Исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений сталей, применяемых для арктических конструкций

Алена Маркадеева

Исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений сталей, применяемых для арктических конструкций

В работе проводится исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений судостроительных сталей высокой прочности при низких температурах. Основной целью работы является анализ влияния процентной доли хрупких структурных составляющих (ЗТВ и металла шва) на фронте усталостной трещины на общий результат при определении параметра CTOD. В дипломной работе получен и проанализирован статистически представительный объем данных по CTOD для металла ЗТВ у границы сплавления для сталей различного уровня прочности и при различных погонных энергиях сварки, проведено металлографическое исследование макрошлифов для определения % содержания отдельных структурных составляющих на фронте трещины для каждого образца, а также проведена оценка влияния на результат испытаний % содержания крупнозернистой ЗТВ и металла шва. Построена модель процесса разрушения металла ЗТВ с учетом случайного характера фактического содержания хрупких структурных составляющих на фронте усталостной трещины.

Металлургия

Дипломы

Вуз: Санкт-Петербургский государственный политехнический университет (ФГБОУ ВПО «СПбГПУ»)

ID: 5b367f047966e12f6e0b24e6

UUID: f449d130-5dfa-0136-b3e1-525400005860

Язык: Русский

Опубликовано: почти 6 лет назад

Просмотры: 140

12.8

Алена Маркадеева

Санкт-Петербургский государственный политехнический университет (ФГБОУ ВПО «СПбГПУ»)

Комментировать 0

Рецензировать 0

Скачать - 5,2 МБ

Поделиться работой

Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого Институт металлургии, машиностроения и транспорта Отделение «Технология материалов» Кафедра «Функциональные материалы и технологии» Диссертация допущена к защите Зав. кафедрой, д.т.н. ______________А. С. Орыщенко «___»__________________2016 г. ДИССЕРТАЦИЯ на соискание степени магистра Тема работы: «Исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений сталей, применяемых для арктических конструкций» Направление: 22.04.02 «Металлургия» Магистерская программа: 22.04.02_06 «Материаловедение, технология получения и обработки металлических материалов со специальными свойствами» Руководитель д.т.н., доцент ______________ Ильин А. В. Научный консультант вед. инженер _____________ Гусев М. А. Выполнил студент гр. 63314/11 __________ Маркадеева А. Ю. Санкт-Петербург 2016

2 Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого Кафедра «Функциональные материалы и технологии» УТВЕРЖДАЮ «___»__________2016 г. Зав. кафедрой Орыщенко А. С. ________________ Задание 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. по дипломному проектированию студенту Маркадеевой Алене Юрьевне Тема проекта (работы): Исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений сталей, применяемых для арктических конструкций. Срок сдачи студентом законченного проекта (работы) 31 мая 2016г. Исходные данные к проекту (работе) Перечень литературных источников, отдельные статьи, ключевые слова для поиска информации, результаты испытаний на трещиностойкость ЗТВ сварных соединений сталей F500, F620, F690, E420W, E500TM, обломки испытанных образцов для анализа, металл для исследований, результаты испытаний на трещиностойкость о.м. исследуемых сталей. Содержание расчетно-пояснительной записки (перечень подлежащих разработке вопросов): 1. Анализ литературных данных о структуре и свойствах высокопрочных судостроительных сталей, а также о требованиях, предъявляемых к ним. 2. Анализ имеющихся данных о трещиностойкости ЗТВ сварных соединений судостроительных сталей высокой прочности, включающий в себя зарубежные и российские исследования. 3. Получение статистически представительного объема данных по CTOD для металла ЗТВ у границы сплавления для сталей различного уровня прочности и при различных погонных энергиях. 4. Проведение металлографических исследований для определения % содержания отдельных структурных составляющих на фронте усталостной трещины для каждого образца 5. Статистическая обработка результатов испытаний 6. Оценка влияния на результат испытаний % содержания крупнозернистой ЗТВ и металла шва 7. Заключение о влиянии на результат испытаний % содержания крупнозернистой ЗТВ и металла шва Перечень графического материала (с точным указанием обязательных чертежей): Диаграммы нагружения при испытаниях на трещиностойкость сталей F500, F620, F690, E420W, E500TM. Консультанты к проекту (с указанием относящихся к ним разделов проекта, работы): ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей», НПК-3, вед. инженер. Гусев Максим Андреевич – проведение испытаний на трещиностойкость сварных соединений и консультация в части методик испытаний. Дата выдачи задания 29 октября 2014 г. Руководитель Ильин Алексей Витальевич, д.т.н., доцент__________________ Задание принял к исполнению_______________________________________

3 Реферат Дипломная работа содержит: 113 страниц, 39 рисунков, 29 таблиц, 46 литературных источников. В работе проводится исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений судостроительных сталей высокой прочности при низких температурах. Основной целью работы является анализ влияния процентной доли хрупких структурных составляющих (ЗТВ и металла шва) на фронте усталостной трещины на общий результат при определении параметра CTOD. В дипломной работе получен и проанализирован статистически представительный объем данных по CTOD для металла ЗТВ у границы сплавления для сталей различного уровня прочности и при различных погонных энергиях сварки, проведено металлографическое исследование макрошлифов для определения % содержания отдельных структурных составляющих на фронте трещины для каждого образца, а также проведена оценка влияния на результат испытаний % содержания крупнозернистой ЗТВ и металла шва. Построена модель процесса разрушения металла ЗТВ с учетом случайного характера фактического содержания хрупких структурных составляющих на фронте усталостной трещины.

4 Содержание Введение ............................................................................................................................. 6 Глава 1. Обзор состояния вопроса и постановка задач исследования. ........................ 8 1.1. Структура и свойства высокопрочных судостроительных сталей. Методы производства................................................................................................................... 8 1.2. Требования, предъявляемые к судостроительным сталям по Правилам Регистра. ....................................................................................................................... 17 1.3. Методы и режимы сварки судостроительных сталей, используемые при строительстве конструкций и сертификации основного металла. ......................... 25 1.4. Влияние термического цикла сварки на структуру и свойства судостроительных сталей. Критические участки зоны термического влияния (ЗТВ). ............................................................................................................................. 30 1.5. Методика определения параметров трещиностойкости сварных соединений. ........................................................................................................................................ 34 1.6. Обзор получаемых при определении CTOD ЗТВ результатов ........................ 42 1.7. Постановка задачи исследования. ....................................................................... 47 Глава 2. Экспериментальное определение трещиностойкости металла сварных соединений судостроительных сталей. ......................................................................... 49 2.1. Выбор материалов для исследования ................................................................. 49 2.2. Методика испытаний на CTOD ........................................................................... 52 2.3. Результаты испытаний основного металла ........................................................ 57 2.4. Результаты испытаний металла шва. .................................................................. 59 2.5. Построение карт распределения участков сварного соединения перед фронтом усталостной трещины испытанных образцов ........................................... 61 2.6. Полученные результаты ....................................................................................... 65 2.7. Результаты испытаний металла ЗТВ................................................................... 72 Глава 3. Анализ данных по трещиностойкости металла крупнозернистой ЗТВ ...... 75

5 3.1. Алгоритм обработки данных в виде двухпараметрического распределения Вейбулла с определением его коэффициентов ......................................................... 75 3.2. Примеры накопленных и интегральных функций распределения вероятности разрушения ................................................................................................................... 77 3.3. Сопоставление интегральных вероятностей с требованием РМРС и оценка влияния отдельных факторов ..................................................................................... 85 3.4. Анализ влияния % составляющих шва и ЗТВ на результат определения CTOD............................................................................................................................. 87 Глава 4. Моделирование процесса разрушения металла ЗТВ с учетом случайного характера фактического содержания хрупких структурных составляющих на фронте трещины. ............................................................................................................. 92 4.1. Анализ фактической вероятности содержания металла крупнозернистой ЗТВ и металла шва при разметке образцов по линии сплавления по результатам металлографических исследований. .......................................................................... 92 4.2. Теоретические представления о связи вероятности хрупкого разрушения с объемом «зоны процесса» ........................................................................................... 94 4.3. Разработка алгоритма и программы численного моделирования процесса разрушения ................................................................................................................... 97 4.4. Результаты моделирования. ............................................................................... 100 Обсуждение результатов работы. Заключение........................................................... 103 Список использованной литературы ........................................................................... 105

6 Введение В настоящее время большое внимание уделяется проблеме освоения арктического шельфа, включающей в себя необходимость постройки нефте- и газодобывающих платформ, магистральных трубопроводов и морского флота ледоколов и судов ледового плавания. Конструкции в условиях Крайнего Севера работают в особо суровых условиях эксплуатации, таких как сейсмическая активность, ветроволновое воздействие, коррозионное воздействие, а также экстремально низкие температуры до -40…-60оС. Основными материалами для строительства арктических конструкций по-прежнему остаются низколегированные высокопрочные свариваемые стали, особенностью которых является наличие вязко-хрупкого температурного перехода. Это обусловливает потенциальную опасность хрупких разрушений при снижении температуры. Очевидно, что из-за возможных тяжелых экономических и экологических последствий такая опасность должна быть полностью исключена. Поэтому для надежной и безотказной эксплуатации конструкции стали, используемые для их производства, должны удовлетворять ряду особых требований. К таким требованиям относятся: высокая прочность в сочетании с высокой пластичностью, высокая ударная вязкость, высокая сопротивляемость хрупким разрушениям в условиях резкоменяющихся температур и знакопеременных нагрузок, высокое сопротивление коррозии и слоистым разрушениям. В большинстве случаев все конструкции являются сварными, что заставляет к вышеперечисленным свойствам добавить еще одно, наиболее важное, это хорошая свариваемость материала. Поэтому указанные требования относятся не только к основному металлу, но и к металлу сварных соединений. В настоящее время в нашей стране требования к металлу морских конструкций, в том числе применяемых в условиях Арктики, регламентируются Правилами Российского морского регистра судоходства. В данной работе основное внимание уделяется моменту возникновения разрушения от возможного трещиноподобного дефекта, а именно изучению параметра трещиностойкости высокопрочных судостроительных сталей. Требования к параметру CTOD в зависимости от категории прочности стали, толщины и условий нагружения конструкции приведены в «Правилах» РМРС.

7 Фактически современные судостроительные стали, обладающие высокой чистотой по неметаллическим включениям и мелкодисперсной структурой, обеспечивают предъявляемые к ним требования по CTOD. Более сложная ситуация возникает при испытаниях металла сварного соединения—металла шва и металла зоны термического влияния (ЗТВ), где формируется неблагоприятная структура при термическом воздействии сварки (ЗТВ) и присутствует дендритная крупнозернистая составляющая (шов). Таким образом, целью работы является определение сопротивления хрупкому разрушению наиболее слабого звена – зоны термического влияния сварных соединений.

