автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Разработка экспериментально-расчетной методики оценки структуры и свойств ЗТВ многослойных сварных соединений конструкционных легированных сталей

РГ6 01 2 2 ДЕК ?|РП

На правах рукописи

САЖАЕВ Алексей Александрович

РАЗРАБОТКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-РАСЧЕТНОЙ МЕТОДИКИ ОЦЕНКИ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ ЗТВ МНОГОСЛОЙНЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ КОНСТРУКЦИОННЫХ ЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ

Специальность 05.03.06 - Технология и машины сварочного производства

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 2000

Работа выполнена в Московском государственном техническом университете имени Н.Э.Баумана.

Научный руководитель

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Макаров Э.Л

доктор технических наук, профессор Ефименко Л. А., кандидат технических наук, доцент Глазунов С.Н.

Ведущее предприятие - ВНИИСТ.

Защита диссертации состоится декабря 2000 г. в. (О часов на

заседании диссертационного совета К 053.15.03 в Московском государственном техническом Университете имени Н.Э.Баумана по адресу: 107005, Москва, 2-ая Бауманская ул., д.5.

Ваш отзыв на автореферат в 1 экз., заверенный печатью, просим выслать по указанному адресу.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке МГТУ им. Н.Э.Баумана. Телефон для справок 267-09-63.

Автореферат разослан "23" ноября 2000 г.

УЧЕНЫЙ СЕКРЕТАРЬ ДИССЕРТАЦИОННОГО СОВЕТА

к.т.н., доцент ' -> Гирш В И

Подписано к печати /у. И.^ОСО/

Тип. МГТУ Тираж 100 экз. Объем 1 п. л Заказ №/ДО,

¿//С^/- /X . ±1. о

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность проблемы, В настоящее время конструкционные легированные стали (КЛС) широко применяют при производстве ответственных сварных конструкций на предприятиях оборонной промышленности, среднего, общего и энергетического машиностроения. Однако при сварке КЛС возникает ряд проблем, свяинных с их повышенной склонностью к образованию холодных трещин (ХТ) и сложностью получения сварных соединений КЛС, равноценных по своим свойствам основному металлу. Обеспечение достаточной свариваемости КЛС является трудной технологической задачей, которая, как правило, решается длительным и дорогостоящим экспериментальным путем

Особенно следует отметить несовершенство способов предотвращения трещин при сварке Самыми распространенными способами, как и несколько десятилетий назад, остаются предварительный или сопутствующий подогревы, а также последующий отпуск сварных конструкций. При высокой эффективности эти способы нетехнологичны и дорогостоящи. Другое традиционное средство борьбы с ХТ - применение аусгешлпых электродных материалов, к которым прибегают как к крайнему средству, если подмрев невозможен или неэффективен, при этом приходится мириться с тем, что сварной шов получается знач1гтельно менее прочным, чем основной металл. Одновременно становятся дороже сварочные работы за счет высокой стоимости аусгенигных материалов.

Ужесточение требований к механическим свойствам сварных соединений КЛС и необходимость перевода указанных отраслей промышленности на ресурсосберегающие технологии обусловили поиск новых, более дешеЕых и технологичных путей обеспечения достаточной свариваемости КЛС. С этой точки зрения перспективным является использование потенциальных возможностей многослойной сварки и последующей термообработки, обеспечивающих формирование благоприятной структуры в зоне термического влияния (ЗТВ) сварного соединения.

Представляемая работа посвящена созданию методического и магматического обеспечения указанного подхода на базе современных представлений о свариваемости КЛС, влиянии структуры ЗТВ на стойкость сварных соединений КЛС против образования трещин, использовании методов математического моделирования и средств вычислительной техники.

Цель работы. Обеспечение стойкости сварных соединений КЛС против образования холодных трещим и заданного уровня их механических свойств пу 1 ем формирования благоприятной структуры ЗТВ сварного соединения за счет использования

потенциальных возможностей многослойной сварки и, при необходимости, последующей термической обработки (отпуска).

Методы исследования. Влияние кратковременного отпуска на околошовную зону (ОШЗ) сварного соединения осуществлялось путем имитации тепловых процессов многослойной сварки. Образцы 1,5x10x100 нагревались на испытательной машине . МИС-1М, оборудованной микропроцессорной АСУ. Температура фиксировалась при помощи приваренной к образцу термопары хромель - алюмель диаметром 0,2 мм. Твердость (НУ щ) измерялась твердомером АУК-А АКАБШ типа Виккерс с нагрузкой 10 кг.

Статистическая обработка экспериментальных данных проводилась в соответствии с методом наименьших квадратов. Металлографические исследования выполнялись на оптическом микроскопе №ОРНОТЕ-ЭО. Разработка технологии сварки негюворотных стыков трубопровода велась с помощью ИПК "Свариваемость", разработанного на кафедре МТ-7 "Технологии сварки и диагностики" МГТУ им. Н.Э Баумана.

Научная новизна работы. Показана возможность применения соотношения Холомена - Джеффа для оценки структурного состояния ОШЗ в условиях сварочного термическою цикла (СТЦ) многослойной сварки Кроме того, разработаны:

методика оценки структурного состояния ОШЗ сварного соединения при многослойной сварке,

методический подход и математические модели для расчетной оценки влияния повторных нагревов при многослойной сварке на свойства ОШЗ сварного соединения;

методический подход и математические модели для расчета свойств ОШЗ сварного соединения после отпуска

' Практическая ценность работы заключается в создании программных средств, позволяющих на стадии технологической подготовки производства осуществлять выбор режимов сварки, обеспечивающих стойкость сварных соединений против ХТ и заданный комплекс механических свойств.

Апробация работы. Основные результаты данной работы были рассмотрены на научном ссминаре кафедры МТ-7 МГТУ им. Н.Э Баумана (23 12.1999) и научном семинаре Ш Ш11СТ.

• Структура и обьем работы, Диссертация состоит из введения, четырех глав,

общих выводов по работе и приложений Работа выполнена на 128 страницах, содержит 52 рисунка. 14 таблиц м 80 наименований использованных литературных источников

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении раскрыта актуальность выполненного исследования, а также основ иго положения, вынесенные на защиту.

Глава 1. Посвящена современным представлениям о свариваемости KJIC и способах ее оценки Рассмотрены возможные пути обеспечения свариваемости при проектировании технологического процесса (111) сварки KJ1C.

Преимущественно КЛС применяют в тех областях, где основное значение имеет отношение прочности к удельному весу материала, например, при изготовлении тлелиП спецгехники, летательных аппаратов, магистральных трубопроводов и т.п. Повышенное содержание углерода и легирующих элементов, характерное для КЛС, а также требуемый высокий уровень механических свойств сварных соединений вызывают появление специфических трудностей, связанных с повышенной склонностью КЛС к образованию трещин при сварке. Согласно данным отечественной и зарубежной научно-технической литературы, ХТ составляют свыше 50% всех дефектов, типичных для сварных соединений легированных сталей. В отдельных случаях ХТ становятся препятствием для применения некоторых марок сталей в сварных конструкциях.

Вопросам свариваемости КЛС посвящено большое число работ как отечестве;...ых (Прохоров H.H., Макара А.М., Шоршоров М.Х., Касаткин Б.С., Петров Г Л., Макаров Э Л., Мусияченко В.Ф., Федоров В.Г., Касаткин О.Г. и другие), так и зарубежных ученых (Гранжон X., Гривняк И, Велков К., Зайффзрт II, Ито 10., Коттреял П, Сузуки X. и другие), и в настоящее время з этой области накоплен значительный теоретический и экспериментальный материал.

