Разработка расчетно-экспериментального метода оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.02.10, кандидат наук Труханов, Константин Юрьевич

• Труханов, Константин Юрьевич
• кандидат наук
• 2017

Оглавление диссертации кандидат наук Труханов, Константин Юрьевич

СОДЕРЖАНИЕ

Стр.

ВВЕДЕНИЕ

Глава 1. Современное состояние теории образования горячих трещин в нержавеющих сталях

1.1. Механизм образования горячих трещин при сварке

1.2. Методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

1.2.1. Расчетные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

1.2.2. Экспериментальные методы оценки склонности сварных соединений

к образованию горячих трещин

1.2.2.1. Технологические методы

1.2.2.2. Машинные методы

1.2.3. Расчетно-экспериментальные методики оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

1.3. Выводы по главе 1

ЦЕЛЬ РАБОТЫ

ЗАДАЧИ РАБОТЫ

Глава 2. Разработка тепловой модели процесса сварки тонколистовых металлических конструкций

2.1. Математическая модель теплопереноса

2.2. Построение численной модели решения нелинейной задачи теплопроводности методом конечных разностей

2.3. Программная реализация численной модели

2.4. Экспериментальная верификация модели теплопереноса

2.4.1. Описание оборудования

2.4.2. Верификация модели при нагреве неподвижной дугой

2.4.3. Нагрев тонких пластин движущейся дугой

2.5. Выводы по главе 2

Стр.

Глава 3. Максимальная кривизна хвостовой части сварочной ванны как

критерий опасности возникновения горячих трещин

3.1. Форма сварочной ванны как критерий оценки опасности возникновения горячих трещин

3.2. Методика определения максимальной кривизны ванны

3.3. Апробация методики определения максимальной кривизны ванны

3.4. Выводы по главе 3

Глава 4. Исследование максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны как объективного критерия опасности возникновения горячих трещин

4.1. Термодеформационные процессы при испытаниях на сопротивляемость образованию горячих трещин принудительным деформированием

4.2. Связь максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны, действующего темпа деформации и опасности возникновения горячих трещин

4.3. Влияние геометрии конструкции на темп деформации

4.4. Влияние жесткости конструкции на темп деформации

4.4. Вывод по главе 4

Глава 5. Апробация методики численной оценки опасности возникновения горячих трещин

5.1. Построение модели оценки опасности возникновения горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций

5.2. Практическая реализация методики определения максимальной кривизны хвостовой части варочной ванны

5.3. Выводы по главе 5

Основные выводы и результаты работы

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка расчетно-экспериментального метода оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций»

ВВЕДЕНИЕ

В настоящее время в Калужской области активно развивается автомобильная промышленность. В 2007 году был открыт автомобильный завод ООО «Фольксваген Груп Рус» международного концерна Volkswagen Group. На заводе осуществляется как крупноузловая сборка автомобилей, так и производство с высокой степенью локализации. Также в регионе были созданы заводы OOO «ПСМА Рус», производящий автомобили марок Пежо, Ситроен и Митцубиси и ЗАО «Вольво Восток» выпускающий грузовые автомобили. Для обеспечения функционирования этих заводов в регионе были образованы предприятия производителей автокомпонентов. Основными из них являются ООО «Бентелер Аутомотив», ООО «Гестамп-Северсталь Калуга», ООО «Шердель Калуга», ООО «Форесия Аутомотив Девелопмент», ООО «Бозал» и ряд других.

При производстве автомобилей широко применяется дуговая и контактная сварка, а также лазерная пайка. С помощью дуговой сварки изготавливаются несущие элементы кузова, подвеска, силовые элементы защиты, элементы выхлопных систем и другие. Для изготовления данных элементов часто применяются высоколегированные стали и алюминиевые сплавы.

При сварке высоколегированных сталей, никелевых и алюминиевых сплавов типичным дефектом сварных соединений являются горячие трещины (ГТ). Вопросы обеспечения технологической прочности были и остаются центральными вопросами теории сварочных процессов. Большой вклад в развитие данной теории внесли отечественные ученые [1-3]. Именно их стараниями была разработана классическая теория образования кристаллизационных трещин, а введенное Николаем Никифоровичем Прохоровым понятия «температурного интервала хрупкости» (ТИХ) вошло во все мировые учебники по теории сварки. Определенным итогом почти

полувековых исследований образования ГТ явился изданный в 1984 году отечественный стандарт ГОСТ 26389-84 - «Соединения сварные. Методы испытаний на сопротивляемость образованию горячих трещин при сварке плавлением» [4]. Разрабатываемые за границей методы испытания так же проходили практическую апробацию и стандартизацию. В частности в Европе в 2005 г. был принят стандарт ИСО 17641 [5]. Анализ этого документа показал стремление к упрощению и унификации процедуры испытания, а, следовательно, повышению удобства использования в производственных условиях и воспроизводимости результатов в различных лабораториях [6, 7].

Однако все экспериментальные методики позволяют получать лишь качественные оценки и проводить сравнительный анализ материалов и технологий сварки. Оценка стойкости сварных конструкций с помощью этих методик затруднительна, так как в процедуре испытания невозможно учесть все факторы, возникающие при сварке реальных изделий.

Возможным путем решения этой проблемы является совместное использование экспериментальных и расчетных методик. Это позволит расширить диапазон учета реальных условий и факторов, повысить точность получаемых результатов и их повторяемость на различном оборудовании. Отдельное же использование численного моделирования затрудненно сложностью описания физических процессов при сварке, а также отсутствием полных и достоверных сведений о свойствах материалов при высокотемпературных сварочных процессах.

Развитие компьютерной техники позволило существенно расширить возможности численного моделирования сварочных процессов в первую очередь с помощью метода конечных элементов. В частности в последнее время вопросу технологической прочности было посвящено несколько работ как отечественных авторов [8-11], так и зарубежных [12, 13].

Глава 1. Современное состояние теории образования горячих трещин в нержавеющих сталях

1.1. Механизм образования горячих трещин при сварке

Горячими трещинами называются хрупкие межкристаллитные разрушения металла сварного шва или околошовной зоны, возникающие в области температурного интервала хрупкости в результате воздействия термодеформационного сварочного цикла.