8 Глава 1. Обзор состояния вопроса и постановка задач исследования. 1.1. Структура и свойства высокопрочных судостроительных сталей. Методы производства Судостроительные стали в зависимости от их уровня прочности условно подразделяют на три категории: нормальной, повышенной и высокой прочности. Согласно Правилам Российского морского регистра судоходства (РМРС) [1] к сталям нормальной прочности относятся стали с минимальным гарантированным пределом текучести 235 МПа, повышенной - 315, 355 и 390 МПа и высокой – от 420 МПа и выше. В Российской [1] и зарубежной [2] практике используют следующий принцип маркировки судостроительных сталей: латинская буква (A, B, D, E или F), обозначающая температурную категорию (температуру испытаний на ударный изгиб образцов с острым надрезом (см. Таблицу 1.1.1.)) и число, обозначающее прочностную категорию (минимальный гарантированный предел текучести). Например, сталь E36 – имеет минимальный предел текучести 360 МПа и гарантированное значение работы удара при -40°С, сталь F500 – предел текучести не менее 500 МПа, гарантированное значение работы удара при -60°С. Таблица 1.1.1. Соответствие индексов температурной категории стали температурам испытаний на ударный изгиб Категория Температура испытаний на ударный изгиб прочности A B D E F Нормальная +20 0 -20 -40 -60 Повышенная 0 Нет -20 -40 -60 Высокая нет Нет -20 -40 -60 Помимо указанных выше характеристик, маркировка судостроительных сталей может отображать дополнительные сведения, обозначенные следующим образом [3]: S – сталь, отличающая от требований Регистра по химическому составу или другим характеристикам;

9 Z25, Z35 – сталь с нормируемой величиной относительного сужения в направлении толщины Zz ≥ 25%, Zz ≥ 35%, соответственно; W – сталь улучшенной свариваемости с нормируемым значением Zz ≥ 35%; РС – сталь, поставляемая под техническим наблюдением Регистра; ТМ – если сталь поставляется после термомеханической обработки; Arc – символ, добавляемый в качестве верхнего индекса к обозначению стали категории F, выдержавшей ряд необходимых испытаний и удовлетворяющей соответствующим требованиям. Рядом с символом указывается расчетная (минимальная) температура материала Td (без знака минус), до которой сталь может быть использована для любых конструктивных элементов без ограничений. В данной работе более подробно рассмотрены судостроительные стали, относящиеся к категории высокопрочных. Данные стали используются для сооружения конструкций, в том числе судов, работающих в экстремальных условиях, таких как низкая температура (до -60оС), ветроволновые и сейсмические нагрузки, коррозионное воздействие, динамическое воздействие ледовых полей и т.п. В связи с чем, к этим сталям предъявляется целый ряд особых требований:  Высокая прочность и пластичность;  Высокая ударная вязкость (при низких температурах);  Высокая сопротивляемость хрупким разрушениям в условиях резкоменяющихся температур и знакопеременных нагрузок;  Высокое сопротивление коррозии;  Высокое сопротивление слоистым разрушениям;  Хорошая свариваемость. Технологическая цепочка производства стали выглядит следующим образом: 1 Выплавка стали Внепечная обработка 2 Непрерывная разливка 3 ТО или ТМО 4 Хорошего качества можно добиться оптимизацией каждого процесса из данной технологической цепочки. В первую очередь важным этапом является выплавка стали: вакуумирование (а при его отсутствии противофлокенная обработка проката), внепечное рафинирование и непрерывная разливка обеспечивают стабильное металлургическое качество проката (строго регламентированный химический состав, низкое содержание вредных примесей, газов и различного рода

10 включений, минимальная ликвация). Далее в процессе внепечной обработки и непрерывной разливки можно предотвратить образование скоплений неметаллических включений в металле за счет перемешивания в ковше, защиты от попадания шлака, «мягкого обжатия» на конечном этапе затвердевания металла. Для снижения общего уровня загрязненности металла различного рода неметаллическими включениями (а также снижения уровня содержания серы) применяют модифицирование жидкой стали кальцием [5]. Т.о. одним из важных условий получения качественной стали является совершенствование технологии ее выплавки. Для разрушения дендритной структуры и формирования более равномерной зеренной структуры используют горячую пластическую деформацию получаемых при выплавке слитков (прокатка или ковка). Наряду с высоким металлургическим качеством, главным условием достижения заданных свойств высокопрочных сталей является получение структуры определенной морфологии, что обеспечивается должным уровнем легирования (основой является хромникельмедьмолибденовая композиция) и технологией производства. В качестве основных принципов легирования можно обозначить следующие [4,5]:  снижение содержания углерода (не более 0,12%), что позволяет улучшить свариваемость, повысить пластичность, ударную вязкость и хладостойкость стали и исключить повышенное карбидообразование;  легирование никелем и медью (в сумме до 2,5%), хромом (не более 1%) и молибденом (до 0,35%) для обеспечения требуемой прочности и хладостойкости;  микролегирование ниобием и ванадием, позволяющим контролировать размер зерна;  обеспечение узких пределов по химическому составу с максимально возможным снижением содержания углерода и марганца для уменьшения сегрегационной неоднородности при непрерывной разливке;  повышение чистоты стали по содержанию вредных примесей, таких как сера (до 0,010%) и фосфор (до 0,015%), газов и неметаллических включений для снижения охрупчивания.

11 Российский морской регистр судоходства [1] предъявляет же менее жесткие требования к химическому составу высокопрочных сталей, согласно его данным для получения необходимых свойств, можно взять более широкий диапазон процентного содержания легирующих элементов и примесей (Таблица 1.1.2.). Таблица 1.1.2. Химический состав высокопрочной судостроительной стали по РМРС Категория Категория прочности стали стали, МПа A 420-690 D, E F Содержание элементов, % max C Si Mn P S N 0,21 0,20 0,18 0,55 0,55 0,55 1,70 1,70 1,60 0,035 0,030 0,025 0,035 0,030 0,025 0,020 0,020 0,020 Завершающим этапом формирования структуры и свойств стали является термическая (закалка и отпуск) или термомеханическая обработка, изменяя те или иные параметры которой можно получить совершенно разные по своей морфологии и свойствам структуры. На свойства стали оказывает влияние: стабильность условий нагрева и охлаждения при закалке, режимы отпуска при улучшении, а при использовании ТМО – температура, степень деформации и особенно условия последующего ускоренного охлаждения. Технология производства высокопрочных судостроительных сталей должна обеспечивать [4]:  исключение скоплений неметаллических включений и их глобуляризацию;  строгую регламентацию температур нагрева под прокатку, температур начала и конца прокатки и температуры конца охлаждения при ТМО для измельчения зерна  формирование в процессе охлаждения при закалке стали бейнитных или бейнитно – мартенситных структур;  формирование в процессе отпуска закаленной с прокатного или печного нагрева стали мелкодисперсной карбидной фазы типа Me3C и Me7C3. Авторами статьи [6] были сформулированы основные принципы выбора оптимальной структуры для исследуемых сталей:  морфологическое подобие структурных составляющих (размер зерен, субзерен, плотность дислокаций, дисперсность карбидной фазы);

12  повышение дисперсности структуры за счет фрагментации при пластической деформации на субмикроуровне;  исключение формирования протяженных межфазных границ в стали со смешанной структурой и протяженных пластинчатых карбидов на них. Авторы статей [5, 6, 7] рассмотрели зависимость структуры и свойств высокопрочных сталей от химического состава и режимов термической и термомеханической обработки и привели следующие данные. Был проведен анализ [7] термокинетических диаграмм превращения, построенных при закалке и отпуске, а также структурный анализ высокопрочной стали марки 10ХН3МД с содержанием 0,08-0,10% С; 2,8-3,2% Ni; 0,8-1,2% Cr; 0,20,3% Mo; 0,6-0,9% Сu при скорости охлаждения от 1,7 до 74оС/с, который показал, что при таких параметрах происходит преимущественно мартенситно-бейнитное превращение и соответственно формирование мартенситно-бейнитной структуры, а при снижении углерода до 0,07%, хрома до 0,40%, никеля до 2,0%, меди до 0,5% в стали марки 09ХН2МД и при скоростях охлаждения от 8 до 46оС/с формируются преимущественно бейнитные структуры. При скорости охлаждения ниже 8оС/с в такой стали возможно появление феррита. Также для стали высокой прочности было установлено [5], что легирование стали с содержанием 0,08%-0,10%С молибденом в количестве до 0,40% подавляет выделение феррита, хром в количестве 0,7-1,1% сужает бейнитную область и снижает критическую скорость охлаждения в промежуточной области, а в сочетании с никелем, молибденом и медью обеспечивает формирование мартенситно-бейнитной структуры в широком интервале скоростей охлаждения. Помимо химического состава, на структуру, получаемую при закалке и отпуске, влияет и толщина проката. Авторами [7] было рассмотрено 3 образца из стали марки 09ХН3МД после закалки с печного нагрева толщиной 8 мм, 20 мм и 35 мм и установлено, что в первом случае формируется преимущественно мартенститная структура, во втором – мартенситно-бейнитная, а в третьем – преимущественно бейнитная структура. При помощи просвечивающей электронной микроскопии было проведено исследование структуры стали после закалки и отпуска при 610-625оС, которое позволило уточнить структурный состав стали, морфологию, а также размеры структурных составляющих. В листах толщиной 8 мм 80% площади занимает отпущенный реечный мартенсит, 20% -

13 нижний бейнит; в листах толщиной 20 мм помимо структуры дислокационного мартенсита (который занимает до 70% всей исследуемой площади) выявлен верхний и нижний бейнит (не менее 30%). А в листе толщиной 35 мм основной структурной составляющей является отпущенный гранулярный бейнит с незначительным количеством дисперсных областей высокоотпущенного реечного мартенсита. Варьируя такими параметрами как химический состав, толщина проката и режимы отпуска, в сталях хромникельмедьмолибденовой композиции можно получить различный уровень механических свойств (Таблица 1.1.3.) [7]. Таблица 1.1.3. Механические свойства стали после закалки и отпуска Режим отпуска Марка Толщи стали на, мм Температура , оС Время выдержки на 1 мм толщины Общее время выдержки 610 – 625 5,2 мин/мм 645 – 655 6,0 мин/мм 610 – 625 4,0 мин/мм 645 – 655 5,0 мин/мм 610 – 625 4,0 мин/мм 625 10 ч 650 10 ч 8 10ХН3МД 20 35 09ХН2МД 25 Механические свойства σв, σ0,2, МПа МПа 860 δ5, % ψ, % 815 18,0 50 840 790 18,0 50 830 770 24,0 59 820 775 18,0 58 880 800 20,0 73 910 795 20,0 73 805 724 20,0 74 820 695 20,0 75 810 750 16,0 68 800 760 17,0 68 726 651 21,0 79 699 629 21,0 78 656 577 22,3 79 647 568 25,0 81 В последнее время наметилась тенденция к снижению содержания легирующих элементов в стали, в том числе и углерода. В связи с этим наибольший интерес при производстве высокопрочных сталей представляет

14 термомеханическая обработка (ТМО) [7,8]. Главным следствием ТМО является наследование при последующем фазовом превращении дефектов кристаллического строения горячедеформируемого аустенита, которые фиксируются при помощи быстрого охлаждения, при отсутствии рекристаллизации. Это способствует измельчению зерна и повышению прочности стали без изменения ее пластичности и ударной вязкости или даже при повышении этих характеристик [5]. Авторами [7] был проведен анализ термокинетических диаграмм, который показал, что после нагрева до температуры аустенизации 900оС предварительная деформация со степенью 30% при этой же температуре приводит к смещению области выделения феррита в сторону больших скоростей охлаждения. Горячая пластическая деформация незначительно снижает температуру начала и конца бейнитного и мартенситного превращения в аустенитной области. После сравнения термокинетических диаграмм стали марки 09ХН2МД, построенных после нагрева до 900 и 1200оС авторы [7] пришли к выводу, что с ростом зерна аустенита в хромникельмедьмолибденовой стали увеличивается вероятность образования мартенсита и грубого реечного бейнита (Рис.1.1.1). После закалки с прокатного нагрева формируется преимущественно бейнитная структура, которая отличается большей дисперсностью по сравнению со сталью после печной закалки, что позволяет получить высокую сопротивляемость хрупким разрушениям при низких температурах. Рис.1.1.1 Микроструктура листа стали 09ХН2МДФ х370 Авторы [8] провели сравнение структуры и свойств стали марки 09ХН2МД после ТМО по двум режимам (I и II) и после ТО и получили, что помимо смеси реечного мартенсита и бейнита в образцах, обработанных по режимам I и II, присутствует небольшое количество верхнего бейнита, который не имеет реечного