Основными факторами, определяющей образование ХТ, являются: структурное состояние металла сварного соединения, характеризуемое наличием составляющих мартенситного и бейнитного типа, а также размером действительного густенитного зерна; концентрация диффузионного водорода в зоне зарождения очага трещины, уровень растягивают!« сварочных напряжений.

Существенные резервы обеспечения свариваемости КЛС скрыты в правильном выборе теплового режима сварки. Перспективным в этом смысле является подбор таких режимов при многослойной сварке, которые обеспечили бы предотвращение образования или распад закалочных структур за счет повторного нагрева ЗТВ предыдущих слоев Однако отсутствие научно обоснованной методики выбора режимов сварки требует проведение большой

предварительной работы (сварки технологических проб и опытных изделий).

Наряду с экспериментальными методами в практике исследований свариваемости используют экспериментально-расчетные методы определения показателей свариваемости Наиболее перепек швной представляется оценка на основе анализа физических процессов в меюлле при сварке на базе фундаментальных законов механики, металлофизики, тепло- и массопереноса, концептуальных физических моделей с использованием базы экспериментальных данных и т.п. Такие расчеты позволяют получить большой обьем полезной информации, универсальны и гибки, а применение компьютерной техники существенно ускоряет проведение исследовательских работ.

Разработанный в МГГУ им Н Э.Баумзка программный комплекс ИПК "Свариваемость", реализующий данный подход на базе предложенной Э Л.Макаровым концептуальной модели образования ХТ, позволяет проводить многовариантные расчеты для определения условий, исключающих образование ХТ в стыковых сварных соединениях закаливающихся сталей В результате расчета определяют структурный состав и комплекс механических свойств ЗТВ, размер действ иг ел ьно го аусгешггного зерна околошовной зоны (ОШЗ), концентрацию диффузионного водорода в ОШЗ, уровень сварочных напряжений и уровни соответствующих критических факторов трещинообразования. Оценка стойкости производится путем сопоставления действительных и критических факторов трещинообразования.

Расчет структуры основан на теоретическом анализе процессов распада твердых растворов, что. не позволяет достаточно полно учесть влияние химсостава некоторых материалов. Для совершенствования комплекса требуется экспернме(тгальная проверка результатов расчета с корректировкой используемых моделей

На основании проведенного яналнза были сформулированы следующие задачи исследования:

1 Разработать экспериментально-расчетную методику для оценки структурного состояния

ОШЗ сварного соединения в процессе многослойной сварки 2. Выявить закономерности влияния частичного и полного отпуска ОШЗ в процессе многослойной сварки и последующей термической обработки на его механические свойства.

3 На основе экспериментальных данных разработать математические модели и мро1-раммное обеспечение для оценки структурного состояния ОШЗ многослойного сварно! о соединения.

4. На основе полученных моделей разработать рекомендации по тепловому режиму многослойном сварки применительно к условиям изготовления северного морского подводного трубопровода.

Глава 2. Посвящена разработке методики исследования влияния повторных нагревов на структурное состояние сварных соединений.

Для решения задач, поставленных в работе, было необходимо рассмотреть возможные термические влияния на ОШЗ, имеющие место в процессе многослойной сварки и последующей термообработке (в дальнейшем под термообработкой понимается послесварочный отпуск).

В процессе многослойной сварки ОШЗ каждого валика подвергается нескольким (в зависимости от расположения валика), кратковременным (с максимальной продолжительностью не более несколько минут) термическим воздействиям. В результате этого воздействия процессы отпуска не успевают пройти до конца и, следовательно, в данном случае можно говорить только о частичном отпуске. Для оценки степени завершенности отпуска необходимо рассматривать суммарное тепловое воздействие на ОШЗ.

При использовании после многослойной сварки отпуска необходимо рассматривать совместное влияние термических воздействий, как в результате наложения последующих слоев, так и дальнейшего длительного нагрева при отпуске. Степень влияния отпуска на ОШЗ в этом случае будет зависеть от соотношения максимальной температуры ТШ1Х, достигнутой в исследуемой точке в процессе сварки последующих валиков и температуры Т^п, последующего отпуска. Если ^-^»То-гп, то влияние последующего отпуска па структуру ОШЗ не будет существенным.

В процессе многослойной сварки по сравнению с отпуском существенным явдкегся продолжительность теплового воздействия, поэтому целесообразно рассматривать эти влияния, как дне самостоятельные залд':;;.

Ввиду того, что реальный термический цикл при многослойной сварке сложен, для проведения исследования был использован приведенный цикл, состоящий из двух нагревов: высокотемпературного (Тгпзх>Ас3) и низкотемпературного,(Тщ^Лс!), причем последний представлял собой однократный нагрев при постоянной температуре в течение определенного времени. Так же было принято, что частичный отпуск в процессе многослойной сварки в исследуемой точке ОШЗ во время повторных нагревов происходит при температуре, не превышающей Ас|.

В основу решения задачи адаптации реального СТЦ многослойной сварки к выбранной схеме было положено предположение о возможности использования соотношения Холомена - Джеффа (Х.-Д.) для описания процессов структурообразования при частичном от пуске в ОШЗ сварного соединения в процессе многослойной сварки.

Параметр Холомена - Джефа используют для оценки совместного влияния температуры нагрева и времени выдержки на релаксацию напряжений при отпуске. Он основан на предположении о том, что одно и то же состояние при отпуске можно достичь при различных температурах, используя соответствующее время выдержки: Нр = Т«(К+18(0)М<г\ (I)

где Нр - параметр Холомена - Джеффа, Т - температура термообработки, °С. I - время отпуска, ч.

К - коэффициент приведения. Для случая релаксации напряжений К = 20. Задача по адаптации реального СТЦ многослойной сварки к выбранной схеме решалась следующим образом: весь исследуемый участок термического цикла с многократными повторными нагревами разбивался на временные интервалы 1,, продолжительность которых была обратнопропорциональна изменению температуры |ДТцагр| нагрева. Принималось, что в интервале и температура является постоянной и ее значение составляет среднее арифметическое температур на границах V За базовый выбирался интервал с наибольшим Ткагр (Тщах, 1]Ы,Ч) Все оставшиеся интервалы приводились по температуре к Тщ»*. а соответствующая этой температуре их продолжительность рассчитывалась с помощью соотношения Х.-Д, исходя из эквивалентности термического воздействия:

Т, (К'+|811,) =7пах (К'+1в1 V), откуда

1,'=10С(Т'/Гтах)* (КЧ,*<11>-К'» (3)

где V реальная продолжительность 1-го интервала при Ть с. приведенная к Т(пах продолжительность ¡-го интервала, с.

Ттич- температура интервала с максимальной темп-рой повторного нагрева (<АС1), °С.

Т,- реальная температура ¡-го интервала, "С.

К'- коэффициент приведения для условий кратковременного отпуска

Приведенная продолжительность нагрева всего исследуемого участка СТЦ многослойной сварки рассчитывалась следующим образом.

N-1

г,' (4)

1-1

где приведенная продолжительность нагрева, с.

1тах - продолжительность интервала с максимальной температурой нагрева, с.

I,'- приведенная продолжительность ¡-го интервала, с.

И- количество интервалов за исключением интервала с максимальной темп-рой Т,пах.

При выборе крятгрия оценки структурного состояния ЗТВ сварного соединения необходимо было выполнить следующие условия: во-первых, он должен быть информативен, во-вторых - прост в измерении. Исходя та вышеперечисленных условий за кр1пернн оценки структурного состояния была принята твердость (НУ), так как для се измерения не требуется изготовления специальных образцов, а так же на ее основе возможно оценить другие механические свойства металла в исследуемой точке. Следует отметить, что в технологической документации оценка и контроль структуры регламентируются по значениям твердости.

