigue cracks initiated around box welds with low tran- sformation temperature welding wire. — S. l., [2001]. — 13 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. ХIII-1835–2000). 18. Bush M. E., Kelly P. M. Strengthening mechanism in bainitic steels // Acta Met. — 1971. — 19, № 12. — P. 1363–1371. 19. Металлография железа: В 3 т. / Пер. с англ. — М.: Ме- таллургия, 1972. — Т. 1. — 240 с. 20. Шоршоров М. Х., Белов В. В. Фазовые превращения и из- менение свойств стали при сварке. — М.: Наука, 1972. — 219 с. 21. Новиков И. И. Теория термической обработки металлов. — М.: Металлургия, 1978. — 392 с. 22. Гривняк И. Свариваемость сталей. — М.: Машинострое- ние, 1984. — 216 с. Structure and impact toughness of weld metal and HAZ of 09G2S steel under the conditions of primary (manufacturing) and repair arc welding are compared. Recommendations are given on selection of welding consumables, taking into account the operating conditions of the repaired items. Поступила в редакцию 09.11.2005, в окончательном варианте 16.06.2006 ЭКСПРЕСС-МЕТОД ОБНАРУЖЕНИЯ УЧАСТКОВ ПЛАСТИЧЕСКИ ДЕФОРМИРОВАННОГО МЕТАЛЛА В КОНСТРУКЦИЯХ Метод разработан ИЭС им. Е. О. Патона совместно с НПФ «Специальные научные разработки» (г. Харьков, тел./факс: (0572) 64 36 13, 64 99 85) с целью расширения технических возможностей при экспертной оценке состояния металлических конструкций, работающих под давлением. В основу метода положена способность металла изменять магнитные параметры в зависимости от показателей физико-механического состояния (химического состава, механических свойств, термообработки, структуры, напряженно-деформированного состояния и др.). Метод построен на измерении коэрцитивной силы как магнитного параметра, наиболее чувствительного к изме- нениям, происходящим в металле. Для обнаружения пластически деформированного металла в конструкции, работающей под давлением, необходимо выполнить два измерения коэрцитивной силы: под нагрузкой и после ее снятия. Предпочтительно проводить измерения при пробном давлении в соответствии с Правилами ДНАОП 0.00-1.07—94. Установленное при этом превышение значения коэрцитивной силы над ее значением под нагрузкой указывает на то, что металл исследуемого участка подвергся пластическому деформированию. Метод проверен на баллонах и трубах из сталей 10, 30ХГСА и 17Г1С. Измерения выполняли прибором КРМ-ЦК-2М. Контакты: 03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11 Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, отд. № 12 Тел.: (38044) 529 06 90, 261 50 58 E-mail: yupeter@ukr.net 52 9/2006

Структура и хладостойкость сварных соединений стали 09Г2С после ремонтной сварки

Репозитарії

Схожі ресурси