15 строения, а на границах α-кристаллов присутствует значительное количество остаточного аустенита. Другой особенность структуры стали 09ХН2МД после обработки по I и II режимам авторы [8] отмечают наличие мелких частиц пластинчатой формы внутри некоторых кристаллов α – фазы, которые являются дисперсными частицами цементита. В структуре стали после обычной закалки количество мартенсита и нижнего бейнита несколько меньше, чем после ТМО по I и II режимам. Известно [8], что пластическая деформация аустенита стимулирует перлитное превращение и тормозит мартенситное и бейнитное превращения, поэтому повышение плотности дефектов кристаллического строения в аустените перед закалкой приводит к повышению прокаливаемости стали и увеличению количества мартенсита в закаленной структуре. В таблице 1.1.4. приведены результаты определения механических свойств, подтверждающие данные выводы. Таблица 1.1.4. Влияние режимов ТО и ТМО на механические свойства заготовок. Обработка Режим I: Температура Продолжительность ТМО с после- Без отпуска 640 деформационной выдержкой 670 Режим III: Без отпуска Термообработка – закалка от 900оС с печного нагрева δ5, МПа МПа % - 1229 1006 7,5 65,5 37,2 6 812 758 18,3 70,9 80,4 20 750 695 19,2 73,1 100,8 6 839 801 17,0 69,8 120,3 20 765 707 19,7 73,1 110,4 - 1147 968 11,8 65,0 16,5 6 748 685 19,3 74,0 127,5 20 700 685 20,0 75,3 136,4 6 780 732 17,4 74,0 172,2 20 726 757 19,7 76,6 220,2 - 1069 904 13,8 68,3 54,6 6 714 645 21,1 78,6 180,6 20 638 553 23,7 79,2 191,7 6 649 566 24,2 79,3 219,9 20 600 512 27,0 79,7 193,2 Без отпуска 670 Режим II: σ0,2, отпуска, ч ТМО 640 670 KV-60, σв, отпуска, оС 640 Механические свойства ψ, % Дж

16 Для высокопрочных сталей наиболее перспективной технологией является закалка с прокатного нагрева. При использовании ее для высокопрочных мартенситно-бейнитных сталей деформация осуществляется при температурах выше температуры рекристаллизации для измельчения зерна и предотвращения формирования бейнита грубого строения. Более высокая отпускоустойчивость стали после закалки с прокатного нагрева позволяет существенно повысить прочность без изменения легирования стали, при этом сохраняя высокие значения работы удара [5]. Таким образом, в настоящее время в качестве высокопрочных судостроительных сталей, гарантирующих отсутствие хрупких разрушений при низких температурах, хромникельмедьмолибденовой используют композиции, высококачественные обладающие стали мелкодисперсной бейнитной или мартенситно-бейнитной структурой. Формирование структуры необходимой морфологии осуществляется за счет выбора режимов термической или термомеханической обработки.

17 1.2. Требования, предъявляемые к судостроительным сталям по Правилам Регистра. Высокопрочные стали используются для изготовления различных конструкций, в том числе судов, работающих в особо суровых условиях, поэтому для надежной и безотказной их эксплуатации данный вид сталей должен удовлетворять ряду соответствующих требований, регламентированных Российским морским регистром судоходства [1,9]. При проектировании, исходя из условий работы и действующих нагрузок, толщины и типа конструктивных элементов, а также температуры эксплуатации, конструктор выбирает сталь конкретной прочностной и температурной категории. Исходя из действующих напряжений в конструкции, выбирается прочностная категория стали, обладающей набором стандартных механических свойств, полученных при испытаниях на растяжение согласно ГОСТ 1497-84 [12]. Требования Правил РМРС [1] к стандартным механическим свойствам высокопрочных сталей приведены в Таблице 1.2.1. Таблица 1.2.1. Механические свойства высокопрочной стали при испытаниях на растяжение Категория стали (A, D, E, F) 420 (A, D, E, F) 460 (A, D, E, F) 500 (A, D, E, F) 550 (A, D, E, F) 620 (A, D, E, F) 690 σ0,2, min, МПа 420 460 500 550 620 690 Испытания на растяжение σв, МПа 530-680 570-720 610-770 670-830 720-890 770-940 δ5, % 18 17 16 16 15 14 Температурная категория стали выбирается исходя из толщины элемента конструкции, типа связи и расчетной температуры. Элементы конструкций корпуса в зависимости от уровня напряженности, наличия значительной концентрации напряжений, сложности оформления и изготовления узлов, а также предполагаемых последствий их разрушения для безопасности судна, в целом, подразделяются на три группы связей (I, II, III). Наиболее жесткие требование предъявляются к группе связи III. Принцип определения расчетной температуры для отдельных элементов судна подробно описан в ч. II Корпус Правил РМРС [1].

18 В практике Российского судостроения был принят подход к обеспечению предотвращения хрупких разрушений корпусов судов. Данный подход состоит в следующем: для элемента конструкции из стали данной температурной (индексы A, D, E, F) и прочностной категории была определена максимальная толщина стенки, ниже которой гарантировано отсутствие хрупких разрушений, оцениваемое только по результатам испытаний на ударный изгиб. Значения максимальных толщин для высокопрочных сталей различной категории для группы связи III конструкций работающих при низких температурах приведены в таблице 1.2.2. Требуемые значения работы удара согласно РМРС [1] приведены в таблице 1.2.3. Таблица 1.2.2 Максимальная толщина стенки элемента конструкции, мм (не более) Категория стали E420W, E460W D420 E420, E460, E500W F420W, F460W F420, F460, F500W E500 F500 -30 30 10 25 80 50 20 50 Расчетная температура, оС -40 20 15 50 35 15 30 -50 15 10 35 25 10 20 Стали высокой прочности категории 620, 690 в корпусных конструкциях являются предметом специального рассмотрения Регистра. Таблица 1.2.3 Требуемая работа удара для высокопрочной стали различной категории Категория стали (A, D, E, F) 420 (A, D, E, F) 460 (A, D, E, F) 500 (A, D, E, F) 550 (A, D, E, F) 620 (A, D, E, F) 690 Работа удара KV, min, Дж Продольный образец Поперечный образец 42 28 46 31 50 33 55 37 62 41 69 46 Схожий принцип выбора материала используются для конструктивных элементов плавучих буровых установок (ПБУ) и морских стационарных платформ (МСП). В таблице 1.2.4 приведена максимальная толщина элемента конструкции в зависимости от расчетной температуры и ответственности данного элемента.

19 Таблица 1.2.4 Максимальная толщина стенки элемента конструкции, мм (не более) Категория Судостроительная стали для сталь ПБУ/МСП AQ A420,A460,A500 DQ D420,D460,D500 Второстепенные EQ E420,E460,E500 FQ F420,F460,F500 AQ A420,A460,A500 DQ D420,D460,D500 Основные EQ E420,E460,E500 FQ F420,F460,F500 DQ D420,D460,D500 Специальные EQ E420,E460,E500 FQ F420,F460,F500 Конструктивные элементы Расчетная температура материала конструкции, °С 0 -10 -20 -30 -40 -50 -60 40 25 10 50 45 35 25 15 50 50 50 45 35 25 15 50 50 50 50 50 45 35 20 45 35 25 15 50 50 45 35 25 15 50 50 50 50 45 35 25 25 15 50 40 30 20 10 50 50 50 40 30 20 10 Для конструкций ПБУ/МСП применение сталей категории прочности 620 и 690 также возможно только при специальном рассмотрении Регистра. Возможно применение данных марок стали и за пределами определенных толщин и температур, однако, для оценки их работоспособности, необходимо провести дополнительные испытания. К перечню таких испытаний относятся [10]:  определение критических температур вязко-хрупкого перехода NDT («Температура нулевой пластичности»), Ткб, DWTT (ИПГ по российскому стандарту).  испытания для определения параметра трещиностойкости CTOD (критического раскрытия вершины трещины) при статическом нагружении для основного металла и металла зоны термического влияния. Идеология контроля качества металла по критическим температурам вязкохрупкого перехода основана на их корреляции с температурой торможения трещины Та, распространяющейся по хрупкому механизму [10]. Температура NDT соответствует торможению хрупкой трещины, внедряющейся в поверхность стандартного образца прямоугольного сечения толщиной 15,19 или 25 мм. Испытание проводится по ASTM E 208 [13] и состоит в изгибном нагружении падающим грузом серии образцов с хрупкой наплавкой, нанесенной со стороны черновой поверхности проката. Испытания проводят при различных температурах и в результате определяют наибольшую температуру, при которой происходит разрушение образцов (распространение трещины до боковой

20 поверхности образца) – температуру нулевой пластичности. Полученные результаты должны удовлетворять условию: T NDT ∆T, где ΔT – величина температурного запаса в пределах от 10оС до 25оС в зависимости от толщины проката, Тd – минимальная расчетная температура эксплуатации. Еще одной характеристикой сопротивляемости стали хрупкому разрушению является температура Ткб. Это переходная температура, при которой в изломе образца натурной толщины присутствует 65... 75% волокнистой составляющей. Процедура определения температуры Ткб заключается в испытании серии образцов натурной толщины при трехточечном изгибе до разрушения при последовательном понижении температур испытания. По результатам испытания определяют значение критической температуры вязко - хрупкого перехода Ткб. Определенное значение Ткб должно соответствовать условию: 0.9Ткб 10 Значение Ткб позволяет установить безопасную нижнюю температурную границу использования судо-корпусной стали натурной толщины для морских сооружений, работающих при низких климатических температурах. Альтернативой испытаниям на Ткб являются испытания DWTT, которые проводятся в соответствии с ГОСТ 30456-97 [14]. Метод основан на разрушении образца на трехточечный изгиб одним ударом бойка свободно падающего груза вертикального копра (может использоваться и маятниковый копер) при комнатной и пониженной температурах, металлопродукцию. В указанных результате в нормативных испытаний документах определяют на температуру, соответствующую 70% волокнистой составляющей в зачетной площади излома образца, которая и будет являться температурой DWTT. Определенная температура должна соответствовать условию: DWTT T

21 Методики данных испытаний должны соответствовать требованиям РМРС [1,9]. Основным назначением испытаний на CTOD является контроль вида разрушения образца при наличии трещины. При статическом нагружении определяется параметр трещиностойкости CTOD, характеризующий сопротивление старту нестабильного разрушения от трещиноподобного дефекта. Для конструкции ПБУ/МСП в зависимости от категории ответственности и типа нагружения значения параметра CTOD для основного металла должны соответствовать значениям не ниже приведенных в таблице 1.2.5 [9]. Таблица 1.2.5 Требуемые значения CTOD для основного металла высокопрочных сталей Тип конструкции и нагружения Специальные конструкции, нагружаемые циклически Основные конструкции, нагружаемые циклически Специальные конструкции, нагружаемые статически и второстепенные конструкции, нагружаемые циклически Основные конструкции, нагружаемые статически 20 30 40 50 70 20 30 40 50 70 20 30 40 50 Уровень прочности (требуемое минимальное значение предела текучести, МПа) 420 460 500 550 620 690 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,20 0,25 0,25 0,30 0,35 0,35 0,25 0,30 0,30 0,35 0,40 0,45 0,30 0,30 0,30 0,35 0,40 0,45 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,15 0,10 0,10 0,15 0,15 0,20 0,20 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,30 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 70 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 30 40 50 70 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,15 0,10 0,10 0,15 0,10 0,15 0,15 0,10 0,10 0,15 0,20 Толщина, мм Помимо требований по CTOD к основному металлу в правилах Регистра [9] предъявляются требования к трещиностойкости металла ЗТВ (см. таблицу 1.2.6)