Для проведения исследования влияния полного отпуска на ОШЗ необхо.т мо определить значащие факторы. С точки зрения кинетики процессов отпуска основное влияния оказывает температура ТнаГр нагрева и содержание п стали углерода и карбидообразующих элементов. Такими элементами являются (в порядке возрастания степени карбидообразования): Мп, Сг, Мо, №>, V, Ъх, Тг

В настоящее время при производстве КЛС стараются избегать применения таких элементов, как ЫЬ и Хт, а элементы и Т1 применяют достаточно редко. Следовательно, с точки зрения практической ценности исследования рассмотрение сталей, содержать эти химические элементы, нецелесообразно. Поэтому рассматривалось содержание следующих химических элементов в стали: С, Мп, Сг, Мо, V.

Граничные условия для проведения эксперимента по химсоставу выбирались, исхог из пределов содержат« выше указанных элементов в КЛС: С=0.1...0 4, Мп=0.2.. .2 О, Сг-=0.2., .2.0, Мо=0...1.0, У=0...1.0, %. Граничные условия по температуре Тцшр отпуска выбирались исходя из реально применяемых на производстве и составляли 300...700 "С.

При исследовании влияния частичного отпуска в процессе многопроходной сварки на ОШЗ еще учитывался и такой параметр, как время ^ пребывания исследуемой точки при температуре свыше 300°С. Граничные условия по этому параметру выбирались исходя из анализа реальных сварочных термических циклов и составляли 0...90 с.

Эксперимент заключался в испытании имитационных образцов. Для испытаний ' использовался образец в виде тонкой металлической пластины размерами 1,5x10x100. Дгл локализации нагрева в цеггтре образца с двух сторон выполнялся специальный вырез размерами 2x20. Это позволило увеличить скорость нагрева и уменьшить коробление образца. Эксперимент выполнялся на испытательной машине МИС-1М. Дгл охлаждения образцов была разработана и изготовлена соответствующая оснастка, состоящая из резервуара, в котором находилась вода под давлением 1,5...2 атм., и системы подачи со специальным распылителем. Образец подвергался нагреву проходящим током до температуры 1200°С с последующим свободным охлаждением до 900°С и принудительным дальнейшим охлаждением водо-воздушной смесью. Этим достигались высокие скорости охлаждения в интервале температур 500...800°С (более 100°С/с), что обеспечивало образование структуры с содержанием мартенсита около 95%. После охлаждения образцы подвергались вторичному нагреву до Т1Ш1~р, имитирующему нагрев ОШЗ при наложении последующих слоев. Интервалы изменения температур и времени повторного нагрева соответствовали граничным условиям эксперимента. Шаг изменения по температуре повторного нагрева составлял 100°С, а продолжительность выдержки была 0, 30, 50 и 90 с.

Далее производились механическая обработка, заключавшаяся в шлифовании и полировке образцов, и замер твердости на твердомере А УК-А АКАБЫ! типа Виккерс с регламентированной точностью ± 3%.

Результаты испытаний применительно к стали 12ХГН2МФ.

Твердость после закалки: 429 Н\/

Продолжительность выдержки, с Температура нагрева, °С

300 400 500 600 700

0 405.2 386 364 360,8 348.1

30 ' 400 382 362,4 359,2 344,2

50 392 380 359 356 343,2

90 386 374.2 357 354,2 342.1

»

Подобные экспериментальные результаты так же были получены для следующих сталей- 10Г2, 10ГНЗМ, 21Г, 25ХГС, ЗОХГМФ, ЗОХГНЗМ

Глава 3. Посвящена разработке математических моделей частичного и полного отпуска ОШЗ и программного обеспечения

Для получе'пи моделей частичного отпуска применялась статистическая обработка экспериментальных данных, в результате которой была получена следующая зависимость: НУ=245,73+ЕХР(5,16+2,917*С+0,334*Сг+0,083*(Мо+У)-0,00216*Т-0,00145*1). (5) Параметры модели: К=0,92; 5=25. Для определения коэффициента К' в соотношении Х.-Д (2) для условий кратковременного отпуска был проведен анализ эксперимс!гтальных данных На полученных экспериментальных кривых для определенной марки стали выбирались точки с одинаковой твердостью Согласно принятой гипотезе, значение параметра X -Д в этих точках равны и можно записать следующее равенство'

Т|*(К'+15(1, + 10))=Т2*(К'+18а2+10))=Т3*(К'+18аз+10))=Т4-(К'+!ё(г4 + 10))=. и т.д. После преобразований было получено следующее выражение, позволяющее определить коэффициент К':

К'=(Т,/Т2*18(11 + !0)-1ё(12+10))/(1-Т|/Т2). (6)

Значения коэффициента К' были определены для сталей 12ХГН2МФ и ЗОХГНЗМ Полученные данные бнпи использованы для построения регрессионных моделей

для стали 12ХГН2МФ: К'] = -0,362*11+0,0083*112-0,085*1г-0,0019*Т1,12-0,0006*|22-0,175*Т1+0,003*11*Т|+0,00052 *12*Т^О,000858*Т|2+0,233*Т2-0,0034*11*Т2-0,ООО 17*12 *Т:-0,001936*Т1*Т2+0,00!027*Т22,11=0,89, 5=3,2; ; (7)

для стали ЗОХГНЗМ: К'2 = -0.17*1,+0,0029*1|2+-0.01 »12-0,00076*1, *12Щ000) *122-0,046*Т)+0,0032*1 |*Т|-0,0012*12*Т|+0,001364 *Т|2+0,067*Т2-0,0038*11*Т2+0,00149*12 *Т2-0,003153*Т|*Т2+ 0,001796*Т2*Т2, К=0,89, 5=2,9, (8)

где: 1|,12- продолжительность 1-го и 2-го интервалов соответственно, с; Т|, Т2- температура нагрева для 1-го и 2-го интервалов соответственно, СС.

При расчете произвольно выбранной стали К*, в первом приближении можно оценить путем линейной интерполяции

К'Г-Г^КУК^. <«>

Сзо2-Сэо1

где: К', - коэффициент К' для произвольно выбранной стали; К'1 - коэффициент К' для стали 12ХГН2МФ, К*2 - коэффициент К' для стали ЗОХГНЗМ, Сэо1 - эквивалент углерода стали 12ХГН2МФ, Сэо2 - эквивалент углерода стали ЗОХГНЗМ; Сэо' - эквивалент углерода прошвольной стали.

Сэо - эквивалентное содержание углерода, характеризующее влияние химических элементов в стали на длительность процесса отпуска при заданной температуре. Численное значение Сэо было получено путем анализа полученных экспериментальных данных, е. также результатов исследований, опубликованных в литературных источниках: Сэо=С+0,085 *Мл+0,07*Сг+0,06*Мо+0,11 »V, %. (10)

Для построештя модели полного отпуска ОШЗ была проведена обработка экспериментальных данных, опубликованных в литературе, с использованием методов математической статистики. В качестве экспериментальных данных были использованы результаты исследований сталей, прошедших обработку по режиму Закалка в воду + Отпуск. Данные подбирались в соответствии с граничными условиями по химсоставу и температуре отпуска. С=0.1.. .0.4, Мп=0.2 ..2.0, Сг=0.2...2.0, Мо=0...1.0, У=0... 1.0, %; Т1агр=300...700 °С.