Наиболее склонны к образованию горячих трещин однофазные аустенитные стальные швы и швы сплавов на никелевой и алюминиевой основе. Также возможно появление горячих трещин при сварке ферритно-мартенситных и ферритных сталей, реже углеродистых и низколегированных конструкционных сталей.

Способность металла шва к сопротивлению образования горячих трещин называется технологической прочностью металла. Н. Н. Прохоровым была разработана теория технологической прочности металлов при сварке [14], согласно которой сопротивляемость сварного соединения образованию горячих трещин определяется тремя основными факторами:

• температурный интервал хрупкости (ТИХ);

• пластичность металла в ТИХ;

• темп деформации при охлаждении (темпом деформации сварного соединения).

В температурном интервале хрупкости сплавы обладают низкими механическими свойствами. Верхней границей температурного интервала хрупкости сплавов является температура начала линейной усадки сплава, нижней - температура вблизи температуры солидус Т8. В начальный период кристаллизации вблизи температуры ликвидуса в жидкой фазе начинает образовываться твердая фаза. Снижение пластичности на этом этапе невелико,

так как деформация металла происходит за счет вязкого течения жидкой фазы между кристаллитами. Дальнейшее увеличение доли твердой фазы приводит к соприкосновению кристаллитов и образованию твердого каркаса, ограничивающего циркуляцию жидкой фазы. При дальнейшем уменьшении доли жидкой фазы происходит резкое снижение деформационной способности сплава. В этом интервале падения пластичности (Рис. 1.1) возможно хрупкое межзеренное разрушение, вызванное растягивающими напряжениями и деформацией во время остывания металла.

_I_А_ио_!_о_►

Т* 71 Т 71 Т Т7

1Н2 1В2 1т 1С 1В1 1Л Т

Рис. 1.1. Изменение высокотемпературной пластичности металла шва в

процессе охлаждения

Интенсивность деформаций определяется величиной темпа деформации:

* = —, (1.1)

АТ

где А^ - изменение деформации за отрезок времени АТ.

При превышении темпа деформации величины а КР, определяемой формулой (1.2), происходит разрушение металла:

с

акр (1.2)

кр ТИХ к '

Величина аКР определяет деформационную способность металла, превышение аКР приводит к образованию горячих трещин (Рис. 1.2). Трещины, образующиеся в интервале кристаллизации металла (между температурами ликвидус Т и солидус ), называются кристаллизационными или ликвационными. Кристаллизационные трещины могут возникать как в металле шва по жидким прослойкам, так и в околошовной зоне по оплавленным границам зерен.

Рис. 1.2. Графическое пояснение теории технологической прочности

При полном затвердевании пластичность однофазного твердого металла возрастает. Однако по мере снижения температуры ниже температуры солидуса Т3 возможно падение деформационной способности металла подобно ТИХ в интервале кристаллизации металла. Данное явление объясняется образованием при кристаллизации дефектов строения (вакансий, дислокаций), которые в результате миграции скапливаются на границах зерен или приводят к образованию вторичных границ. Трещины, возникающие в данном температурном интервале, называются подсолидусные.

В настоящее время наиболее часто для определения понятия ТИХ используют формулировку, данную в ИСО 17641 [5, 15]. Согласно которой за ТИХ принимают значение разницы между температурой нулевой прочности

при нагреве и температурой восстановления пластичности до 5% на стадии охлаждения (Рис. 1.3). На данный момент такой подход к определению ТИХ является наиболее обоснованным.

Рис. 1.3. Определение ТИХ согласно ИСО 17641

1.2. Методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

На склонность металла к образованию горячих трещин влияет комплекс металлургических, технологических и конструкционных факторов. Учет их совместного действия представляет собой сложную задачу, в связи с этим в настоящее время разработано большое число методик для оценки трещиностойкости. Существующие методы можно разделить на расчетные и экспериментальные методы.

1.2.1. Расчетные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

В основу расчетно-статистических методов положены параметрические уравнения, полученные с помощью регрессионного анализа. Оценка

свариваемости материала производится на основании анализа его композиционного состава с помощью численных показателей или структурных диаграмм.

Для низколегированных сталей можно использовать показатель Уилкинсона НС.8 определяемый по формуле:

1000 • С ■ (8 + Р + Б1/25 + N1/100)

Н С8

(1.3)

3 • Мп + Сг + Мо + V

где обозначения химических элементов обозначает их концентрацию в рассматриваемом металле, %.

Для низколегированных сталей с временным пределом прочности а В до

700 МПа при Н.С.8 > 4 металл шва потенциально склонен к образованию горячих трещин.

Диаграмма Шеффлера, опубликованная в 1949 году, применяется для нержавеющих хромникелевых сталей и позволяет с достаточной точностью графически определять фазовый состав металла шва по составу основного и присадочного металла [16] (Рис. 1.4).

Рис. 1.4. Диаграмма Шеффлера

Положения точек, указывающих на структуру материалов, вычисляются через их химический состав с помощью формул эквивалентов хрома Сгэкв (ось

абсцисс) и никеля Nэкв (ось ординат):

Сгэкв = Сг + Мо +1,5 • Бг + 0,5 • ЫЬ + Ж + V

. (1.4)

Мэкв = N1 + 30 • С + 0,5 • Мп v 7

Отрезок, соединяющий точки на диаграмме соответствующие основному и присадочному материалам, разбивается пропорционально их процентному соотношению в зависимости от используемого способа сварки. Полученная точка служит для оценки фазового состава металла шва и по доли ферритной фазы судят о склонности материала к образованию трещин при сварке.

Диаграмма Де-Лонга, опубликованная в 1974 году [17], представляет собой усовершенствованную диаграмму Шеффлера, в первую очередь за счет учета аустенизирующего действия азота (Рис. 1.5). Таким образом, по ней с большей точностью можно определить структуру в области аустенит-феррит.

Рис. 1.5. Диаграмма Де-Лонга

Для расчета эквивалентов хрома и никеля применяются формулы:

Сгэкв = Сг + Мо +1,5 • Бг + 0,5 • ЫЬ

. (1.5)

Ы1экв = N1 + 30 • С + 30 • N + 0,5 • Мп v 7

Поскольку диаграмма Де-Лонга охватывает лишь небольшую область, она редко подходит для оценки структуры смешанных швов, так как они обычно не попадают в эту область. При этом диаграмма Де-Лонга, так же как и диаграмма Шеффлера, неверно оценивает вклад марганца и долю ферритной фазы для сталей с большим содержанием легирующих элементов.