22 Таблица 1.2.6 Требуемые значения CTOD для металла ЗТВ высокопрочных сталей Тип конструкции и нагружения 20 30 40 50 70 20 30 40 50 70 30 40 50 Уровень прочности (требуемое минимальное значение предела текучести, МПа) 420 460 500 550 620 690 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,15 0,10 0,10 0,15 0,15 0,20 0,20 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,20 0,20 0,20 0,25 0,25 0,30 0,20 0,25 0,25 0,25 0,30 0,30 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 0,10 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 0,15 0,15 0,20 0,20 0,20 0,25 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,10 0,15 0,15 70 0,10 Толщина, мм Специальные конструкции, нагружаемые циклически Специальные конструкции, нагружаемые статически Основные конструкции, нагружаемые статически и второстепенные конструкции, нагружаемые циклически 0,10 0,15 0,15 0,15 0,20 Отдельной категорией стали высокой прочности являются стали с улучшенной свариваемостью, обозначаемые индексом «W» в конце маркировки. Механические свойства стали высокой прочности улучшенной свариваемости при испытаниях на растяжение должны удовлетворять требованиям для соответствующей категории стали без индекса «W», а значения работы удара при испытаниях на ударный изгиб должны соответствовать таблице 1.2.7 [9]. Таблица 1.2.7 Значение работы удара для стали улучшенной свариваемости высокой прочности при испытании на ударный изгиб Среднее значение работы удара, KV (Дж), min 51 55 60 Категория стали (D, E, F)420 (D, E, F)460 (D, E, F)500 Работа удара, KV (Дж), для одного образца, min 37 39 42 Таким образом, в качестве основных требований, предъявляемых к судостроительным определяемых при сталям по испытании Правилам на Регистра, растяжение являются стандартных значения механических характеристик, а так же работы удара при температуре, соответствующей

23 температурной категории стали. Но применимость данных сталей ограничена. Для расширения применимости сталей необходимо проводить ряд специальных испытаний, к которым относятся определение температур вязко-хрупкого перехода, а также параметра трещиностойкости для основного металла и металла ЗТВ. Отдельно следует рассмотреть стали с индексом “Arc”. Данный символ добавляется к обозначению стали, для которой выполнен комплекс дополнительных (специальных) испытаний по программа Регистра с целью определения характеристик вязкости и хладостойкости (определение температур вязко-хрупкого перехода Tкб, NDT, DWTT и параметра трещиностойкости CTOD для основного металла и металла ЗТВ) и удовлетворяющих требованиям предъявляемым к сталям улучшенной свариваемости и требованиям по Zсвойствам. Рядом с индексом указывается минимальная рабочая температура материала, без знака «минус», до которой сталь может быть использована без ограничений для любых конструкционных элементов. Согласно Правилам… [1] значения параметра трещиностойкости CTOD для “Arc” сталей должны соответствовать требованиям, представленным в таблице 1.2.8 для основного металла и таблице 1.2.9 для металла ЗТВ. Данные требования не в полной мере совпадают с требованиями Правил… для ПБУ/МСП [9]., предъявляемыми к материалу для специальных конструкций, нагружаемых циклически. Таблица 1.2.8 Требования к величине CTOD для основного металла сталей “Arc”, мм Толщина, мм 25-35 36-50 51-70 >70 Уровень прочности (требуемое минимальное значение предела текучести, МПа) 390-420 460-500 550-620 690 0,15 0,20 0,20 0,25 0,20 0,25 0,25 0,30 0,25 0,30 0,30 0,35 0,25 0,30 0,35 0,35

24 Таблица 1.2.9 Требования к величине CTOD для металла ЗТВ сталей “Arc”, мм Толщина, мм 25-30 31-50 >50 Уровень прочности (требуемое минимальное значение предела текучести, МПа) 390-420 460-500 550-620 690 0,10 0,10 0,15 0,20 0,15 0,15 0,20 0,25 0,20 0,20 0,25 0,30 Следует отметить, что при аттестации технологии производства стали по требованию Регистра могут также проводиться специальные виды испытаний, описанные выше, а также ряд испытаний на свариваемость. При испытаниях на свариваемость должны быть определены: химический состав и механические свойства основного металла, стойкость к образованию холодных трещин; склонность стали к старению; а также свойства сварного соединения, включающие в себя испытания на растяжение сварных соединений, определение работы удара, статический изгиб и измерение твердости.

25 1.3. Методы и режимы сварки судостроительных сталей, используемые при строительстве конструкций и сертификации основного металла. Главным условием надежной работы конструкции является не только качественный выбор основного металла ее отдельных элементов, но и способа скрепления этих элементов между собой. В настоящее время в качестве основного способа изготовления конструкции используется сварка, которая по-прежнему остается одним из лимитирующих факторов надежной эксплуатации. Это связано с тем, что довольно сложно получить металл шва с высокой вязкостью и хладостойкостью из-за получаемой литой структуры, с неблагоприятным воздействием термического цикла сварки на свариваемый металл и наличием концентрации напряжений в зоне сварного соединения. Все эти факторы существенно зависят от применяемого технологического процесса. Поэтому для гарантии длительной и безотказной работы сооружений должен быть тщательно подобран как сварочный материал, так и технологический процесс сварки. Основным принципом выбора сварочного материала является получение сварных соединений близких по уровню прочностных свойств к основному металлу. Но при этом не менее важным фактором является и стоимость этого материала, поэтому для сварки высокопрочных сталей рациональнее использовать низколегированные материалы, так как они дешевле высоколегированных и, как правило, могут обеспечить высокий уровень прочности металла шва, близкий к прочности основного металла [11]. Кроме того сварочные материалы должны обеспечивать весьма высокую работу удара и трещиностойкость сварных соединений при низких температурах. Существующие технологии разработки хладостойких сварочных материалов основаны на следующих положениях: 1) понижение содержания кислорода в металле сварного шва, 2) измельчение зерна управляемым фазовым преобразованием, 3) создание более вязкой матрицы за счёт легирующих добавок. Важнейшим требованием, предъявляемым к низколегированным сварочным материалам, является необходимость значительного ограничения допустимого содержания водорода в металле шва, высокая концентрация которого в сварном

26 соединении в первый период после окончания сварки вызывает резкое снижение сопротивляемости металла шва и околошовной зоны хрупким разрушениям, что части приводит к образованию холодных трещин [11]. Сварочные материалы для сварки сталей высокой прочности, классифицируются по категориям в зависимости от минимального предела текучести наплавленного металла, а также температуры испытаний на ударный изгиб металла шва и наплавленного металла с присвоением индексов обязательной классификации согласно таблице 1.3.1. При этом сварочные материалы должны применяться для сварки судостроительных сталей высокой прочности тех категорий, для которых они допущены Регистром, в соответствии с таблицами 1.3.2 и 1.3.3 [1,9] . Таблица 1.3.1 Классификация сварочных материалов Уровень прочности наплавленного металла или металла шва Rp0.2 или ReH, МПа, мин 420 460 500 550 620 690 Температура испытаний образцов на ударный изгиб для наплавленного металла и металла шва, °С -20 -40 -60 3Y42 4Y42 5Y42 3Y46 4Y46 5Y46 3Y50 4Y50 5Y50 3Y55 4Y55 5Y55 3Y62 4Y62 5Y62 3Y69 4Y69 5Y69 Таблица 1.3.2 Соответствие сварочного материала стали высокой прочности по температуре испытаний на ударный изгиб Идентификация категорий сварочных материалов по температуре испытаний 3Y 4Y 5Y Идентификация категорий стали высокой прочности по температуре испытаний на ударный изгиб A(420/690) D(420/690) E(420/690) F(420/690) + + + + + + + + +

27 Таблица 1.3.3 Соответствие сварочного материала стали высокой прочности по уровню прочности Идентификация категорий сварочных материалов по уровню прочности (3Y/5Y) 42 (3Y/5Y) 46 (3Y/5Y) 50 (3Y/5Y) 55 (3Y/5Y) 62 (3Y/5Y) 69 Идентификация категорий стали высокой прочности по уровню прочности (A/F)420 (A/F)460 (A/F)500 + + + - + + - + + - (A/F)550 (A/F)620 + + - + + (A/F)690 + В соответствии с требованием Регистра [1,9], сварочные материалы, применяемые для изготовления специальных и основных конструкций в толщинах более 30 мм, могут подвергаться испытаниям для определения параметра трещиностойкости CTOD. Применение для сварки сталей высокой прочности сварочных материалов всех категорий, прошедших испытания в объеме требований Регистра [1,9] возможно только для соединений с толщиной основного металла не более 70 мм. Вопрос о применимости сварочных материалов для сварки стали толщиной свыше 70 мм является предметом специального рассмотрения Регистром и требует дополнительных испытаний. Основными технологиями для сварки высокопрочных судостроительных сталей являются [15, 16, 17]: − Автоматическая сварка под флюсом Автоматическая сварка под флюсом обладает высокой производительностью вследствие автоматизации и значительной скорости расплавления электродного металла. Данный вид сварки широко применяется для выполнения протяженных швов в нижнем положении. Доля автоматической сварки под флюсом составляет примерно 10-15% в общем объеме сварочных работ. Помимо высокой производительности к достоинствам этого типа сварки можно отнести: минимальные потери электродного металла, максимально надежную защиту зоны сварки, минимальное влияние человеческого фактора на процесс сварки. К недостаткам можно отнести: необходимость более тщательной подготовки кромок под сварку, трудозатраты связанные с производством, хранением и подготовкой сварочных флюсов, трудность корректировки положения дуги относительно

28 кромок сварного соединения и отсутствие возможности выполнять сварку во всех пространственных положениях без специальных приспособлений. Уровень прочностных свойств металла шва обеспечивается в основном содержанием легирующих элементов, переходящих из сварочной проволоки. На уровень работы удара большое влияние оказывает наличие в металле серы, фосфора, кислорода и азота, а также количество, размеры и форма неметаллических включений [18, 19], что в той или иной степени определяется сварочным флюсом. К применяемому сварочному флюсу предъявляется комплекс требований по отделимости шлаковой корки, формированию сварного шва, устойчивости горения дуги под флюсом, а в некоторых случаях по количеству неметаллических включений в шве, содержанию кислорода и азота в наплавленном металле. − Механизированная (полуавтоматическая) сварка в защитном газе Механизированная сварка в защитном газе является самым распространенным видом сварки в промышленности развитых стран вследствие своей достаточно высокой производительности и технологической гибкости (возможность сварки во всех пространственных положениях, возможность обеспечения более низкого тепловложения, чем при автоматической сварке под флюсом). При механизированной сварке может быть использовано два типа проволоки: сплошная и порошковая. При использовании порошковой проволоки реализуется газошлаковая защита сварочной ванны. В качестве защитных газов, как правило, используется смесь Ar+CO2. Необходимый уровень свойств металла шва при использовании сплошной проволоки обеспечивается за счет легирующих элементов, переходящих из проволоки, а в случае порошковой проволоки – за счет легирующих элементов, переходящих из наполнителя и оболочки проволоки. − Ручная дуговая сварка покрытыми электродами Ручная дуговая сварка (РДС) покрытыми электродами является самым простым способом, обеспечивающим высокие служебные характеристики сварных соединений. Из-за небольшой производительности РДС, как правило, используется в случаях, где затруднено или невозможно использование механизированных видов сварки.

29 Уровень прочностных свойств металла шва обеспечивается легированием, как из металла электродного стержня, так и дополнительного легирования из покрытия. Такая система позволяет за счет легирования и микролегирования через покрытие получать требуемые вязкопластические характеристики металла шва. Также электродное покрытие обеспечивает формирование высококачественного металла шва за счет металлургической обработки сварочной ванны компонентами, входящими в его состав (рафинирование, модифицирование) и защиту кристаллизующегося металла от атмосферного воздействия. Поэтому РДС зачастую используется там, где требуются исключительно высокие характеристики сварного соединения (сопротивляемость хрупким разрушениям, хладостойкость) Как правило, в Программу Регистра при сертификации судостроительных сталей входят испытания их сварных соединений. Как уже отмечалось, в число данных испытаний включаются: испытания на свариваемость, а также на определение параметра трещиностойкости CTOD метала зоны термического влияния. Согласно Правилам [1,9] при изготовлении сварных проб для образцов на CTOD рекомендуется применять сварку со специальной разделкой шва (K- или Vобразную), используя одобренный Регистром технологический процесс сварки. Особой внимание должно быть уделено при этом сварочным материалам и погонной энергии. Существующая в настоящий момент практика предполагает испытание сварных соединений судостроительных сталей, выполненных на двух погонных энергиях (высокая погонная энергия 3,5-5 кДж/мм, низкая – 0,8-1,5 кДж/мм). Высокая погонная энергия достигается при автоматической сварке под флюсом, низкая – при механизированной сварке в защитном газе.