Режим Закалка в воду + Отпуск можно рассматривать как имитацию процессов, протекающих в ОШЗ в процессе отпуска сварного соединения. При таком жестком режиме закалки образуется около 95% мартенсита. После закалки стали подвергались полному отпуску в печи с различными температурами выдержки.

Для получения зависимости был использован план, за основу которого был принят близкий к О-оптимальному план Хартли. Этот план является симметричным, что соответствует принятой гипотезе о равнозначности влияющих факторов. Выбор марок сталей и температур отпуска выполнялся в соответствии с требованиями этого плане. В результате статистической обработки была получена следующая зависимость: НУ~Ш9,52*СП9б2,38»С2-284,78*Мп+2И28,35*С*Мп+156,36»Мп2-47,82*Сг-405,387*С*Сг-357,17*Мп*Сг+501,48*0^+464,32*Мо+200,41 *С*Мо-545,55*Мп*Мо+ 59,34*Мо2+1898,57*У+107,67*С*У+698,78*Мп*У-2737,032*Сг*У-2126,86*Мо*У+ 346,35*У1-»А77*Т-0,4747,С*Т-0,28240*Сг*Т+0,3875*У*Т-0,000967,Т2. (11)

Параметры модели. К=0.95, 8=23..

Для расчета твердости НУ в ОШЗ сварного соединения при многослойной сварке 10 ; ' ' '

была разработана компьютерная программа "Антоотпуск", в основу которой были положены полученные в работе экспериментальные данные и математические модели. Алгоритм данной программы включает в себя следующие части:

1.Ввод исходных данных (химсостав, СТЦ многослойной сварки).

2.Предварительная обработка исходных данных (определение возможности проведения расчета по введенным исходным данным).

3.Расчет параметров приведенного термического цикла.

4.Расчет твердости НУ в заданной точке ОШЗ многослойного сварного соединения. Для расчета необходимо ввести химсостав стали и данные по термическому циклу

Исходные данные по СТЦ должны быть представлены в электронном виде (файл данных), получаемого либо с помощью оцифровки реального СТЦ многослойной сварки, либо с помощью компьютерного моделирования

Далее определяются время начала отпуска 1„, время конца отпуска ^ максимальная температура повторного нагрева Тщ^ в диапазоне ^..Л,. Под временем начала отпуска ^ подразумевается начало интервала, в котором температура повторных нагревов Т1ГШр не превышает Ас) вплоть до завершения СТЦ Под временем конца отпуска I, подразумевается начало интервала, в котором температура повторных нагревов Т,Ц1р не превышает 300°С вплоть до завершения СТЦ.

Если исходные данные соответствуют условиям задачи (т.е. существуют повторные нагревы, соответствующие параметрам шгтервала ^..Л«), то осуществляется переход к определению параметров приведенного термического цикла и расчета НУ в исследуемой точке.

Для проверки полученных моделей был проведен эксперимент на реальных сварных соединениях опытных образцов. Выполнялось многослойное сварное соединение пластин в щелевую разделку автоматической сваркой в среде защитных газов (ССЬ)

Было выполнено два соединения: для пластин из стали марки 10Г2 толщиной 14 мм и из стали марки 10ХГН толщиной 32 мм соответственно. Заполнение разделки выполнялось по режимам, применяемым для сварки неповоротных стыков трубопроводов

Для определения воздействия каждого последующего валика на ЗТВ первого валика выполнялось ступенчатое заполнение разделки, т е каждый последующий валик был короче предыдущего на 50 мм

После сварки первого валика на обратной стороне пластины по центру шва приваривалась термопара, что позволило записать реальные термические циклы и рассчитать термический цикл в исследуемой точке.

После завершения сварки из соединения вырезались поперечные темплеты. Для уменьшения термического влияния при механической обработке поперечная резка темплст проводилась с помощью элекроэрозионной обработки. Далее проводилось намерение твердости по линии на расстоянии 2мм от низа пластины, что позволило оценить термическое влияние каждого последующего валика на ОШЗ первого валика.

Сравнение расчетных и экспериментальных данных показало достаточно высокую сходимость результатов.

Твердость НУ в исследуемой точке ОШЗ.

Материал - 10Г2. | Толщина пластины -14мм.

Твердость НУ основного металла 228

Расстояние от линии сплавления, мм 0,3 0,6 •

После сварки 1-го валика (эксперимент) 382,4 294,1

После сварки 2-го валика Эксперимент 336,5 276,7

Рассчет 343,4 273,1

После сварки 3-го валика Эксперимент 328,7 273,7

Рассчет 338,2 271

Глава 4, Посвящена разработке технологии многослойной сварки неповоротных стыков подводного морского трубопровода из КП-стали 10Г2МФБ.

Для обеспечения транспортировки газа от северных месторождений, расположенных на полуострове Ямал, необходимо строительство трубопроводов, так как применение другие средства транспорта не представляется возможным, либо их использование представляется экономически нецелесообразным. В результате технико-экономического и экологического анализа при проектировании газотранспортной системы Ямал - Европг была показана целесообразность сооружения ыногониточного 60-километрового подводного трубопровода через Байдараикую тубу.

Для строительства этого трубопровода была выбрана сталь 10Г2МФБ, поставляемая в состоянии контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением. (КП-сталь). Чтобы применить ИПК "Свариваемость" для разработки технологии сварки, было необходимо .получить поправочные коэффициенты, учитывающие такое исходное состояние поставки Для получения поправочных коэффициентов было проведено сравнительное исследование по оценке роста первичного аустенитного зерна стали, подвергнутой нормализации, и стали, полученной КП-методом. Для исследования применялись такие 11

же образцы, как и в эксперименте по влиянию многократного кратковременного отпуска Образцы изготавливались из сталей, имеющих идентичный химсостав, что было необходимо для точности результатов, но различное исходное состояние

Эксперимент заключался в нагреве образцов проходящим током до Т=!200°С с последующей выдержкой при этой температуре в течение 5 и Юс и последующим свободным охлаждением на воздухе. Впоследствии образцы подвергались полировке и травлению на первичное аустенитное зерно На основании полученных данных были определены численные значения требуемых коэффициент.

Ввиду того, что разрабатываемая технология сварки неповоротных стыкоп трубопровода, изготовленного из КП сталей, должна быть приемлема для использования на уже разработанном технологическом оборудовании, применяемом на трубоукладочном судне, за основу была взята технология, используемая для сварки труб из нормализованной стали По этой технологии сварка выполняется в щелевую разделку, причем 1-й корневой валик выполняется на малых погонных энергиях, а 2-й корневой валик по схеме "горячий проход" на больших скоростях сварки. Такая схема формирования корня соединения позволяег уменьшить его напряженно-деформированное состояние, а, следовательно, и вероягносгь образования ХТ Остальные, заполняющие валики, выполняются на одних и тех же режимах Исключение составляет 1-й заполняющий валик, который ввиду конструктивных особенностей применяемого оборудования выполняется с такой же скоростью сварки как и 2-й корневой валик.