В 1988 году была разработана диаграмма 'ЯС-1988 [18], в которой скорректирован коэффициент вклада марганца, а также исправлено неверное определение доли ферритной фазы. Данная диаграмма охватывает более широкий диапазон сталей по сравнению с диаграммой Де-Лонга, но меньший -по сравнению с диаграммой Шеффлера. В 1992 году была предложена скорректированная диаграмма 'ЯС, учитывающая действие меди (Рис. 1.6). При этом эквиваленты хрома и никеля определяются согласно выражению 1.6. Диаграмма 'ЯС-1992 получила широкое распространение в США.

Сгэкв = Сг + Мо + 0,7 ■ N5

'экв

Мэкв = N1 + 35 ■ С + 20 ■ N + 0,25 ■ Си'

(16)

Рис. 1.6. Диаграмма ТОС-1992

Расчетно-статистические методы в виде числовых показателей или структурных диаграмм применимы лишь для материалов с концентрациями легирующих элементов, входящих в охватываемые этими методами диапазоны. С помощью данных методов невозможно учесть отклонения по химическому составу материалов, а также изменения параметров режима сварки, выходящие за исследованный диапазон. Однако рассмотренные методы можно использовать для экспресс-оценок технологической прочности и для оценки влияния того или иного легирующего элемента на фазовый состав.

1.2.2. Экспериментальные методы оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин

К настоящему моменту в мире разработано большое число различных экспериментальных методик оценки опасности возникновения горячих трещин. Эти методики можно разделить на две большие группы:

• испытания с применением внешней нагрузки (машинные методы);

• испытания на образцах с естественной жесткостью (технологические методы).

Основными документами, регламентирующими методики оценки опасности возникновения горячих трещин, являются отечественный стандарт ГОСТ 26389 [4], изданный в 1984 году и переутвержденный в 2000 году, а также европейский стандарта ИСО 17641 [5], утвержденный в 2005 году. Оба стандарта имеют вышеуказанное деление представленных в них методик на две группы: машинные и технологические.

1.2.2.1. Технологические методы

При технологических испытаниях критические условия возникновения трещины создаются за счет выбора конструкции и размеров образца. Конкретная схема испытания выбирается в зависимости от способа сварки, объекта испытания и типа сварных соединений. Для применения результатов технологических проб стремятся создать условия проведения испытания более неблагоприятные, чем при сварке реальных конструкций.

Условно технологические пробы можно разделить на количественные и качественные. В первом случае в качестве оценки стойкости против ГТ служит какой-либо параметр (ширина образца, длина и количество трещин и т.п.), во втором - фиксируется факт наличия или отсутствия трещины.

В отечественном стандарте представлены четыре технологические пробы, схемы которых представлены на Рис. 1.7.

Испытания проводят на стандартных режимах, приведенных в ГОСТе. В случае отсутствия трещин для образцов типа 1, 3 и 4 увеличивают скорость и мощность источника сварки до появления трещин и выявления критической скорости сварки С. Для образца типа 2 уменьшают ширину до выявления критической ширины Д КР . Также для оценки используются дополнительные параметры: для образца типа 2 - коэффициент ширины образца (Кд ), для образцов типа 1, 3 и 4 - коэффициенты периодичности трещин (Кп), площади трещин (К ^) и длины трещин (К1).

в) г)

Рис. 1.7. Технологические пробы по ГОСТ 26389: а - тип 1 (квадратная пластина с круговым швом); б - тип 2 (пластины переменной ширины); в - тип 3 (образец с тавровым швом); г - тип 4 (пластина

с канавками)

В европейском стандарте ИСО 17641 описаны 3 вида испытания на образцах с естественной жесткостью:

• испытания таврового соединения;

• испытание на растяжение;

• испытания на продольный изгиб.

Испытания таврового соединения проводят для однопроходного углового шва, который выполняется исследуемым способом сварки (Рис. 1.8, а). Для изменения жесткости соединения увеличивают толщину горизонтальной пластины или приваривают дополнительные ребра жесткости. Условия и параметры сварки должны соответствовать применяемым сварочным материалам и исследуемому металлу, и обеспечивать требуемые размеры шва. В отчете фиксируется количество трещин, их длинна и ориентация.

Рис. 1.8. Образцы для технологических испытаний по ИСО 17641

Испытание на растяжение и изгиб применяются для исследования металла шва, наплавленного в несколько проходов в разделку. Схема вырезки образцов представлена на Рис. 1.8, б. Для испытания на растяжение применяется цилиндрический образец, поверхность которого изучают на пример наличия ГТ после его разрушения. Для испытания изгибом применяется плоский образец, угол загиба которого должен быть не менее 120°. Деформация образцов под действием нагрузки позволяет выявить трещины, образовавшиеся при сварке. После проведения испытания на поверхности образцов

а)

б)

фиксируются все трещины длиной более 0,1 мм. Количественной оценкой склонности к ГТ служит индекс чувствительности к трещинам материала MSI (мм/мм2), определяемый как отношение суммы длин всех зафиксированных ГТ к исследуемой площади поверхности образца.

Далее рассмотрим ряд проб, не вошедших в ГОСТ 26389-84 и ИСО 17641-2.

Проба МВТУ изготавливается из нескольких пластин различной ширины B собранных с помощью прихваток с одной стороны (Рис. 1.9) [19]. Сварка неплавящимся электродом начинается с самой узкой пластины. Под действие усадочных сил на месте стыка пластин образуется трещина. По мере увеличения ширины пластины увеличивается её жесткость, что приводит снижению деформаций и отсутствию трещин. Критерием оценки служит минимальная ширина пластины, при которой не появилось трещины. Недостатком пробы является изменение проплавления при сварке пластин различной ширины вследствие изменения условий теплоотвода.

^ Направление сварки

1

< Ч 1 < < 1 ► 1 Т-

Прихватки Рис. 1.9. Составная проба МВТУ

Проба ИМЕЕТ для тонколистового материала выполняется неплавящимся электродом на пластине с надрезом, через вершину которого проходит ось шва (Рис. 1.10) [20].