30 1.4. Влияние термического цикла сварки на структуру и свойства судостроительных сталей. Критические участки зоны термического влияния (ЗТВ). В зависимости от выбранного вида и режима сварки в процессе сварочного цикла в зоне термического влияния (ЗТВ) формируется та или иная структура, которая в свою очередь в значительной степени влияет на работоспособность сварных соединений. Поэтому при создании хорошо свариваемой стали особое внимание уделяется формированию оптимального структурного состояния в ЗТВ. Структура сравнительно ЗТВ отличается небольших участков. резкой Это неоднородностью связано с разницей в пределах температур максимального нагрева на них, и повторным нагревом различных зон в случае многопроходной сварки. Для однопроходной сварки ЗТВ может быть разделена на характерные зоны [26,27] в соответствии со схемой, представленной на рисунке 1.4.1 и 1.4.2(а). Рис. 1.4.1. Строение зоны термического влияния (ЗТВ) при однопроходной сварке судостроительной стали. 1. Участок неполного расплавления. Данный участок представляет собой зону перехода от ЗТВ к металлу сварного шва, в которой металл нагревается выше температуры солидуса, но ниже температуры ликвидуса и находится в состоянии неполного расплавления [26].

31 2. Зона крупного зерна (CGHAZ). В данной зоне температуры находятся выше точки А3 и превышают температуру интенсивного роста первичных зерен, что приводит к росту аустенитного зерна с последующим огрублением микроструктуры[20]. Вследствие чего после охлаждения этот участок ЗТВ имеет крупнозернистую микроструктуру, которая преимущественно характеризуется бейнитом/мартенситом в закаленном состоянии[21]. В этой части ЗТВ происходят наиболее резкие изменения структуры и свойств основного металла, в связи с чем особый интерес вызывает изучение процессов, происходящих при сварке судостроительных сталей, именно на данном участке [27]. Зона крупного зерна, как правило, обладает наихудшей трещиностойкостью и хладостойкостью. 3. Зона полной перекристаллизации (FGHAZ) – зона с полным полиморфным превращением, в которой нагрев осуществляется до температур выше точки А3, после чего сталь переходит полностью в состояние аустенита [20]. После охлаждения для данного участка ЗТВ характерна структура мелкозернистого феррита, которая получается после нормализации основного металла [21]. 4. Зона частичной перекристаллизации (ICHHAZ) – зона с неполным полиморфным превращением, в которой нагрев осуществляется в интервале температур А1-А3 [20]. Данных температур недостаточно для полного превращения стали в аустенит, поэтому превращение проходит лишь частично [21]. Данная зона также может обладать пониженной трещиностойкостью. 5. Зона отпуска (SCHAZ) – зона с изменениями только в пределах твердого раствора или в субструктуре, в которой нагрев идет ниже температуры точки А1 [20]. Изменение структуры на данном участке зависит от исходного состояния основного металла перед сваркой, могут происходить процессы разупрочнения, связанные с отпуском и рекристаллизацией в зоне сварки металла [26]. Иногда может происходить коагуляция карбидов. В случае многопроходной сварки строение ЗТВ несколько усложняется из-за многократного воздействия термических циклов на одни и тот же участок, как показано на рис.1.4.2.

32 Рис. 1.4.2. Термический цикл при (а) однопроходной сварке и (б) многопроходной сварке. Помимо основных участков ЗТВ добавляются еще зоны, полученные в результате наложения сварных валиков друг на друга. Так, например, для крупнозернистого участка ЗТВ это: а) неизмененная крупнозернистая ЗТВ (UCGHAZ); б) закритически повторно нагретая крупнозернистая ЗТВ (SCCGHAZ); в) интеркритически повторно нагретая крупнозернистая ЗТВ (ICGHAZ); г) субкритически повторно нагретая крупнозернистая ЗТВ (SCGHAZ)[22]. В зависимости от способа сварки ширина участков ЗТВ может изменяться, но ориентировочно она равняется значениям, приведенным в таблице 1.4.1[21]. Таблица 1.4.1 Ширина участков ЗТВ при разных способах сварки Способ сварки Ширина зоны термического влияния, мм выше А1 выше А3 зона перегрева Ручная дуговая 3-8 0,3-1 0,1-0,3 В защитных газах 3-8 0,3-1 0,1-0,3 Под флюсом 3-15 0,3-2 0,1-0,5 Электрошлаковая 5-50 1-10 0,5-5 Электронно-лучевая 0,3-1 0,1-0,3 0-0,01 Плазменная 0,3-1 0,1-0,3 0-0,1 Ширина ЗТВ зависит не только от способа сварки, но также и от ее параметров. Главным образом такими параметрами являются: температура

33 подогрева, толщина свариваемой стали, тип соединения, а также величина погонной энергии сварки. При одном и том же напряжении сварки погонную энергию можно регулировать, изменяя сварочный ток или скорость сварки, но в результате изменения данных параметров меняется как форма проплавления, так и ширина ЗТВ[20]. В результате получается, что с увеличением погонной энергии сварки, увеличивается и размер зоны термического влияния. Таким образом, при исследовании трещиностойкости ЗТВ наибольший интерес представляют два участка: крупнозернистая ЗТВ и зона частичной перекрестализации.

34 1.5. Методика определения параметров трещиностойкости сварных соединений. В настоящее время единственным общепринятым мировым стандартом на испытания для определения параметров трещиностойкости сварных соединении при статическом кратковременном нагружении является британский стандарт BS EN ISO 15653 [28]. Сами испытания представляют собой квазистатическое нагружение образца заданной геометрии с предварительно выращенной на нем усталостной трещины. При сертификации листового проката и металла его сварных соединений, как правило, используют один из следующих типов образцов: 1) образец прямоугольного сечения на трехточечный изгиб, соответствующий типу IV по ГОСТ 25.506 [29] или Bx2B SENB (в англоязычной литературе); 2) образец квадратного сечения на трехточечный изгиб BxB SENB (в англоязычной литературе), где B – толщина образца; 3) компактный образец на внецентренное растяжение, соответствующий типу III по ГОСТ 25.506 [3] или straight notch C(T) (в англоязычной литературе); 4) компактный образец со ступенчатым надрезом step notch C(T) (в англоязычной литературе). На практике, как правило, испытывают образцы типа SENB (рис.1.5.1) из-за их относительной простоты изготовления, более простой оснастки для испытаний и необходимости менее мощной испытательной машины, по сравнению с компактными образцами. Также при испытании металла сварных соединений использование образцов типа C(T) затруднено необходимостью разметки положения надреза, и как следствие невозможностью изготовления образца сразу в размер. Компактные образцы используют при недостатке металла и при больших толщинах, поскольку они имеют меньшие, по сравнению с образцами типа SENB, габариты.

35 Рис. 1.5.1 Призматический образец с краевой трещиной для испытаний на трехточечный изгиб (тип SENB) К геометрическим параметрам образца предъявляются жесткие требования, что вызвано необходимостью соблюдения подобия испытываемых образцов и применимостью формул используемых при расчете параметров трещиностойкости. Толщину образца выбирают максимально приближенной к натурной толщине проката, т.к. толщина образца может оказывать существенное влияние на результаты испытаний ввиду различного напряженного состояния и масштабного эффекта. В образцах большой толщины напряженное состояние приближенно к плоской деформации (ПД), в тонких образцах к плоскому напряженному состоянию (ПНС) [30,31]. В случае невозможности испытания образцов натурной толщины допускается испытывать образцы уменьшенной толщины с нанесенными на их боковых поверхностях канавками, ограничивающие развитие пластической деформации. Боковые канавки наносятся в плоскости надреза, их глубина должна составлять от 0,8 до 0,12 B (B-толщина) при угле раскрытия (90±5)° и радиусе при вершине 0,25 мм. Кроме того, боковые канавки могут использоваться для облегчения получения прямолинейного фронта трещины Согласно стандарту [28] при испытании сварных соединений образец с надрезом располагают одним из способов, указанных на рис. 1.5.2. В российской практике при сертификационных испытаниях использую образец типа NP.

36 1 – направление проката N – нормаль по отношению к направлению шва P – параллель по отношению к направлению шва Q – направление толщины шва Рис. 1.5.2 Расположение образцов В зависимости от цели проведения испытаний надрез на образцах располагается одним из следующих способов: - при аттестации процедур сварки надрез, как правило, выполняется по определенной зоне сварного соединения (в английской литературе «weld positional») (Рис. 1.5.3). - при сертификации основного металла (проверке его на «свариваемость») надрез выполняется по определенной структурной составляющей (в английской литературе «specific microstructure») (Рис. 1.5.4) таким образом, чтобы фронт трещины пересекал наибольшее количество рассматриваемой микроструктуры (целевая структура).

37 Ориентация Геометрия Расположение надреза По центру шва По корню шва По линии сплавления с пересечением на 1/2 толщины По линии сплавления с пересечением на 1/4 толщины Поперек шва Поперек, до центра шва Рис. 1.5.3 Разметка надреза по зоне сварного соединения (WP)

38 Ориентация Геометрия Расположение надреза Рис. 1.5.4 Разметка надреза по определенной структурной составляющей (SM) При сертификации основного металла судостроительных сталей по программам Регистра основные требования к методике проведения испытаний приведены в Правилах РМРС [1,9]. Фактически испытания для определения параметров трещиностойкости сварных соединений проводятся в соответствии с британским стандартом [28] и методиками, утвержденными РМРС (например, во ФГУП ЦНИИ «КМ «Прометей» - СТО-07516250-233-2012 [32]). Согласно Правилам… Регистра [1,9] при определении трещиностойкости ЗТВ надрез следует выполнять так, чтобы вершина трещины по возможности большей длине ее фронта располагалась в слое целевой структуре, обладающей предположительно наименьшей вязкостью. При отсутствии специальных указаний

39 сварка проб осуществляется при максимальной погонной энергии, применяемой согласно нормативной документации для данной стали, а разметка надреза осуществляется по зоне максимального перегрева при сварке (крупнозернистой ЗТВ) на расстоянии до 1 мм от линии сплавления. На практике при сертификации судостроительных сталей по программам Регистра, обычно испытывается два комплекта из 36 образцов (3 температуры х 7 по ближней ЗТВ + 5 по дальней ЗТВ), сваренных на низкой (0.8-1.5 кДж/мм) и высокой (3.5-5.0 кДж/мм) погонных энергиях. В качестве целевой структуры, как правило, выбирается зона крупнозернистой составляющей (ближняя ЗТВ) и зона частичной перекресиализации (дальняя ЗТВ, соответствующая границе травления). Данные зоны обладают наименьшей трещиностойкостью. При разметке надреза по определенным структурным составляющим придерживаются следующей процедуры. От каждой сварной карточки изготавливают и протравливают поперечный макрошлиф сварного соединения, по которому оценивают возможность изготовления образцов с требуемым расположением надреза (рис.1.5.5). Для образцов с надрезом по толщине (NP) его следует располагать так, чтобы вершина усталостной трещины попала в зону требуемой структуры в пределах центральных 75 % толщины. Рис.1.5.5 Пример разметки необходимого положения надреза. Надрез по толщине для испытания ЗТВ размечается следующим образом. Поверхность заготовки, от которой будет идти надрез, и противолежащая

40 поверхность должны быть зашлифованы и протравлены, чтобы увидеть шов и ЗТВ. На обеих поверхностях прочерчиваются линии, указывающие желаемое положение надреза, с учетом анализа макрошлифов. По боковым сторонам заготовки чертятся линии, продолжающие разметку на противолежащей поверхности и перпендикулярные этой поверхности. На рёбрах поверхности, от которой будет идти надрез, усредняют точки концов предварительной линии разметки и перпендикуляров на боковых сторонах, и проводят окончательную линию разметки. После испытаний металла ЗТВ на трещиностойкость с разметкой надреза по определенной структурной составляющей (SM) необходимо провести металлографический анализ испытанных образцов для регистрации фактического положения начальной трещины и траектории ее распространения. Для этого используется половина испытанного образца со стороны металла шва, из которой в последующем изготавливаются шлифы. Образец размечается и распиливается согласно схеме, указанной на рис.1.5.6. Рис. 1.5.6. Схема разрезки испытанных образцов для металлографических исследований

41 Плоскость шлифа для исследования должна быть перпендикулярна плоскости излома и пересекать усталостную трещину в пределах 2 мм от ее максимальной длины. При этом усталостная трещина в плоскости шлифа должна составлять свыше 75% в средней части толщины образца. Затем отрезанный шлиф подвергается травлению и дальнейшему исследованию при помощи оптической микроскопии для определения структурных составляющих, по которым прошло разрушение. Зачетным участком, на котором устанавливается относительная протяженность (процент) попадания фронта усталостной трещины в пределы целевой структуры при анализе готового шлифа считаются средние 75% толщины образца. Согласно Правилам [9] считается достаточным наличие по фронту начальной усталостной трещины участка целевой микростуктуры протяженностью 15% толщины образца. После испытаний металла ЗТВ на трещиностойкость с разметкой надреза по определенной зоне сварного соединения (WP) подобные металлографические исследования не проводятся.