Расчет на ИПК "Свариваемость" по режимам сварки, применяемых для нормализованных сталей, показал, что при совместном воздействии всех негативных факторов (высокие скорости охлаждения из-за низкой температуры окружающей среды, повышенное содержание диффузионного водорода в металле шва из-за большой влажности (до 8 см'/ЮОг), высокая жесткость конструкции тд ) и при отсутствие подогрева существует возможность образования ХТ в ОШЗ 1-го и 2-го валиков сварного соединения Лнали! показал, что структура в корне шва не является благоприятной (82% -нижний бейшп, 10% -верхний бейшгт, 8% -феррто - перлит, твердость - 380 НУ) Основной причиной формирования такой структуры Явилось большое расстояние между головками для выполнения внутреннего (1-го) и внешнего (2-го) корневого валиков (около 6-10 мм), что было обусловлено выбранным технологическим оборудованием

Повторный расчет показал, что для устранения воз^.охиости оср-помни* ХТ

И

необходимо использовать предварительный подогрев 110°С. Однако это решение не представлялось оптимальным. Поэтому было проведено исследование возможности использования другого технологического оборудования и режимов сварки для выполнения корня данного сварного соединения - 4-х головок для сварки внутреннего шза вместо 6-ти, а так же использование одинаковой скорости сварки для 1-го и 2-го валиков Расчет показал, что это не удлинит продолжительность общего цикла сборки - сварки, так как новая продолжительность цикла на первом посту не превышает время выполнения работ на постах сварки заполняющих слоев, а изменение скорости сварки не увеличит общего количества валиков Такой шаг позволил синхронизировать выполнение внутреннего и внешнего корневого валика, а так же расчетным путем подобрать оптимальное расстояние между головками для выполнения корневых и 1-го заполняющего валиков. Все это позволило обеспечить формирование благоприятной структуры в ОШЗ в корневой части соединения (4% -нижний бей'ииг, 74% -верхний бейнит, 22% -феррито - перлит, твердость - 230 НУ)

После проведенных изменений данное соединение было просчитано еще раз. Расчет показал, что для предотвращения образования ХТ наряду с сохранением требуемых механических свойств шва и ОШЗ для предложенной технологии будет достаточно применение предварительного подогрева для 1-го валика с температурой 60"С, что соответствует температуре нагрева стыка при выполнении просушки соединения перед сваркой.

Так же была проведена оценка возможности образования ХТ в случае возникновения нештатных ситуации. Под нештатными ситуациями подразумевалась остановка процесса сварки в случае отказа сварочного или вспомогательного оборудования Расчет показал, что в этом случае есть возможность образования холодных трещин в ОШЗ 5-го и 7-го валиков Однако применение непосредственно после остановки сварки до ее возобновления /¡осл ее нарочного нагрева с температурой 50°С полностью исключает образование ХТ в ОШЗ сварного соединения

Для проверки полученных расчетных данных было проведено испытание реальных многослойных соединений из КП-стала 10Г2МФБ жесткой пробы ГОСТ26388-84. Сварка выполнялась с помощью сварочного трактора АДСФ-1000 с закрепленной на консоле -головкой сварочного полуавтомата 'Е5АВ ЬА\У-510\ Пре двар> ггел ьн ы й подогрев выполнялся газовой горелкой. Контроль температуры осуществлялся по меткам, нанесенным термическим карандашом. После сварки и травления раствором азотной кислоты проба была

разломана. ХТ обнаружено не было.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Одним из перспективных направлений по обеспечению стойкости сварных соединений конструкционных легированных сталей против ХТ является применение многослойной сварки, при которой развиваются процессы отпуска за счет тепловложения при выполнении последующих слоев. Поэтому актуально создание методики выбора рациональных режимов сварки и последующей термообработки (отпуска), исключающих образование ХТ в многослойных стыковых сварных соединений конструкционных легированных сталей,

2. Разработана методика получения обобщенного СТЦ применительно к многослойной сварке, которая позволяет оценить влияние многократных повторных нагревов на структуру и свойства ОШЗ сварного соединения. В основу методики положено предположение, что протекание процессов отпуска в условиях СТЦ многослойной сварки может быть описано соотношением типа Холомена - Джеффа, применяющегося для расчета процесса релаксации напряжений

3. Разработана методика эксперимента по моделированию термического воздействия на ОШЗ в процессе многослойной сварки, в которой для имитации сварочного термического цикла используется нагрев проходящим током и регулирование скорости охлаждения за счет применения охлаждения водо-воздушной смесью.

4. Разработаны математические модели для расчета твердости НУ ОШЗ спарного соединения в процессе многослойной сварки, атак же после полного отпуска

5 Разработана компьютерная программа "Автоотпуск", позволяющая определять параметры обобщенного СТЦ и производить расчет твердости НУ в заданной точке ОШЗ многослойного сварного соединения.

6. С помощью эксперимента по оценке роста первичною аустежмного л-'рни определен поправочный коэффициент к минимальному разрушающему напряжению для расчета сопротивляемости КП-сталсй к образованию ХТ с использованием ИПК Свариваемость. Численное значение коэффициента составило 1,23 по сравнению с нормализованной сталью

7. Разработаны рекомендации по сварке стали 10Г2МФБ (поставляемой в состоянии контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением) для изготовления подводного

морского трубопровода для перехода через Байдарацкую губу газотранспортной системы Ямал - Европа. Учет изменения структурного состояния стали в процессе многослойной сварки, подбор и соответствующая настройка сварочного оборудования, а также подбор режимов сварки позволил снизить температуру предварительного подогрева с П0°С до 60"С, что соответствует температуре просушки стыка, при обеспечении стойкости сварного соединения против образования ХТ.

Основное содержание диссертации отражено в работах:

1. Сажаев АА, Макаров ЭЛ. Оценка влияния температуры послесварочного отпуска на меха»01ческие свойства металла сварных соединений // Производство и надежность сварных конструкций: Материалы научно-технической конференции стран СНГ. - Калининград, 1991-С. 14.

2. Сажаев А.А, Макаров Э.Д Повышение надежности работы сварных соединений шоколетрованных сталей путем послесварочного нагрева // Материалы международного конгресса и выставки "Защита-95". - Москва, 1995. - С. 202.

3. Сажаев АА, Коновалов АВ., Макаров Э.Д Расчетный метод оценки структуры ЗТВ многослойного сварного соединения // Современные проблемы сварочной науки и техники: Материалы российской научно-технической конференции "Сварка-971. - Воронеж, Н>97.-С.5-6

Режим сварки неповоротных стыков трубопровода, полученный с помощью расчетного анализа на ИПК "Свариваемость"

Проход Напряжение, В Ток, А Скорость сварки, м/ч

1 22 200 45

2 25 • 260 45

3 25 260 45

4...7 25 260 23 '

8,9 22 230 23

Диаметр сварочной проволоки - 0,9мм

Защитный газ: 1 -й и 2-й проход - 70% СО^ 30% Аг, остальные - С02. Расход защитных газов - 27-32 л/мин . Вылет проволоки - 6-14мм

2-ой слой выполняется по схеме "горячий проход" Применяется предварительный подогрев стыка: Тподафем=60оС

АЛГОРИТМ ПРОГРАММЫ "АВТООТПУСК"

ВВЕДЕНИЕ.

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННЫЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЯ О СВАРИВАЕМОСТИ КЛС И СПОСОБЫ ЕЕ ОЦЕНКИ. ПУТИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ СВАРИВАЕМОСТИ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ ТП СВАРКИ КЛС.

1.1. Конструкционные легированные стали, используемые для изготовления сварных конструкций.

1.2. Проблемы свариваемости высокопрочных сталей.

1.2.1. Горячие трещины при сварке КЛС.

1.2.2. Холодные трещины при сварке КЛС.

1.2.3. Охрупчивание и разупрочнение ЗТВ.

1.3. Методы оценки свариваемости КЛС.

1.4. Выбор параметров режима сварки КЛС.

1.5. Выбор режимов последующей термообработки сварных соединений КЛС.

1.5.1. Виды термообработки сварных соединений.

1.5.2. Выбор режимов отпуска сварных соединений КЛС.