Направление сварки

к

Рис. 1.10. Проба ИМЕЕТ для тонколистового материала

В ходе выполнения шва в нем нарастает накопленная деформация и темп деформации. Надрез, являющийся концентратором напряжения, провоцирует появление трещины. При испытании меняют расстояние от начала шва до надреза. В пробе ИМЕЕТ, в отличие от пробы МВТУ, не изменяются условия теплоотвода и параметры проплавления по все длине шва. Критерием оценки является максимальная длина шва К от начала до надреза, при которой не образовывается трещина.

Кольцевая сегментная проба, описанная в немецком стандарте атомной промышленности, применяется для листов большой толщины. Образец, толщиной 25 мм, собирается и сваривается с двух сторон из четырех частей размерами 45*45 мм (Рис. 1.11).

л

с: о*

■о

1Г

45

Гч(

4 гч"

Рис. 1.11. Кольцевая сегментная проба для листов большой толщины

После сборки на образце вытачивается кольцевая канавка глубиной 12 мм. Сварку выполняют в один слой. Сначала проваривают % канавки с перекрытием трех стыков. После очистки шва и остывания образца до 50°С сваривают оставшиеся % канавки. Продольные ГТ образуются в местах стыка частей пробы. Оценкой стойкости против ГТ служит отношение длины зафиксированных трещин к общей длине шва.

Крестовую пробу применяют для испытания тонколистового материала [11, 21]. Прямоугольные пластины собираются с помощью точечной контактной сварки и сваривают внахлест между собой в последовательности, указанной на Рис. 1.12.

4 1 4 Т 2 4 1

300

Рис. 1.12. Крестовая тонколистовая проба

После выполнения каждого шва и его остывания до комнатной температуры осуществляется контроль наличия трещин. Оценкой стойкости против ГТ также служит отношение длины зафиксированных трещин к общей длине швов.

Широкий обзор технологических проб выполнен Шоршоровым М.Х. [2]. Количественными критериями оценки опасности возникновения ГТ в технологических пробах служат либо параметры проведения испытания

(ширина, толщина, скорость сварки и т.д.), либо величины, характеризующие непосредственно саму трещину (длина, площадь, частота возникновения и т. д.). Связь этих критериев и параметров модели технологической прочности (ТИХ, минимальная пластичность) является сложной, неоднозначной и сильно зависит от схемы испытаний (геометрии образцов, условий закрепления и т.д.). Качественные критерии оценки позволяют сделать вывод об опасности возникновения ГТ для конкретных условий проведения испытания, геометрии образца, сварочных материалов и т.д.

1.2.2.2. Машинные методы

В большинстве методики испытания с применением внешней нагрузки в той или иной степени направлены на определение параметров модели технологической прочности Прохорова Н.Н.

Определение величины ТИХ

Наиболее физически обоснованным критерий оценки технологической прочности является ТИХ. Широко распространенным в мире испытанием для определения ТИХ является Gleeble-испытание растяжением нагреваемого образца [22].

Испытание выполняется на установке имитации термического цикла, (Рис. 1.13), разработанной доктором В.Ф Сэвиджом в 1948 году в политехническом институте Ренсселирав в городе Трой, штат Нью-Йорк, США. В 1951 году установка была дооснащена пневматической системой деформации, в 1979 году - динамической сервогидравлической системой, и в 1980 году добавлена возможность компьютерного управления. Впоследствии данный вид испытания был включен в европейский стандарт ISO 17641, разработанный в 2004 году.

При испытании выполняется растяжение цилиндрического образца, диаметром 10 мм и длиной 90 мм, при температуре испытания на стадии нагрева или охлаждения. Процедура применяется для количественного определения ТИХ, данного в ИСО 17641 (Рис. 1.3).

На Рис. 1.14 приведены примеры определения ТИХ в ходе 01ееЬ1е-испытания для железо-хром-никелевого сплава А-286 (Рис. 1.14, а) [23] и для высокопрочной низкоуглеродистой мартенситной стали Б1аБ1а11оу-160 (Рис. 1.14, б) [24].

100 90 80 70 60 50 40 30 20 10

О

900

' д. %

О при нагреве

при охлаждении У 1 о о

V (2)

1000 1100

1200

1300

1400

Т, °С

а) б)

Рис. 1.14. Примеры определение ТИХ методом 01ееЬ1е-испытания: 1 - точка ликвидус, 2 - точка нулевой прочности, 3 - точка восстановления 5% прочности

Для получения кривых зависимости пластичности и напряжений от температуры и величины ТИХ, требуется большое число образцов и весьма сложное специализированное оборудование.

Схожее испытание предлагается в отечественном стандарте ГОСТ 2638984 с использованием установки МИС, разработанной в МГТУ им. Н.Э. Баумана [25]. Цилиндрический образец с шейкой (типа 8) испытывается на растяжение с имитацией термического цикла. Растяжение образца осуществляется на этапе охлаждения от максимальной температуры Тпах, соответствующей

разрушению образца под небольшой нагрузкой, до 23 Т^. Однако критерием

оценки является критическая скорость и темп растяжения.

Для оценки величины ТИХ предлагается испытание, предложенное Якушиным Б.Ф. в 1965 году на установке ЛТП-1-4 [26, 27], согласно которому выполняется поперечное растяжение свариваемых пластин (Рис. 1.15). Одна пластина жестко закреплена, другая перемещается поперек выполняемому сварочному шву. Длина трещины, возникшей при превышении деформационных способностей металла шва, используется для определения величины ТИХ. Для этого повторяется испытание с той же величиной деформации с предварительно закрепленными термопарами в местах ожидаемого возникновения начала и конца трещины (точки А и Б). Показания

Рис. 1.15. Определение ТИХ на установке ЛТП-1-4

Экспериментальное определение ТИХ является достаточно трудоемкой процедурой и требует специализированного оборудования. Поэтому на практике очень часто используют показатели, зависящие от величины ТИХ.