42 1.6. Обзор получаемых при определении CTOD ЗТВ результатов В настоящее время вопросу исследования трещиностойкости металла ЗТВ сварных соединений низколегированных сталей посвящен большой объем работ, поскольку данный вид испытаний является одним из наиболее критичных при оценке сопротивления материала хрупким разрушениям. Особенно актуальным данный вопрос стал с началом освоения арктического шельфа, где конструкции вынуждены работать при экстремально низких температурах. При температурах испытаний, соответствующих условиям эксплуатации в бассейнах Арктики, отдельные структурные составляющие сварного соединения склонны к хрупкому разрушению или находятся в области вязко-хрупкого перехода даже для наиболее хладостойких сталей и сварочных материалов. Следствием этого является как большой разброс получаемых данных по CTOD, так и чувствительность испытаний к методике их проведения [34,35]. Авторами статей [34,35] был проведен анализ влияния содержания крупнозернистой структурной составляющей ЗТВ и металла шва на фронте усталостной трещины на результаты определения параметра трещиностойкости CTOD сварных соединений сталей Е36-E40Z при температурах -40…-50°С. Массив имеющихся данных разбивался на выборки с содержанием крупнозернистой составляющей от 0 до 5%, от 5 до 10% и т.п. Для каждой выборки было определено среднее значение CTOD. Результаты данного анализа представлены на рис.1.6.1 [34]. Рис. 1.6.1 Зависимость среднего CTOD от содержания крупнозернистой составляющей ЗТВ на фронте трещины для сварных соединений сталей Е36-E40Z.

43 Из рис.1.6.1 видна тенденция к снижению среднего значения CTOD при увеличении доли крупнозернистой составляющей ЗТВ и металла шва на фронте усталостной трещины. Однако данный вид обработки не позволяет полностью оценить разброс полученных результатов CTOD в пределах выборки. Схожие результаты были получены и за рубежом (рис. 1.6.2 [37]). В работе [37] авторами исследовалась трещиностойкость крупнозернистой составляющей ЗТВ сварного соединения, выполненного автоматической сваркой под флюсом при тепловложении 3 и 5 кДж/мм, стали толщиной 30 мм с пределом текучести 467 МПа. Испытания проводились при температуре -50°С на полнотолщинных образцах Вх2В. Рис. 1.6.2 Зависимость критического значения CTOD от протяженности крупнозернистого участка ЗТВ (CGHAZ) на фронте усталостной трещины для сварных соединений стали с пределом текучести 467 МПа Из рис. 1.6.2 очевидно, что при увеличении количества крупнозернистой ЗТВ на фронте усталостной трещины критическое значение CTOD понижается, но при этом наблюдается некоторый разброс данных. В еще одной работе [38], посвященной рассматриваемому вопросу, приведено значительно большее количество данных, позволяющих проанализировать ситуацию в целом. На рис. 1.6.3 представлена зависимость критического значения CTOD от

44 протяженности крупнозернистого участка ЗТВ на фронте усталостной трещины, включающая в себя наиболее статистически представительный объем данных. Рис. 1.6.3 Зависимость критического значения CTOD от протяженности крупнозернистого участка ЗТВ на фронте усталостной трещины. Приведенные на рис.1.6.3 данные представляют собой «облако» точек, не выстраивающихся в ярко выраженную зависимость, однако следует отметить, что при протяженности крупнозернистой ЗТВ более 4 мм отдельные значения CTOD становятся ниже 0.1 мм, в то время как при протяженности крупнозернистой ЗТВ менее 4 мм значения CTOD находятся в диапазоне от 0.1 до 3 мм. Такой разброс данных может быть связан с одновременным влиянием на трещиностойкость как крупнозернистой составляющей ЗТВ, так и металла шва, так как при разметке по крупнозернистой ЗТВ существует вероятность частичного попадания фронта усталостной трещины в металл шва, который также может быть склонен к хрупким разрушениям. Авторы работы [36] решили исключить влияние хрупкого металла шва путем замены низколегированных сварочных материалов аустенитными. Но, вопреки

45 ожиданию, результаты испытаний образцов, выполненных аустенитными электродами, оказались хуже, чем при сварке низколегированными материалами, что видно на рис. 1.6.4 [36]. Рис. 1.6.4 Результаты определения CTOD ЗТВ на полномасштабных образцах при сварке низколегированными (1, 2) и аустенитными (3) материалами: 1,3 – низкое тепловложение, 2 - высокое Возможной причиной получения таких результатов является увеличение зоны крупного зерна до 1 мм при сварке аустенитом, связанное с более продолжительным перегревом металла ЗТВ вблизи границы сплавления. Таким образом, величина CTOD для металла ЗТВ зависит от выбранной технологии сварки, что является основным недостатком стандартизованной процедуры оценки качества стали. Вследствие этого представляется особенно актуальным переход на образцы с имитацией сварочного термического цикла. Подобные исследования уже проводятся за рубежом. Так, например, авторы статьи [39] проводили испытания образцов 10х10 мм, на которых моделировался термический цикл сварки. Исследовалось два вида микроструктур: а) крупнозернистая ЗТВ (CGHAZ); б) крупнозернистая ЗТВ, подверженная повторному нагреву в интеркритическом интервале температур (ICCGHAZ). Результаты данных испытаний показали следующее: значение CTOD для ICCGHAZ находились в диапазоне 0.0250.085 мм, а для CGHAZ наблюдается значительный разброс результатов, значения CTOD лежат в пределах 0.035-0.308 мм. Кроме того, авторами работы [40] было проведено сравнение между собой трещиностойкости крупнозернистой ЗТВ реального сварного соединения и

46 смоделированного. В обоих случаях использовались образцы 10х10 мм. Испытания проводились при температурах -30°С и -60°С. Полученные результаты представлены в таблице 1.6.1. Таблица 1.6.1 Значения CTOD, полученные при испытаниях ЗТВ реального и смоделированного сварного соединения Температура испытаний, °С -30 ЗТВ реального сварного соединения 0.25-0.55 Смоделированная ЗТВ 0.05-0.51 -60 0.02-0.1 0.04-0.12 Соотношение между получаемыми значениями CTOD для ЗТВ реального и смоделированного сварного соединения будет зависеть от общего уровня трещиностойкости. В случае низкой трещиностойкости оба варианта показывают практически идентичные результаты, однако с увеличением уровня трещиностойкости образцы с реальным сварным соединением будут показывать более высокие значения, чем образцы с моделированным. Это связано с тем, что при испытаниях реального сварного соединения доля крупнозернистой ЗТВ на фронте усталостной трещины никогда не достигает 100%. Таким образом, при испытаниях на трещиностойкость ЗТВ наблюдается большой разброс данных с высокой долей вероятности получения неприемлемо низких значений даже для наиболее хладостойких сталей. Поэтому последнее время за рубежом одним из основных направлений при разработке требований к хладостойким материалам стало определение корректности применяемых методик испытаний. Дело в том, что испытания на трещиностойкость образцов SENB натурной толщины могут быть чрезмерно консервативными по сравнению с работой материала в реальной конструкции. Схема нагружения натурных элементов конструкции ближе к растяжению, а возможные размеры дефекта вряд ли превышают 0,2 толщины сварного соединения. В связи с этим, активно рассматриваются альтернативные методики испытания на трещиностойкость: испытания малых образцов SENB, образцов с неглубокой трещиной и образцов типа SENT (single edge notch tension). К слову изменение методики испытаний действительно приводит к получению различных результатов [41, 42].

47 1.7. Постановка задачи исследования. Из приведенных литературных данных видно, что получаемые при испытаниях ЗТВ сварных соединений значения CTOD имеют большой разброс, при этом возможно получение отдельных неприемлемо низких результатов (неудовлетворяющих требованиям Регистра) даже для наиболее хладостойких сталей, основной металл которых обладает высокой трещиностойкостью при экстремально низких температурах. При этом наблюдается тенденция к снижению среднего значения CTOD при увеличении доли целевой структуры на фронте усталостной трещины. Интерпретации мешает одновременное влияние на трещиностойкость как крупнозернистой составляющей ЗТВ, так и металла шва, который также может быть склонен к хрупким разрушениям. Таким образом, остаются нераскрытыми следующие вопросы: - действительно ли трещиностойкость ЗТВ не коррелирует с данными для основного металла? - как влияет разброс данных на вероятность получения результатов, не удовлетворяющих требованиям Регистра? - влияет ли % попадания в целевую структуру на результаты? - какая должна быть «истинная» трещиностойкость, если результат испытаний искажается методически. В связи с этим формулируются следующие задачи исследования: 1. Получение статистически представительного объема данных по CTOD для металла ЗТВ у границы сплавления для сталей различного уровня прочности и при различных погонных энергиях сварки. Температуры испытаний -40...-50С. 2. Проведение металлографических исследований для определения % содержания отдельных структурных составляющих на фронте трещины для каждого образца.

48 3. Статистическая обработка результатов испытаний, оценка возможной связи трещиностойкости металла ЗТВ с характеристиками основного металла и погонной энергией при сварке. Для этого необходимо: 3.1 Определение интегральных функций вероятности разрушения для всех серий образцов, мат. ожиданий и к-та формы распределений; 3.2 Определение вероятности получения неблагоприятного результата по Правилам Регистра. 4. Оценка влияния на результат испытаний % содержания крупнозернистой ЗТВ и металла шва.

49 Глава 2. Экспериментальное определение трещиностойкости металла сварных соединений судостроительных сталей. 2.1. Выбор материалов для исследования В качестве материалов для исследования были взяты высокопрочные судостроительные стали марок E420W, F500W, испытания которых проводились в рамках сертификации материала по программам Регистра, стали марок F500, F620, F690, а также сталь зарубежного производства E500TM. Основные механические характеристики выбранных сталей представлены в таблице 2.1.1. Таблица 2.1.1 Основные механические характеристики исследуемых сталей Марка стали Толщина, мм E420W 60 F500W 60 E500TM 25 F500 50 F620 50 F690 50 σ0.2, σв, МПа МПа δ5, % 450-485 468 550-550 550 551-550 550 593-581 587 740-759 750 827-823 825 550-570 560 610-620 615 631-633 632 644-645 645 792-802 797 856-858 857 30-32 31 21-21 21 24-24 24 21-21 21 20-20 20 20-19 19 ψ вz KV, Дж направлен -40 ии 73-76-78 79-77-79 68-72-72 56-65-55 66-59-64 282-310-311 301 202-212-225 213 231-211-276 239 205-232-233 223 206-191-211 203 -60 283-270-297 283 290-275-273 279 220-198-178 199 187-146-181 171 221-204-195 207 186-205-182 191 При сертификационных испытаниях на трещиностойкость сталей E420W, F500W по программам Регистра, а также при испытаниях сталей F500, F620, F690 использовались образцы, вырезанные из стыковых сварных соединений с К образной разделкой, изготовленные с помощью двух вариантов сварки: полуавтоматическая в защитном газе и автоматическая сварка под флюсом с низким и высоким тепловложением соответственно. Для изготовления образцов из зарубежной стали E500TM использовалась только автоматическая сварка под флюсом. При сварке использовались как зарубежные, так и отечественные сертифицированные сварочные материалы. Более подробно режимы сварки и выбранные сварочные материалы представлены в таблице 2.1.2.