1.6. Влияние повторных нагревов при многослойной сварке на структуру и свойства ЗТВ.

1.7. Стали, получаемые методом контролируемой прокатки, и их свариваемость.

1.7.1. Свариваемость сталей, получаемых методом контролируемой прокатки с ускоренным охлаждением.

ЦЕЛИ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

ГЛАВА 2. РАЗРАБОТКА МЕТОДИКИ ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ ПОВТОРНЫХ НАГРЕВОВ НА СТРУКТУРНОЕ СОСТОЯНИЕ ОШЗ МНОГОСЛОЙНЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ.

2.1. Анализ возможных термических воздействий на ОШЗ при сварке КЛС и выбор обобщенной схемы исследования.

2.2. Влияние полного отпуска на свойства ОШЗ.

2.3. Влияние многократного теплового воздействия СТЦ многослойной сварки на свойства ОШЗ.

2.3.1. Особенности влияния СТЦ многослойной сварки на свойства ОШЗ.

2.3.2. Разработка методики адаптации СТЦ многослойной сварки к выбранной обобщенной схеме.

2.3.3. Формализация описания структурного состояния ЗТВ.

2.3.3.1. Выбор критерия оценки структурного состояния ЗТВ сварного соединения КЛС.

2.3.3.2. Выбор значащих параметров и граничных условий.

2.3.4. Экспериментальное исследование изменения твердости НУ ОШЗ при кратковременном отпуске.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 2.

ГЛАВА 3. РАЗРАБОТКА МАТЕМАТИЧЕСКИХ МОДЕЛЕЙ ПОЛНОГО И ЧАСТИЧНОГО ОТПУСКА ОШЗ И ПРОГРАММНОГО ОБЕСПЕЧЕНИЯ.

3.1. Полный отпуск.

3.2 Частичный отпуск.

3.3. Разработка математических моделей и алгоритма расчета коэффициента К1 в соотношении Холомена-Джеффа.

3.4. Алгоритм программы для расчета твердости НУ в ОШЗ сварного соединения при многослойной сварке.

3.5. Экспериментальная проверка моделей на реальных сварных соединениях.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 3.

ГЛАВА 4. РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ МНОГОСЛОЙНОЙ СВАРКИ НЕПОВОРОТНЫХ СТЫКОВ ПОДВОДНОГО МОРСКОГО ТРУБОПРОВОДА ИЗ КП-СТАЛИ 10Г2МФБ.

4.1. Техническое описание проекта и выбор технологии для его реализация.

4.2. Разработка технологии сварки трубопровода из КП-стали 10Г2МФБ.

4.2.1. Оценка влияния исходного состояния КП-сталей на их свариваемость.

4.2.2. Определение режимов сварки стыков трубопровода.

4.3. Экспериментальная проверка полученных расчетных данных.

ВЫВОДЫ ПО ГЛАВЕ 4.

В настоящее время конструкционные легированные стали (KJ1C) широко применяются при производстве ответственных сварных конструкций на предприятиях оборонной промышленности, среднего, общего и энергетического машиностроения. Однако при сварке KJ1C возникает ряд проблем, связанных с их повышенной склонностью к образованию холодных трещин (XT) и сложностью получения сварных соединений KJIC, равноценных по своим свойствам основному металлу. Обеспечение достаточной свариваемости KJIC является трудной технологической задачей, которая, как правило, решается длительным и дорогостоящим экспериментальным путем.

Вопросам свариваемости KJIC посвящено большое число работ как отечественных (Прохоров H.H., Макара A.M., Шоршоров М.Х., Касаткин B.C., Петров Г.Л., Макаров Э Л., Мусияченко В.Ф., Федоров В.Г., Касаткин О.Г. и другие), так и зарубежных ученых (Гранжон X., Гривняк И., Белков К., Зайффарт П., Ито Ю., Коттрелл П., Сузуки X. и другие). В настоящее время в этой области накоплен значительный теоретический и экспериментальный материал. Использование расчетно-экспериментальных методов оценки показателей свариваемости с применением ЭВМ позволяет существенно ускорить исследовательские работы. Однако ряд вопросов остается нерешенным, и особенно необходимо отметить несовершенство способов предотвращения трещин при сварке. Самыми распространенными способами, как и несколько десятилетий назад, остаются предварительный или сопутствующий подогревы, а также последующий отпуск сварных конструкций. При высокой эффективности эти способы весьма нетехнологичны и дорогостоящи.

Другое традиционное средство борьбы с XT - применение аустенитных электродных материалов, к которым прибегают как к крайнему средству, если подогрев невозможен или неэффективен; при этом приходится мириться с тем, что сварной шов получается значительно менее прочным, чем основной металл. Одновременно становятся дороже сварочные работы за счет высокой стоимости аустенитных материалов.

Ужесточение требований к механическим свойствам сварных соединений КЛС и необходимость перевода указанных отраслей промышленности на ресурсосберегающие технологии обусловили поиск новых, более дешевых и технологичных путей обеспечения достаточной свариваемости КЛС. С этой точки зрения весьма перспективным представляется использование потенциальных возможностей многослойной сварки и последующей термообработки, обеспечивающих формирование благоприятной структуры в зоне термического влияния (ЗТВ) сварного соединения.

Представляемая работа посвящена разработке методического и математического обеспечения указанного подхода на базе современных представлений о свариваемости КЛС, влиянии структуры ЗТВ на стойкость сварных соединений КЛС против образования трещин, использовании методов математического моделирования и средств вычислительной техники.

На защиту выносятся следующие положения:

1. Методический подход к исследованию влияния повторных нагревов на структурное состояние ОШЗ многослойных сварных соединений;

2. Методика эксперимента по имитации влияния СТЦ многослойной сварки на ОШЗ сварного соединения;

3. Математические модели частичного и полного отпуска ОШЗ сварных соединений КЛС;

4. Программное обеспечение, реализующее указанные методики и предназначенное для использования в практике научно- исследовательской и инженерной деятельности.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

Одним из перспективных направлений по обеспечению стойкости сварных соединений конструкционных легированных сталей против ХТ является применение многослойной сварки, при которой развиваются процессы отпуска за счет тепловложения при выполнении последующих слоев. Поэтому актуально создание методики выбора рациональных режимов сварки и последующей термообработки (отпуска), исключающих образование ХТ в многослойных стыковых сварных соединений конструкционных легированных сталей.

Разработана методика получения обобщенного СТЦ применительно к многослойной сварке, которая позволяет оценить влияние многократных повторных нагревов на структуру и свойства ОШЗ сварного соединения. В основу методики положено предположение, что протекание процессов отпуска в условиях СТЦ многослойной сварки может быть описано соотношением типа Холомена - Джеффа, применяющегося для расчета процесса релаксации напряжений.

Разработана методика эксперимента по моделированию термического воздействия на ОШЗ в процессе многослойной сварки, в которой для имитации сварочного термического цикла используется нагрев проходящим током и регулирование скорости охлажден™ за счет применения охлаждения водо-воздушной смесью. Разработаны математические модели для расчета твердости НУ ОШЗ сварного соединения в процессе многослойной сварки, атак же после полного отпуска. Разработана компьютерная программа "Автоотпуск", позволяющая определять параметры обобщенного СТЦ и производить расчет твердости НУ в заданной точке ОШЗ многослойного сварного соединения.

1. Основы материаловедения / Под ред. И.И.Сидорина,- М.: Машиностроение, 1976.- 436 с.

2. Сварка и свариваемые материалы: Справочник: В Зт./ Под оби;, ред. В.Н.Волченко- М.: Металлургия, 1991.-Tl.: Свариваемость материалов / Под ред. Э.Л.Макарова. 528 с.