Косвенная оценка ТИХ по длине зафиксированных ГТ

Для упрощения процедуры оценки склонности материала к горячим трещинам В.Ф Сэвиджом и К.Д. Лундиным в начале 60-х годов XX века было предложено Varestraint испытание [28]. При этом оценкой трещиностойкости служит длина трещины, полученная при быстрой деформации изгибом пластины при выполнении сварочного шва.

Varestraint испытания являются наиболее распространенными. К ним относятся два вида испытаний, отличающихся направлением деформации изгиба:

- Longitudinal varestraint test (LVT) или просто Varestraint test. Деформация изгиба применяется вдоль направления сварки (Рис. 1.16, а);

- Transvarestraint test (TVT). Деформация изгиба - поперек направления сварки (Рис. 1.16, б и 1.17).

Из

а)

б)

Рис. 1.16. Varestraint (а) и Transvarestraint (б) испытания

Рис. 1.17. Общий вид установки для Transvarestraint испытания

В LVT критерием оценки является общая длина зафиксированных трещин (total crack length, TCL), в TVT - максимальная длина трещины (maximum crack length, MCL).

Исследования [29] показали, что MCL в TVT не зависят от величины деформации, в то время как величина MCL в LVT увеичивается с ростом деформации. Но при больших деформациях (более 2-5%) при преодолении определенного порогового значения величины MCL, полученные с помощью TVT и LVT, эквивалентны (Рис. 1.18).

Рис. 1.18. Влияние величины деформации на MCL для TVT и LVT

При испытании ЬУТ трещины образуются как в металле шва, так и в зоне термического влияния, в то время как при испытании ТУТ они практически всегда расположены на оси шва или вблизи ее. Поэтому критерий МСЬ в ТУТ используется для оценки ТИХ. Графическое пояснение к методике определения

Рис. 1.19. Оценка величины ТИХ по величине МДТ при испытаниях по методу

Transvarestraint

Термический цикл на оси шва получается путем погружения термопары в хвостовую часть сварочной ванны. Время At термического цикла и расстояние Л* сварочного шва связаны соотношением:

Л* = Vcb •At, (1.7)

где Vcb - скорость сварки.

Величина ТИХ определяется как разница между температурами начала трещины ТА и ее конца ТВ.

Однако исследования [30] показали, что для испытания LVT для случая, когда трещины зафиксированы вдали от оси шва, вместо величины максимальной длины трещины необходимо использовать фактическое расстояние между изотермами на обоих концах трещины maximum crack distance (MCD). Графическое пояснение к определению этой величины показано на Рис. 1.20. Возможным переводом этого термина является максимальный

температурный интервал трещины (МТИТ). На оси шва величины МСЬ и МСБ совпадают.

МИТ

Рис. 1.20. Определение величин МСЬ и МСБ в ЬУТ

Сравнение результатов испытания ЬУТ и ТУТ [31] показало, что величина МСЬ от ЬУТ всегда выше, чем в ТУТ, и величина МСБ в ЬУТ находится в прямой зависимости от величины МСЬ в ТУТ (Рис. 1.21). Таким образом, величина МСБ, полученная с помощью ЬУТ, также дает возможность определять величину ТИХ , аналогично показателю МСБ в ТУТ.

Рис 1.21. Зависимость МСБ в ЬУТ от МСЬ в ТУТ

С помощью показателей ТСЬ и ТИХ можно выполнять сравнение склонности материалов к горячим трещинам. Однако в УагеБйшП тестах

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Труханов, Константин Юрьевич, 2017 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Прохоров Н.Н. Горячие трещины при сварке. М.: Машгиз, 1952. 220 с.

2. Шорхоров М.Х., Ерохин А.А., Чернышова Т.А. Горячие трещины при сварке жаропрочных сплавов. М.: Машиностроение, 1937. 224 с.

3. Новиков И.И. Горячеломкость цветных металлов и сплавов. М.: Наука, 1966. 300 с.

4. ГОСТ 26389-84. Соединения сварные. Методы испытаний на сопротивляемость образованию горячих трещин при сварке плавлением. М.: Издательсво стандартов, 1985. 23 с.

5. ISO 17641. Destructive tests on welds in metallic materials. Hot cracking tests for weldments. Arc welding processes, Switzerland: International Standard, 2005. 12 p.

6. Farrar J.C.M. The route to international standardization // Hot cracking phenomena in welds. Berlin: Springer, 2005. P. 291-304.

7. Царьков А.В., Чупрак А.И. Пути гармонизации отечественных и европейских норм оценки сопротивляемости металла образованию горячих трещин // Сварка и диагностика. 2010. №6. С. 58-62.

8. Предотвращение образования горячих трещин на концевых участках швов большой протяженности при односторонней многодуговой сварке под флюсом / Э.Л. Макаров [и др.] // Сварочное производство. 1999. №10. С. 38.

9. Киселев А.С. Разработка методов анализа и проектирования сварочной технологии на основе компьютерного моделирования термодеформированного и структурного состояния сварных конструкций: дис. ... докт. техн. наук. М., 1999. 317 с.

10. Макаров Э.Л., Королев С.А. Методика расчетной оценки стойкости сварных швов алюминиевых листовых конструкций против образования горячих трещин // Сварка и диагностика. 2009. №2. С. 11-17.

11. Королев С.А. Методика расчетной оценки стойкости сварных швов листовых конструкций из алюминиевых сплавов против образования продольных кристаллизационных горячих трещин: дис. ... канд. техн. наук. М., 2007. 183 с.

12. Wolf М., Schobbert Н., Bollinghaus Th. Influence of the Weld Pool Geometry on Solidification Crack Formation // Hot Cracking Phenomena in Welds. Berlin: Springer, 2005. P. 245-268.

13. Wolf M. Zur Phanomenologie der Heißrissbilding beim Schweißen und Entwicklung aussagekraftigar Prufverfahren: Dissertationsreihe. Berlin, 2006. 218 p.

14. Прохоров Н.Н. Технологическая прочность металлов в процессе кристаллизации при сварке // Сварочное производство. 1962. №4. С. 1-5.

15. Lippold J.C.Welding metallurgy and weldability // New Jersey: John Wiley & Sons, 2014. 400 p.

16. Schaefler A.L. Constitution diagram for stainless steel weld metal // Metal Progress. 1949. №56(11). P. 680-680B.

17. DeLong W.T. Ferrite in austenitic stainless steel weld metal // Welding journal. 1974. №53(7). P. 273s-286s.

18. Siewert T.A., McCowan C.N., Olson D.L. Ferrite number prediction to 100 FN in stainless steel weld metal // Welding Journal. 1988. №67. P. 289s-298s.