50 Таблица 2.1.2 Режимы сварки и выбранные сварочные материалы для исследуемых сталей Марка стали Толщина, мм E420W Е500TM F500 60 25 50 F500W F620 Сварочные материалы Тепловло жение, кДж/мм Полуавтоматическая в защитном газе Порошковая проволока CITOFLUX R82SR ø1.2 мм в смеси газов CO2+Ar 0.8 Автоматическая под флюсом Проволока OE-SD3 ø4 мм и флюс OP121TT 3.5 Автоматическая под флюсом Проволока Св – 10ГНА ø4 мм, флюс ОК 10.62 3.5 Полуавтоматическая в защитном газе Порошковая проволока Megafill 15R ø1.2 0.8 Автоматическая под флюсом Проволока Св-10ГН ø4 мм, флюс 48АФ61/10 3.5 Полуавтоматическая в защитном газе Порошковая проволока FLUXOFIL 20 HD ø 1.2 мм в защитной газовой смеси М21 (80%Ar+20%CO2) 0.8 Автоматическая под флюсом Проволока PITTARC S3Ni1Mo 4 мм под флюсом марки OP 121 TT 3.5 Полуавтоматическая в защитном газе Порошковая проволока Megafill 14R ø1.2 0.8 Автоматическая под флюсом Проволока ЭП-934 ø5 мм, флюс 48АФ61/8 3.5 Полуавтоматическая в защитном газе Порошковая проволока Megafill 13R ø1.2 0.8 Автоматическая под флюсом Проволока ЭП-934 ø5 мм, флюс 48АФ61/8 3.5 60 50 F690 Вид сварки 50 Количество испытанных образцов и температуры испытаний представлены в таблице 2.1.3.

51 Таблица 2.1.3 Объем и температуры испытаний Марка стали E420W Тиспытаний, °С Вид сварки Количество образцов -30 Полуавтоматическая 36 Автоматическая 36 Автоматическая 9 Полуавтоматическая 6 Автоматическая 9 -40 Полуавтоматическая 36 -50 Автоматическая 59 Полуавтоматическая 9 Автоматическая 9 Полуавтоматическая 15 Автоматическая 6 -40 -50 Е500TM F500 F500W -20 -40 -40 F620 -40 F690 -40 Итого 230 Таким образом, для исследования были выбраны стали, охватывающие весь диапазон категорий высокопрочных судостроительных сталей, нормируемый Правилами Регистра.

52 2.2. Методика испытаний на CTOD Испытания на определения параметра трещиностойкости проводились на образцах с краевым надрезом (тип SENB) на трехточечный изгиб на сервогидравлической машине SCHENCK 1000 кН, оснащенной криотермокамерой. Скорость перемещения нагружающей траверсы испытательной машины была постоянной в процессе испытания и обеспечивала скорость роста коэффициента интенсивности напряжений в пределах (0,5…1,5) МПа.м1/2/с на упругом участке деформирования. Перед непосредственным проведением испытанием на образцах с нанесенным надрезом выращивали исходную усталостную трещину. Нанесение усталостной трещины проводилось при комнатной температуре с заранее выбранной нагрузкой, соответствующей требованиям стандартов на испытание [28, 29, 32]. Раскачка усталостной трещины проводилась на сервогидравлической машине SCHENCK 250 кН при частоте нагружения 10-15 Гц и коэффициенте асимметрии цикла R=0.1. Текущая длина трещины определялась автоматически при контроле изменения упругой податливости образца, с помощью датчика раскрытия с базой 10 мм и ходом 3 мм. Число циклов нагружения составляло не менее 30000 циклов. Сварные образцы в нетермообработанном состоянии имеют остаточные напряжения, присутствие которых может привести к неравномерному росту усталостной трещины. Для получения прямолинейного фронта усталостной трещины перед началом ее раскачки проводилось механическое снятие остаточных напряжений, а именно, локальное обжатие боковых поверхностей образца в его нетто-сечении. Величина пластической деформации не превышало 1%. Готовые образцы с уже выращенной усталостной трещиной охлаждались до требуемой для испытания температуры в криотермокамере и затем подвергались воздействию усиливающейся монотонной нагрузки по схеме нагружения, соответствующей рис. 2.2.1. В процессе испытания производятся измерения силы, действующей на образец в каждый момент времени, раскрытия берегов надреза V и перемещения по линии действия силы (прогиб) Δ, фиксируемые установленными датчиками раскрытия и перемещения. Нагружение образца останавливалось после разрушения (хрупкое распространение трещины) или после прохождения плато максимальных нагрузок.

53 P Датчик перемещения (Δ) Датчик раскрытия (V) P/2 P/2 Рис. 2.2.1. Схема нагружения образцов при испытаниях на трещиностойкость По завершению испытания производилась обработка полученных результатов по следующей схеме:  измерение длины исходной усталостной трещины;  измерение статического подроста трещины;  построение и анализ диаграммы нагрузка-раскрытие берегов надреза (P-V) с выбором расчетной точки, соответствующей критическому событию;  расчет параметра трещиностойкости CTOD. Измерение исходной усталостной трещины и её стабильного подроста проводилось в соответствии со стандартами [32,33] в 9 точках, равноудаленных друг от друга по схеме, приведенной на рис. 2.2.2.

54 Рис. 2.2.2 Измерение исходной усталостной трещины При анализе получаемых диаграмм нагружения при испытаниях на определение параметра трещиностойкости CTOD можно различить три типа диаграмм (рис.2.2.3),: Тип I - диаграмма с резким падением нагрузки, соответствующая хрупкому разрушению образца. Тип II- диаграмма с так называемым «pop-in»-ом - остановленным проскоком трещины. Тип III - диаграмма с плато максимальных нагрузок, соответствующая вязкому разрушению образца. В зависимости от типа диаграммы выбирается расчетная точка для определения критического параметра CTOD. Для диаграммы типа I в качестве расчетной точки выбирается точка, соответствующая разрушению (максимум нагрузки), диаграмм типа II – первое достижение плато максимальных нагрузок. Для диаграмм типа II необходимо проводить оценку значимости скачка по следующей процедуре. Хрупкий проскок принимается во внимание в том случае, если при этом произошло падение нагрузки и/или рост раскрытия (V) на более чем 1% от

55 значений, регистрируемых к моменту скачка. Для таких скачков рассчитывается величина F: , где n – номер скачка, ν1 – упругая часть раскрытия на момент 1-ого скачка, Pn – нагрузка на момент n – ого скачка, νn – упругая часть раскрытия на момент n – ого скачка, yn – падение нагрузки при n-ом скачке, xn – возрастание раскрытия при n-ом скачке. Нагрузка, Р Раскрытие берегов надреза V Рис. 2.2.3. Оценка скачков на диаграмме типа III Если 0,05, то скачок считается значимым и критическое значение CTOD рассчитывается для точки соответствующей началу этого скачка [33]. Значение параметра трещиностойкости CTOD в случае испытания образца типа SENB рассчитывается по формуле:  Pcr    BW 1 .5 a  f 0 W 0.4(W  a 0 )V p   (1   2 )   0.4W  0.6 a 0  z   2 YS E где В – толщина образца, мм; W – высота изгибного образца, мм; ао – средняя начальная длина усталостной трещины, мм; v – упругий коэффициент Пуассона; E – модуль упругости, МПа; z – возвышение острых кромок ножевых опор, контактирующих с датчиком раскрытия, над поверхностью образца, мм; Vр – пластическая составляющая V, мм (определяется согласно рис.2.2.4),

56 соответствующая Рсr; Рсr– нагрузка, приложенная в момент возникновения критического события (хрупкого разрушения образца, значимого проскока хрупкой трещины (pop-in), достижение плато максимальных нагрузок, Н; σYS – предел текучести испытываемого материала при температуре испытаний, МПа. Рис. 2.2.4. Определение пластической составляющей раскрытия (V) В зависимости от типа критического события и от величины статического подроста ему предшествующего различают три типа параметра CTOD (δ): 1) δС – соответствует срыву нагрузки (разрушение образца или хрупкий проскок трещины pop-in) при условии, что предшествующий ему статический (вязкий) подрост трещины не превосходит 0.2 мм. 2) δU – соответствует срыву нагрузки (разрушение образца или хрупкий проскок трещины pop-in) при условии, что предшествующий ему статический (вязкий) подрост трещины не менее 0.2 мм. 3) δm– соответствует достижению плато максимальных нагрузок (характерно при вязком разрушении образца). При сертификационных испытаниях тип события имеет не очень большое значение, важным является выполнение предъявляемых требований по абсолютному значению CTOD. Тип события играет роль при применении расчетных методик для конкретных дефектов в реальных конструкциях.

57 2.3. Результаты испытаний основного металла Перед тем как исследовать трещиностойкость металла зоны термического влияния выбранных материалов необходимо проанализировать трещиностойкость основного металла не подверженного изменению в ходе термического цикла сварки. На рис. 2.3.1 представлены имеющиеся зависимости параметра трещиностойкости от температуры для исследуемых сталей, полученные при испытании полнотолщинных образцов типа SENB, вырезанных в поперечном направлении относительно проката.

58 Рис. 2.3.1 Результаты испытаний основного металла Из полученных результатов видно, что из выбранных материалов наибольшей трещиностойкостью обладает сталь марки F500W, имеющая в диапазоне температур -50…-70°С значение CTOD 1-2 мм. Для сталей F620 и F690 также получены довольно высокие результаты – при температурах -40, -50°С разрушения имеет преимущественно вязкий характер (событие M), а значения CTOD лежат в диапазоне 0.4..0.7 мм. Остальные же результаты не находятся на столь высоком уровне, но тем не менее они удовлетворяют в большинстве своем требованиям РМРС.

59 2.4. Результаты испытаний металла шва. Помимо основного металла на трещиностойкость был испытан также и металл сварного шва при температуре -40°С, результаты данных испытаний представлены на рис. 2.4.1. Целью этих испытаний являлось определение значений трещиностойкости сварочных материалов, которыми были выполнены сварные соединения.

60 Рис. 2.4.1. Результаты испытаний металла шва. В отличие от ситуации с основным металлом, результаты, полученные при испытаниях металла шва, показывают совсем иную картину. Все сварочные материалы имеют низкую трещиностойкость, среднее значение CTOD находится в пределах от 0.05 до 0.08 мм. В связи с этим возникает вопрос: не оказывает ли это отрицательное влияние на результаты испытаний ЗТВ сварных соединений в целом.