3. Макара A.M., Мосендз H.A. Сварка высокопрочных сталей. Киев: Технша, 1971.- 140 с.

4. Марочник сталей и сплавов / Под общей редакцией В.Г.Сорокина. -М., Машиностроение, 1989. 640 с.

5. ГОСТ 26001-84. Основные понятия и терминология в сварочном производстве. -М.: Издательство стандартов, 1985. 40 с.

6. Справочник сварщика/Под ред.В.В.Степанова. М.Машиностроение, 1982.-560с.

7. Прохоров H.H. Горячие трещины при сварке,- М.: Машгиз, 1952. 215 с.

8. Шоршоров М.Х., Седых B.C. Об оценке склонности металла швов к образованию горячих трещин при сварке // Сварочное производство. 1954. - N 8. - С. 15-19.

9. Мовчан Б.А. Микроскопическая неоднородность в литых сплавах. Киев, Гостехиздат УССР, 1962. 132 с.

10. Подгаецкий В.В. К дискуссии о причинах образования горячих трещин в сварных швах // Автоматическая сварка. 1954. - N 6. - С. 5-9.

11. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением / Под ред. акад. Б.Е.Патона. М.: Машиностроение, 1974. - 768 с.

12. Макаров Э.Л. Холодные трещины при сварке легированных сталей. -М.: Машиностроение, 1981. 248 с.

13. Земзин В.H., Шрон Р.З. Термическая обработка и свойства сварных соединений. -М.: Машиностроение, 1978.-367с.

14. Грабин В.Ф. Металловедение сварки плавлением. Киев: Наукова думка, 1982,416 с.

15. Макара A.M., Саржевский В.А. Влияние оплавления границ зерен в околошовной зоне на склонность сварных соединений среднелегированных сталей к хрупкому разрушению // Автоматическая сварка. 1974. - N 7. - С. 1-6.

16. Влияние высокотемпературной химической микронеоднородности околошовной зоны на свойства сварных соединений сталей ЗОХГСНА и 40ХГСНЗМА / A.M. Макара, В.А. Саржевский, Н.Е. Протосей, А.В. Денисенко // Автоматическая сварка. 1977. -N7. -С.11-14.

17. О влиянии мягкой прослойки на свойства сварных соединений высокопрочных сталей / A.M. Макара, Г.А. Тринеев, В.А. Саржевский, Н.Е. Протосей // Автоматическая сварка. -1970. № 4. - С. 12-14.

18. Оценка прочностных характеристик механически неоднородных сварных соединений по результатам испытаний вырезаемых из них образцов /' О.А.Бакши, М.В.Шахматов, В.В.Ерофеев, А.Г.Игнатьев // Сварочное производство. 1986.-N 12. С. 28-29.

19. Компьютерные программы для прогнозирования стойкости сварных соединений легированных сталей против образования холодных трещин / Э.Л.Макаров, В.Г.Вялков, Т.И.Гордиенкова, С.Н.Глазунов//Изв. ВУзов. Машиностроение. 1988. - N4. - С. 118-122.

20. The source of martensite strenght / A.J McEvily and oth. // Trans. Met. Soc. A1ME.-1966,- V.236-P. 108-113.

21. Brisson J. Etude de la durete sous carbon des aciers en carbone et Faiblement allis // Soudage et Ticniques Coun. -1968. -NIL- P.437-455.

22. Materials restraint versus procedures to avoid cracking in steel constructions / K. Satoh, S. Matsui, Y. Ito, K. Bessio // Papers of the First International Symposium of the Japan Welding Society. Tokio, 1971. - Sub-session 1. -P. 1-12.

23. Suzuki H. Cold cracking and its preventation in steel weldments // Doc. IIW- IX.-1980. No 1157. -P.l-14.

24. Determination of necessary preheating temperature in steel welding / N. Jurioka,H. Suzuki, S Ohshita, S. Saito // Welding Journal. 1983,- N0.6.-P. 137-153.

25. Klishewski J. Vorshlag zur Wahl der Vorwarmtemperatur beim Schweibem von Baustahl//Praktiker. 1985,-Bd.37, No. 1,- S.12-13.

26. Makarov E.L., Konovalov A.V. Computer Analysis of Alloyed Steels Weldability // 5th International Conference on Computer Technology in Welding. Paris (France ),1994.-P.48.

27. Макаров Э.Л., Субботин Ю.В., Прохоров H.H. Пути повышения сопротивляемости сталей образованию холодных трещин при сварке // Прочность сварных конструкций. М.: Машиностроение, 1966. - С.227-242.

28. Шоршоров М.Х. Металловедение сварки стали и сплавов титана. М.: Наука, 1965,-336 с.

29. Гордиенкова Т.П. Разработка подсистемы САПР "Расчет и оптимизация режимов сварки легированных сталей по комплексу показателей свариваемости": Дисс. . канд.техн.наук: 05.03.06,- М.: МВТУ, 1988,- 206 с.

30. Бочвар А.А. Металловедение. М.: Машиностроение, 1956. - 187 с.

31. Лившиц Л.С., Хакимов А.Н. Металловедение сварки и термическая обработка сварных соединений. М.: Машиностроение, 1989.-336с.

32. Земзин В.Н., Шрон Р.З. Термическая обработка и свойства сварных соединений. -Л.: Машиностроение, 1978.-366с.

33. Винокуров В.А. Отпуск сварных конструкций для снижения напряжений. -М.: Машиностроение, 1973.-366 с.

34. Земзин В.Н. Жаропрочность сварных соединений. Л., 1972. - 167 с.

35. Земзин В.Н.,Житников Н.П. Условия образования трещин в околошовной зоне сварных соединений при термообработке // Автоматическая сварка. 1972. - №2. - С.6-11.

36. Земзин В.Н., Шрон Р.З. Локальные разрушения при высоких температурах сварных соединений теплоустойчивых хромомолибденовых сталей // Автоматическая сварка.-1968.-№6.-С. 16-19.

37. Макара A.M., Мохендз Н.А. Сварка высокопрочных сталей. Киев.: Наукова думка, 1971. - 135 с.

38. Nichols R.W. Reheat cracking in weld structure // Welding in the World.-1969.-№ 7(4). C.77-89.

39. Nicholson S., Brook I. Review of codes // Proceedings Conference Steel Institute. -London, 1971. P.49-51.

40. A review on underclad cracking in pressure vessel component / Vinckier A.G., Pense A.W. // WRC Bulletin. 1974. - № 197. - C.47-49.

41. Deviller L., Kaplan D., Testard D. An approach of predicting microstructures and toughness properties in heat affected zones of multipass weld of structural steels // Weld in the World. 1993. - V.31, № 4. - P.256-267.

42. Zeemann Anne Lise, Ferreina Dalcival Alves. Temper bead techique. A practical situation // Welding in the World. 1993. - V.31, № 6. - P.412-413.

43. Лукин B.A., Кравченко Л.П. Исследование структуры и свойств зоны термического влияния сварных соединений корпусных конструкций // Строительная механика корабля / Николаевский кораблестроительный институт. Николаев, 1991. -С.82-89.

44. Lin Y., Akben M.G., McGrath J.T. Effect of welding parameters of HAZ of NG multipass welds // CIM Bulletin. 1989. - V.82, № 926. - P. 126.

45. Temper-bead weld repair in Cr/Mo steels / J.T. Bowker, J.T. McGrath, R.F. Orr, M.W. Letts. Ottawa: CANMET, 1991. -32p. - (IIV DOC., №-IX-1633-91).