19. Прохоров Н.Н., Артюнова И.А. Количественная проба для определения технологической прочности металлов в процессе кристаллизации // Автоматическая сварка. 1964. №7 (136). C. 6-10.

20. Клебанов Г.Н., Чернышова Т.А. Технологическая проба для оценки сопротивления металла сварных швов ниобиевых сплавов образованию горячих трещин // Наука. 1966. С. 135-139.

21. Лашко Н.Ф., Лашко-Авакян С.В. Свариваемые легкие сплавы. Л.: Судпромгиз, 1960. 440 С.

22. An Investigation of the Hot Ductility of High Temperature Alloys / W.F. Savage [et al.] // Welding Journal. 1955. №34. P. 183s.

23. Lin W., Lippold J.C., Baeslack W.A. An invesigation of heat-affected zone liquation cracking, part 1 - a methodology for quantification // Welding Journal. 1993. №71(4). P. 135s-153s.

24. Weldability of navy steels // Welding and joining metallurgy group. URL: http://wjmg-mse.org.ohio-state.edu/weldabilityTesting2.php (дата обращения 07.01.2014)

25. Якушин Б.Ф., Семин Д.П., Сударев А.В. Новое оборудование для сертификации сварочных материалов по показателям свариваемости // Сварщик-профессионал. 2006. №2. С. 20-22.

26. Якушин Б.Ф. Определение температурного интервала хрупкости и пластичности затвердевающего металла шва // Автоматизация, механизация и технология процессов сварки. 1966. С. 213-219.

27. Якушин Б.Ф. Первичная структура и технологическая прочность сварных швов в процессе кристаллизации: Дисс.. канд. техн. наук: 05.03.06. 1965. 193 с.

28. Savage W.F., Lundin C.D. Application of the varestraint technique to the study of weldability // Welding Journal. 1966. №42(11). P. 497s-503s.

29. Arata Y., Matsuda F., Saruwatari S. Varestraint test for solidification crack susceptibility in weldmetals of austenitic stainless steels // Transaction Of Japan Welding Research Institute. 1974. №3 P. 79-88.

30. Lin W., Lippold J.C. Weldability testing of austenitic stainless steels // Proc. Eighth North American Welding Research Conference. 1992. P. 1-6.

31. Criteria for hot cracking evaluation in austenitic stainless steel welds using the longitudinal varestraint and transvarestraint test / V. Shankar [et al.] // Science and Technology of Welding and Joints. 2000. №5. P. 91-97.

32. Miura M. Weldability of austenitic stainless steel tubes // Journal Sumitomo Metal. 1981. №34. P. 201-213.

33. Shankar V. Role of compositional factors in hot cracking of austenitic stainless steel weldment. PhD thesis. Madras Indian Institute of Technology, 2000.

34. A new criterion for internal crack formation in continuously cast steels / Y.M. Won [et al.] // Metallurgical and Materials Transactions. 2000. №31B. P 779794.

35. Rabensteiner G., Tosch J., Schabereiter H. Hot cracking problems in different fully austenitic weld metals // Welding Journal. 1983. №62. P. 21s-27s.

36. Valiant R., Cerjak H. The influence of different Nb/C ratio in Ni-base weld metals type 70/20 and 70/15 on the hot crocking susceptibility // IIW Do^ment №II-1535-04. 2004.

37. Якушин Б.Ф. Конструктивная критика стандарта ISO 17641 «Разрушающие испытания сварных швов металлических материалов. Испытания на сопротивляемость образованию горячих трещин в сварных соединениях. Процесс дуговой сварки» // Сварка и диагностика. 2012. №2. С. 56-60.

38. Wilken K. Scatter of LBT-results // IIW Doc IX-H-228-94. 1994.

39. Cross C.E. On the Origin of Weld Solidification Cracking // Hot Cracking Phenomena in Welds. Berlin: Springer, 2005. P. 3-18.

40. Предотвращение образования горячих трещин на концевых учестках швов большой протяженности при односторонней многодуговой сварке под флюсом / Э.Л. Макаров [и др.] // Сварочное производство. 1999. №10. C. 38.

41. Simulating and Predicting Weld Solodification Cracks / Y. Wei [et al.] // Hot cracking phenomena in welds. Berlin: Springer, 2005. P. 185-222.

42. Wilken K. Discussion and Evaluation of Some Extraordinary Cases of Hot Cracking // Hot Cracking Phenomena in Welds. Berlin: Springer, 2005. P. 383394.

43. Шнеерсон В.Я. Гидродинамическая модель формирования кристаллизационного фронта при сварке плавлением тонколистовых соединений металлов // Сварка и диагностика. 2009. №2. С. 25-29.

44. Определение профиля свободной поверхности сварочной ванны при дуговой сварке / А.В. Савинов [и др.] // Сварка и диагностика. 2010. №1. С. 25-27.

45. Доронин Ю.В. Гидродинамичекие явления в сварочной ванне и их влияние на формирование обратной стороны шва при односторонней сварке // Сварка и диагностика. 2010. №5. С. 14-20.

46. Goldak J.A., Bibby M., Chakravarti A. A new finite element model for welding heat sources // Metallurgical Transactions B. 1984. №15B. P. 299-305.

47. Кархин В.А., Левченко А.М., Хомич П.Н. Метод обратного моделирования тепловых процессов для прогнозирования локальных механических свойств сварного соединения // XXIV Ломоносовская научно-практическая конференция преподавателей, аспирантов и студентов. Северодвинск. 2013. С. 33-42.

48. Монфаред А.Х., Пантелеенко А.Ф. Математическое моделирование сварочных деформаций в тонких пластинах // Вестник Белорусского национального технического университета. 2011. №5. С. 18-25.

49. Самарский А.А., Михайлов А.П. Математическое моделирование: Идеи. Методы. Примеры. 2-е изадние., испр. М.: ФИЗМАТЛИТ, 2005. 320 с.

50. Miettinen J. Calculation of Solidification Related Thermophysical Properties for Steels // Metallurgical and Materials Transaction. 1997. №28B P. 281-297.

51. Vinokurov V.A. Welding Stresses and Distortions // The British Library. 1977. P. 118-119.

52. Особенности применения методов математического моделировнаия для определения технологических параметров электронно-лучевой сварки / А.В. Щербаков [и др.] // Сварочное производство. 2011. №3. С. 15-20.

53. Кректулева Р.А. Компьютерное моделирование и анализ теплофизических процессов при варке неплавящимся электродом с использованием теплоотводящих покрытий // Сварка и диагностика. 2011. №4. С. 45-51.

54. Дульнев Г.Н., Парфенов В.Г., Сигалов А.В. Применение ЭВМ для решения задач теплообмена: Учеб. пособие для теплофизич. и теплоэнергетич. спец. вузов. М.: Высшая школа, 1990. 207 с.

55. Самарский А.А., Вабищевич П.Н. Вычислительная теплопередача. М.: Либроком, 2009. 784 с.

56. De A., DebRoy T. Science and Technology of Welding and Joining // Improving reliability of heat and fluid flow calculation during conduction mode laser spot welding by multivariable optimization. 2006. P. 143-153.

57. A methodology for prediction of fusion zone shape / N. Okui [et al.] // Welding Journal. 2007. №2. P. 35-43.

58. Global method for estimation of heat source parameters dedicated to narrow gap GTA welding / F. Gabriel [et al.] // Mathematical Modelling of Weld Phenomena 8. Graz, Austria, 2008. P. 485-510.

59. Хомич П.Н. Разработка расчетно-экспериментальной методики прогнозирования микроструктуры и механических свойств различных зон сварного соединения при сварке плавлением низколегированных сталей: дис. ... канд. техн. наук. Санкт-Петербург. 2012. 149 c.

60. Самарский А.А., Вабищевич П.Н. Численные методы решения обратных задача математической физики: Учебное пособие. Из. 3-е. М.: ЛКИ, 2009. 480 с.

61. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М.: Наука, 1976. 280 с.

62. Хайруллин Т.В., Хайрулин Р.В. Влияние теплофизических условий аргонодуговой сварки на свойства сварных листовых заготовок // Сварочное производство. 2011. №8. С. 3-7.

63. ГОСТ 6616-94. Преобразователи термоэлектрические. Общие технические условия. М.: Издательсво стандартов, 1994. 12 с.

64. Heat suorce models in simulation of heat flow in fusion welding / V.A. Karkhin [et al.] // Proceedings of 5th International Conference "Mathematical Modelling and Information Technologies in Welding and Related Processes". Crimea, Ukraine, 2010. P. 56-60.

65. Мартикайнен Ю., Хилтунен Э., Кархин В.А. Методика оценки склонности сварных соединений Al-Mg-Si-сплавов к образованию ликвационных трещин // Сварочное производство. 2011. №10. С. 6-12.

66. Кархин В.А., Хомич П.Н., Раямики П. Анализ химической макронеоднородности вблизи границы сплавления при сварке плавлением // Сварочное производство. 2008. №8. С. 3-8.

67. Раямики П., Кархин В.А., Хомич П.Н. Определение основных характеристик температурного поля для оценки типа затвердевания металла шва при сварке плавлением // Сварочное производство. 2007. №2. С. 3-7.

68. Теория сварочных процессов / Под ред. Неровного В.М. М.: МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2007. 752 с.

69. Сварка и свариваемые материалы: справочник; В 3 т. Том Т1: Свариваемость материалов / Под общ. ред. В.Н. Волченко. М.: Металлургия, 1991. 528 с.

70. Махненко В.И., Миленин А.С. Анализ риска образования горячих трещин в сварнопаянных титан-алюминиевых соединениях на основе математического моделирования // Автоматическая сварка. 2008. №2. С. 59.

71. Козулин С.М., Лычко И.И., Козулин М.Г. Повышение сопротивляемости сварных швов образованию кристаллизационных трещин при ремонте бандажей обжиговых печей электрошлаковой сваркой // Автоматическая сварка. 2010. №1. С. 41-43.

72. Investigation of Weld Crack Mitigation Techniques with Advanced Numerical Modeling and Experiment - Summary / Y.P. Yang [et al.] // Hot Cracking Phenomena in Welds III. Berlin: Springer, 2011. P. 353-365.

73. Coniglio N. Aluminum Alloy Weldability: Identifi cation of Weld Solidifi cation Cracking Mechanisms through Novel Experimental Technique and Model Development: Dissertation. Berlin, 2008. 208 p.

74. Yakhushin B. Morphology of Hot Crack in Single-Phase Weld Metal // Hot Cracking Phenomena in Wel. Berlin: Springer, 2005. P. 104-115.

75. Tillack D.J. Welding Superalloys for Aerospace Applications // Welding journal. 2007. №1. P. 28-32.

76. Славин Г.А., Маслова Н.Д., Морозова Т.В. Исследование связи технологической прочности с кристаллизацией при импульсно-дуговой сварке жаропрочных сплавов неплавящимся электродом // Сварочное производство. 1971. №6. С. 17-19.

77. Анализ скоростей затвердевания жидкого металла методом факторного анализа при импульсно-дуговой сварке / Г.А. Славин [и др.] // Сварочное производство. 1971. №8. С. 9-11.

78. Петров А.В., Бирман У.И. Метод исследования кристаллизации металл шва при импульсно-дуговой сварке // Сварочное производство. 1967. №10. С. 27-29.

79. Определение планированием многофакторного эксперимента геометрии сварочной ванны и влияния ее на структуру шва при импульсно-дуговой сварке жарапрочных материалов / Г.А. Славин [и др.] // Сварочное производство. 1974. №9. С. 16-18.

80. Шнеерсон В.Я. Механизм образования слоистой структуры сварного шва при сварке металлов плавлением (феноменологическая модель) // Сварка и диагностика. 2012. №2. С. 16-20.

81. Григорьянц А.Г., Шиганов И.Н., Мисюров А.И. Технологические процессы лазерной обработки. М.: МГТУ им Н.Э. Баумана, 2008. 664 с.