46. Reed R.C., Bahdeshia H.K.D.H. A simple model for multipass steel welds // Acta mettallurgica et Materiaha. 1994. - V.42, № 11. - P.3663-3678.

47. Gliva V., Toplak D. Primerjava lastnosti toplotno vplivanega podrcja vecvarkovnega zvara na jeklu Nionicral 70 pri dveh razlicnih vnosih toplote // Kovine Zlitine Technologije. -1994.-V.28,№ 1-2. -L.135-140.

48. Komizo Yu-ichi: What is the TMCP-steel and how its features alter during welding // J. Japan Welding Society. 1990. - V.59, № 7. - P.498-501.

49. Пикеринг Ф. Физическое металловедение и разработка сталей. М.: Металлургия, 1982. - 184 с.

50. Эфрон Л.И. Формирование структуры и комплекса повышенных свойств экономлегированных строительных сталей в процессе прокатки и регламентированного ускоренного охлаждения: Дисс. . канд.техн.наук: 05.16.01. М.: ЦНИИчермет им. И.П.Бардина, 1985,- 123 с.

51. Эфрон Л.И. Структурообразование при контролируемой прокатке и формирование комплекса повышенной прочности и хладостойкости экономлегированных конструкционных сталей: Дисс. . докт.техн.наук: 05.16.01. М.: ЦНИИчермет им. И.П.Бардина, 1997. - 255 с.

52. Хладостойкие газонефтепроводные трубы большого диаметра, выполненные дуговой сваркой под слоем флюса (процессом UOE) / Ниппон Стил Корпорейшн. Б.г., 1992.-43с.

53. Дж. Мелком Грей. Тенденции в области металлургии и применения сталей в современных трубопроводах / Макроэллоинг Интэрнэшэнэл, Инк. Б.г., 1988. - 27с.

54. Development of ТМСР steels in Korea and weldability of these steels / Kim Tai-ung, Гее Jong-sub, Гее Won-sup, Chang Rae-woong, Kim Tae-hyun.- Pohang: Research Institute of Industrial, Science and Technology, 1989. -18 p.2

55. Свойства высокопрочных труб с приделом прочности 65 Кгс/мм для магистральных трубопроводов / Ниппон Кокан К.К. Б.г., 1986. - 67с.

56. Электросварные трубы для арктических районов. Сведения для симпозиума в СССР. IIKK Корпорейшн. Б.г., 1989. - 31с.

57. Гее Sunghak, Kim Byung Chun, Kwon Dongil. Correlation of microstructure and fracture properties in weld Heat-affected zones of thermomechanically controlled processed steels // Mettallurgical Transaction A. 1992. - V.23, № 10. - P.2803-2816.

58. Отчет по свариваемости высокопрочных труб с нормативным значением временного сопротивления разрыву 637 МПа диаметром 1420мм производства фирмы "Маннесманн" (ФРГ). М.: ВНИИСТ, 1988. - 140с.

59. Отчет по договору № 38-38-90/2289 ВНИИСТ по теме: "Исследование2свариваемости металла труб большого диаметра с пределом прочности 65 кгс/мм , эксплуатируемых под давлением 75 атм, изготовленных компанией Ниппон Кокан". М.: 1989,- 100с.

60. Установщиков Ю.И., Ковенский И.М., Власов В.А. Механизм образования специальных карбидов в сталях, легированных хромом молибденом или ванадием // ФММ. 1976. - Т.41, выи. 1. - С.99-111.

61. Установщиков Ю.И., Банных O.A. Природа отпускной хрупкости сталей. М.: 1984.- 132 с.

62. Курдюмов Г.В., Утевский Л.М., Энтин Р.И. Превращения в железе и стали. -М.:Наука, 1977.-236с.

63. Курдюмов Г.В., Энтин Р.И. Отпускная хрупкость конструкционных сталей. М.: Металлургииздат, 1945. - 134 с. с ил.

64. Бо'кштейн С.З. Структура и механические свойства легированной стали. М.: Металлургииздат, 1954. - 280с.

65. Белоус М.В., Черепин В.Т., Васильев М.А. Превращения при отпуске стали. М.: Металлургия, 1973. - 232 с.

66. Легирование машиностроительной стали/ Б.Б. Винокур, Б.Н. Бейнисович, М.Э. Натансон и др. М.: Металлургия, 1977. - 200 с.

67. Винокур Б.Б. Карбидные превращения в конструкционных сталях. Киев: Наук, думка,1988. - 240 с.

68. Новиков И.И. Теория термической обработки металлов. М.: Металлургия, 1978.- 392 с.

69. Гривняк И. Свариваемость сталей. М.: Машиностроение, 1984. - 216 с.

70. Приданцев M.B, Каховский Н.И., Фартушный В.Г. Конструкционные стали: Справочник М.: Металлургия, 1980. - 288с.

71. Материалы в машиностроении: Справочник: В 5т. / Под общ. ред. И.В.Кудрявцева М.: Металлургия, 1967. - Т2.: Конструкционная сталь / Под ред. Е.П.Могилевского. - 496 с.

72. Стали с пониженным содержанием никеля: Справочник / Под редакцией Приданцева М.В и Г.Л.Лившица. М.: Металлургиздат,1961. - 200 с.

73. Львовский E.H. Статистические методы построения эмпирических формул. М.: Высшая школа, 1988. - 240 с.

74. Бронштейн И.Н., Семендяев К.А. Справочник по математике для инженеров и учащихся втузов. М.: Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1986. - 544 с.

75. Вялков В.Г. "Разработка экспериментально расчетного метода оценки стойкости однопроходных сварных соединений больших толщин легированных сталей против образования холодных трещин": Дисс. . канд.техн.наук: 05.03.06. - М.: МВТУ, 1987. - 183 с.

76. Беккерт М., Клемм X. Справочник по металлографическому травлению. М.: Металлургия, 1979. 336 с.

77. Твердость после кратковременного нагрева

78. Продолжительность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 400 500 6000 385,7 355,3 321,9 308,950 378,2 351 317,8 304,390 345 343,7 314,7 301,21. Время, с

79. Твердость после кратковременного нагрева

80. Продолжительность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 400 500 600 7000 405,2 386 364 360,8 348,130 400 382 362,4 359,2 344,250 392 380 359 356 343,290 386 374,2 357 354,2 342,133030 501. Время, с904101, С.30 50 90

81. Твердость после кратковременного нагрева

82. Продолжительность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 400 500 6000 398,7 384,7 330,7 321,130 392 379 318,8 313,550 384,1 373 307,8 303,190 372,3 368 304,4 296,1410290т, °с-300 ■400 500 60030 501. Время, с90410X

83. Твердость после кратковременного нагрева

84. П родолжите л ь ность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 400 500 6000 394,1 357,4 314 262,430 390 352 309 25650 385,5 345,4 301,7 250,290 369,4 339,4 293,1 24530 501. Время, с9(410

85. Твердость после кратковременного нагрева

86. Продолжительность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 500 6000 528,5 375 34850 523 368,8 34390 515,8 362 339560520480л§ 440 Ч400 ш360320О50 Время, ст, с 4I—♦—3001.I 50060090480у 440360

87. Твердость после кратковременного нагрева

88. Продолжительность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 400 500 6000 534,6 451,8 430,2 40650 526,6 434,9 419,3 399,290 518,6 422,8 414,9 379,75501 Т, °с•300 ■400 500 600550

89. Твердость после кратковременного нагрева

90. Продолжительность выдержки, сек Температура нагрева, °С300 500 6000 585,2 489 46750 550 468 451,390 536,4 452 432т, °с1. Со50 90