82. Махненко В.И., Сапрыкина Г.Ю. К вопросу прерывистой кристаллизации металла сварных швов // Автоматическая сварка. 2005. №11. С. 7-10.

83. Шнеерсон В.Я. О механизме поступления металла с передней стенки сварочной ванны // Сварка и диагностика. 2010. №6. С. 21-26.

84. Рыкалин Н.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951. 512 с.

85. Lippold J.C. Recent Developments in Weldability Testing // Hot Cracking Phenomena in Welds. Berlin: Springer, 2005. P. 271-293.

86. Shankar V., Gill T.P.S, Mannan S.L. Solidification Cracking in Austenitic Stainless Steel Welds // Sundaresan. 2003. №28. P. 359-382.

87. Wolf M., KannengieBer Th., Bollinghaus Th. Determination of Critical Strain Rate for Solidification Cracking by Numerical Simulation // Hot Cracking Phenomena in Welds II. Berlin: Springer, 2008. P. 77-92.

88. Herold H., Streitenberger M. Consideration of the Welding Process as a Thermo-Physical Mechanism to Control Cracking in Weldments // Hot Cracking Phenomena in Welds II. Berlin: Springer, 2008. P. 59-75.

89. Herold H., Streitenberger M., Pchennikov A. Modelling of the PVR test to examine the origin of different hot cracking types // Mathematical modelling of weld phenomena 5. London, 2001. P. 783-792.

90. Никифоров Р.В. Совершенствование технологии автоматической аргонодуговой сварки неплавящимся электродом стыковых соединений из тонколистовых коррозионно-стойких сталей с учетом термодеформационных процессов в изделии: Автореф. дис.. канд. техн. наук: 05.02.10. М., 2014. 18 C.

91. Повышение трещиностойкости бандажированных опорных валиков при высокоскоростной наплавке / В.В. Чигарев [и др.] // Автоматическая сварка. 2009. №1. С. 29-33.

92. Якушин Б.Ф., Чернавский Д.М. Влияние режима сварки на технологическую прочность алюминиевых сплавов // Сварочное поизводство. 1972. №11. С. 1-3.

93. Николаев Г.А., Куркин С.А., Винокуров В.А. Прочность сварных соединений и деформаци конструкций: учебное пособие. М.: Высш.шк., 1982. 272 с.

94. Технологическая прочность и анализ причин ухудшения свариваемости и образования трещин / В.В. Дерломенко [и др.] // Автоматическая сварка. 2010. №9. С. 26-30.

95. Cross C.E., Coniglio N. Weld Solidification Cracking: Critical Conditions for Crack Initiation and Growth // Hot Cracking Phenomena in Welds II. Berlin: Springer, 2008. P. 39-58.

96. Quantitative evaluation of solidification brittleness of weld metal during solidification by in-situ observation and measurement (report II) / F. Matsuda [et al.] // Trans JWRI. 1983. №12. P. 73-80.

97. Павлов Н.В., Крюков А.В., Зернин Е.А. Детерминированно-статистическая модель формы шва // Сварка и диагностика. 2011. №6. С. 31-35.

98. Алешин Н.П., Гладков Э.А. Новые цифровые технологии сварки ответственных изделий // Сварка и диагностика. 2008. №4. С. 8-10.

99. Методические аспекты применения нейросетевых моделей для прогнозирования качества сварки плавлением / Э.А. Гладков [и др.] // Сварка и диагностика. 2008. №3. С. 2-7.

100. Климов В.С. Диагностика качества контактной точечной сварки в реальном времени с использованием нейросетевых технологий: Автореф. дис.. канд. техн. наук: 05.02.11. М., 2013. 17 с.

101. Гиридхаран П.К., Муруган Н. Связь параметров процесса импульсной дуговой сварки с геометрией наплавленного валика на сталь AISI 304L // Автоматическая сварка. 2007. №4. С. 11-18.

102. Павлов Н.В. Применение методов математического моделирования для определения технологических параметров процесса сварки с управляемым каплепереносом электродного металла в смеси защитных газов: Автореф. дис.. канд. техн. наук: 05.02.10 Екатеренбург, 2015. 17 с.

103. Летягин И.Ю. Математическое моделирование и основы научных исследований в сварке : учеб. пособие. Ч. 1. Статистическая обработка и планирование эксперимента. Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2014. 140 с.

104. Гладков Э.А. Управление процессами и оборудованием при сварке : учеб. пособие для студ. высш. учеб. заведений. М.: Издательский центр «Академия», 2006. 432 с.

105. Автомобильный катализатор и его роль в выхлопной системе // Портал AutoRelease.ru URL: http://autorelease.ru/articles/automobile/374-avtomobilnyj-katalizator-i-ego-rol-v-vyxlopnoj-sisteme.html (дата обращения 07.01.2014)

106. Campbell R.D. Avoiding Defects in Stainless Steel Welds // Welding journal. 2007. №5 P. 56-63.

научного руководителя на диссертацию Труханова К.Ю. на тему «Разработка расчетно-экспериментального метода оценки склонности сварных соединений к образованию горячих трещин при сварке тонколистовых металлических конструкций», представленную на соискание степени кандидата технических наук по специальности 05.02.10 - Сварка, родственные процессы и технологии.

В период обучения в очной аспирантуре Труханов К.Ю. показал себя грамотным, целеустремлённым и трудолюбивым исследователем, способным самостоятельно решать сложные научно-технические задачи. Работа над диссертацией велась активно, творчески, соискатель самостоятельно выполнил значительный объем экспериментальных исследований.

За время работы над диссертацией соискатель был исполнителем ряда хоздоговорных и госбюджетных научно-исследовательских работ, часть из которых соответствовала теме диссертации.

Считаю, что по научной квалификации и результатам диссертационной работы Труханов Константин Юрьевич достоин присуждения ему ученой степени кандидата технических наук по специальности 05.02.10 - Сварка, родственные процессы и технологии.

Научный руководитель,

д.т.н., профессор кафедры М2-КФ

«Технологии сварки»

МГТУ им. Н.Э. Баумана А.В. Царьков

Контакты:

Царьков Андрей Васильевич, доктор технических наук (05.02.10)

248000 г. Калуга, ул. Баженова, 2 Калужский филиал МГТУ имени Н.Э.Баумана

Тел. [phone], [e-mail]