61 2.5. Построение карт распределения участков сварного соединения перед фронтом усталостной трещины испытанных образцов После испытаний (выполненных в объеме табл.2.1.3) образцов с разметкой по ЗТВ проводился металлографический анализ для регистрации фактического положения исходной усталостной трещины. Для этого из каждого образца изготавливался макрошлиф, этапы изготовления которого представляли собой следующую последовательность: сначала испытанные образцы разрезались в соответствии со схемой, представленной на рис. 1.5.6, и далее отправлялись на шлифовку. После прохождения всех необходимых механических обработок, уже готовые шлифы подвергались травлению в 10%-ом растворе кислоты HNO3. Далее готовые макрошлифы сканировались и обрабатывались на компьютере при помощи программы AutoCAD. Процедура данной обработки включала в себя следующие этапы: 1. Отсканированное изображение макрошлифа открывалось в программе AutoCAD, после соответствовало чего выставлялся ширине размер, макрошлифа значение которого (нетто-толщина образца). Полученное число заносилось в таблицу MS Office Excel вместе с ранее замеренной нетто-толщиной образца для того, чтобы при пересчете длин участков в проценты учесть масштаб. 2. Так как зачетным участком, на котором устанавливается процент попадания фронта усталостной трещины в пределы той или иной структуры сварного соединения, считаются средние 75% толщины образца, то с каждой стороны изображения макрошлифа отсекался участок, равный 12.5% от ширины макрошлифа. При дальнейшей обработке эти участки не учитывались. 3. На зачетном участке обводился контур валиков сварного соединения, лежащих вблизи фронта усталостной трещины. Перед тем как проводить дальнейший анализ макрошлифов, было необходимо определить на какое количество участков поделить ЗТВ, а так же ширину этих участков. Для этого был проведен микроструктурный анализ ЗТВ образцов из стали F500W сваренных как автоматическим, так и полуавтоматическим способом сварки, а также определена ширина ЗТВ при

62 помощи линейки на предварительно подготовленных макрошлифах (Рис.2.5.1). Измерения проводились со стороны прямой кромки на расстоянии 3 мм от поверхности проката, ¼ и 3/8 толщины проката. Результаты полученных измерений представлены в таблице 2.5.2. а) б) Рис. 2.5.1 Вид макрошлифов стали F500W, на которых проводились измерения: а) автоматическая сварка, б) полуавтоматическая сварка Таблица 2.5.1 Результаты измерений ширины ЗТВ с помощью линейки на макрошлифах, мм Место измерения Полуавтоматическая сварка Автоматическая сварка 3 мм от поверхности (последний валик) 3; 4 3,5 1; 1,2 1,1 1; 1,5 1,3 4; 5 4,5 2,5; 2,5; 2,5 2,5; 3 2,8 1,2 2,7 ¼ толщины проката 3/8 толщины проката Среднее значение (по результатам измерений на расстоянии ¼ и 3/8 толщины проката) Ширина ЗТВ при автоматической сварке отличается практически в два раза от значений, полученных при измерении ЗТВ при полуавтоматической сварке, что согласуется с представлениями о влиянии тепловложения на размер ЗТВ. Так как в ЗТВ наиболее критическими являются два участка – это участок крупного зерна и участок нагрева до межкритических температур, при помощи панорамных снимков была измерена ширина данных участков, а также размер зёрен в крупнозернистой ЗТВ, результаты представлены в таблице 2.5.2. На рис. 2.5.2 приведены полученные панорамные снимки микроструктуры ЗТВ.

63 а б Рис. 2.5.2 – Микроструктура ЗТВ сварного соединения стали F500W на расстоянии ¼ толщины (справа - линия сплавления, слева – основной металл):а – полуавтоматическая сварка, б – автоматическая сварка. Таблица 2.5.2 Результаты измерения участков ЗТВ по панорамам микроструктур Место измерения 15 мм от пов. 20 мм от пов. 23 мм от пов. Мин макс Полуавтоматическая сварка Размер Ширина Ширина зерен в зоны CGHAZ, CGHAZ, ICHAZ, мкм мкм мкм Автоматическая сварка Размер Ширина Ширина зерен в зоны CGHAZ, CGHAZ, ICHAZ, мкм мкм мкм 200-220 ≤100 725-750 220-250 - 870-900 170-200 ≤110 700-720 300-320 140 - 240-250 100 710-720 470-500 100 850-880 170-250 50-110 700-750 220-500 80-200 850-900 Таким образом, ширина крупнозернистого участка ЗТВ и участка нагретого до межкритических температур составила 170-250 мкм и 700-750 мкм при полуавтоматической сварке и 220-500 мкм и 850-900 мкм при автоматической сварке соответственно. Но так как величина в 200 мкм является не различимой для человеческого глаза, было принято решение за ширину каждого участка взять инженерную оценку равную 0.5 мм. Следовательно, основываясь на полученных результатах при изучении размеров ЗТВ, было принято следующее решение: ЗТВ на образцах, выполненных автоматической сваркой поделить на 4 участка, а полуавтоматической всего на 2 участка размером 0.5 мм каждый.

64 4. Готовый контур копировался и откладывался ровно столько раз, сколько участков выбрано для данной ЗТВ (для автоматической сварки – 4, для полуавтоматической – 2) с расстоянием равным 0.5 мм друг от друга. При этом каждому участку присваивался свой цвет для наглядности. 5. Затем был произведен замер частей участков, пересекаемых усталостной трещиной. Полученные результаты были занесены в таблицу MS Office Excel и пересчитаны в процентах с учетом масштаба и толщины образца. На рис. 2.5.3 представлен пример обработки образцов из стали F500W. а) б) Рис. 2.5.3 Примеры обработки образцов при помощи программы AutoCAD: а) автоматическая сварка; б) полуавтоматическая сварка Целью данной обработки являлось определение протяженности (в процентном соотношении) того или иного участка сварного соединения перед фронтом усталостной трещины, включая участки металла шва и основного металла. При полуавтоматической сварке встречались случаи, когда разрушение шло отчасти, а иногда и полностью по границе сплавления, повторяя форму валиков, поэтому для таких образцов был добавлен еще один участок – граница сплавления.

65 2.6. Полученные результаты Результаты, полученные после обработки макрошлифов представлены в таблицах 2.6.1 – 2.6.3. Таблица 2.6.1 Результаты, полученные после обработки макрошлифов при помощи программы CTOD, мм Статический подрост,мм Критическое событие Температура, °С ОМ (ЛС+1,0)(граница травимости-0,5) (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) ЛС+0,5-ЛС+1,0 ЛС-ЛС+0,5 Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % Шов Толщина,мм Маркировка AutoCAD для сталей E420W, F500W, E500TM, автоматическая сварка. E420W, автоматическая сварка под флюсом (Проволока OE-SD3 ø4 мм и флюс OP121TT) 36В01 56,7 0 0 10 13,6 20,5 55,9 -40 С 0,04 0,09 36В02 56,6 16,6 14,4 19,8 12,9 2,7 33,6 -40 U 0,24 0,34 36В03 56,8 19 12,1 9,7 4,7 12,9 41,6 -40 С 0,12 0,15 36В04 56,7 15 20,2 20,3 9,3 8,8 26,3 -40 U 0,76 0,97 36В05 56,8 0 0 0 5,2 7,5 87,4 -30 U 0,37 0,37 36В06 56,8 63,5 8,6 3,8 3,6 1,3 19,4 -40 С 0,18 0,22 36В07 56,7 0 0 7,4 45,5 10,9 36,2 -40 С 0,13 0,24 36В08 56,6 0 0 7 16,2 9,6 67,1 -40 С (pop-in 28,4%) 0,04 0,07 36В09 56,8 19,4 5,1 7,9 21,1 30,2 16,3 -40 С (pop-in 25,6%) 0,05 0,06 36В10 56,8 20,7 0,8 1,1 19,2 16,7 41,5 -40 C 0,09 0,17 36В11 56,8 62,9 14,2 12,6 3,5 1,2 5,5 -40 С 0,05 0,1 36В12 56,8 42,5 12,7 18,6 14,3 6,1 5,8 -40 С 0,05 0,12 36В13 56,7 10,6 3,4 9,8 14,5 37,7 24 -40 С 0,1 0,44 36В14 56,8 11,4 11 9,6 6,3 4,6 57,1 -50 С 0,06 0,2 36В15 56,7 0 0 11,2 3,9 19,2 65,8 -50 С 0,04 0,05 36В16 56,8 0 0 1,1 14,9 52,4 31,6 -40 U 0,27 0,72 36В17 56,8 7,9 0 17,4 12,1 8 54,6 -50 U 0,2 0,21 36В18 56,7 30 7,1 7,6 5,3 4,4 45,7 -30 С 0,11 0,18 36В19 56,6 0 0 0 16,4 16,9 66,6 -30 U 0,2 0,28 36В20 56,8 2,5 2,6 2,3 1,3 31,8 59,5 -30 U 0,52 0,65 36В21 56,8 0 0 2,7 5,7 51,4 40,2 -40 U 0,34 0,69 36В22 56,7 0 0 0 11,2 23 65,8 -30 U 0,21 0,49 36В23 56,8 0 0 0 0 14,4 85,6 -30 U 0,22 0,35 36В24 56,7 24,8 4,1 28,8 6,3 8,5 27,1 -30 U 0,28 0,67 36В25 55,6 60,6 5,8 3,3 14,7 13,5 2,1 -50 U 0,23 0,26 36В26 55,3 33 16,2 18,4 25 7,6 0 -30 С 0,13 0,26

66 Шов ЛС-ЛС+0,5 ЛС+0,5-ЛС+1,0 Температура, °С Критическое событие Статический подрост,мм CTOD, мм 55,6 0 0 3,7 18,3 44,2 33,8 -30 С 0,18 0,25 36В28 56,8 14,4 0,4 6,8 8,5 4,4 65,5 -30 U 0,4 0,66 36В29 56,8 2,4 6,9 10,8 24,4 19,4 36,1 -40 С 0,1 0,15 36В30 56,7 20,9 3,9 10,2 15 5,6 35,4 -30 U 0,29 0,68 36В31 56,7 0 8,7 13,5 25,1 12,4 40,4 -30 U 0,22 0,63 36В32 56,7 15,7 7,1 21,1 23,6 17,9 14,6 -40 С 0,16 0,18 36В33 56,6 41,2 5,9 10,8 20,1 13 9 -50 С 0,13 0,22 36В34 56,5 0 0 7,1 29,4 7,8 55,8 -50 С 0,04 0,1 36В35 56,7 9,5 6,5 11,5 15,2 6,5 50,8 -40 U 0,28 0,5 36В36 56,6 2,3 7,9 5,9 44,8 33,6 5,5 -40 U 0,24 0,23 ОМ Толщина,мм 36В27 (ЛС+1,0)(граница травимости-0,5) (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) Маркировка Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % F500W, автоматическая сварка под флюсом (Проволока PITTARC S3Ni1Mo 4 мм под флюсом марки OP 121 TT) 62ВС01 57,5 0 0 0 0 9,1 90,9 -50 U не определить 0,16 62ВС02 57,5 8,0 4,4 4,9 10,5 26,6 45,5 -50 U 0,73 0,8 62ВС03 57,5 0 0 0 4,5 16,0 79,4 -40 U 0,37 0,98 62ВС04 57,4 0 0 21,2 9,2 44,5 25,2 -40 U 0,53 1,22 не определить не определить 62ВС05 57,3 0 0 0 0 3,7 96,3 -40 U 62ВС06 57,4 0 0 0 0 22,8 77,2 -50 U, pop-in 34,7% 62ВС07 57,5 0 0 0 0 0 100 -50 U 0,64 1,04 62ВС08 57,4 0 0,7 24,8 20,9 40,6 13,0 -40 M не определить 1,05 62ВС09 57,6 0 0 33,5 10,3 21,8 34,3 -40 U 0,6 0,66 не определить не определить 1,2 0,2 62ВС10 57,6 24,4 11,9 7,3 14,9 16,9 24,6 -40 U(С) 0,26 62ВС11 57,4 0 0 0 7,7 4,2 88,2 -40 U 62ВС12 57,6 0 0 5,4 18,2 4,1 72,3 -40 С,pop-in 45,56% <0,05 0,07 62ВС13 57,4 0 0 0 0 13,8 86,2 -40 U 2,44 1,19 1,18 1,25 62ВС14 57,4 0 0 0 0 0 100 -50 U не определить 62ВС15 57,8 15,4 7,6 3,7 18,4 11,5 43,4 -40 C, pop-in 42,59% <0,05 0,07 62ВС16 57,6 5,6 12,7 10,2 10,6 13,7 47,3 -40 M 0,36 0,68 62ВС17 57,5 0 0 0 11,4 4,8 83,8 -40 U 0,65 1,2 62ВС18 57,5 14,1 4,9 3,7 7,2 15,6 54,5 -40 C 0,15 0,34 62ВС19 57,1 27,0 4,8 14,1 5,5 32,9 0 -50 C 0,15 0,12 62ВС20 57,4 0 12,4 14,6 23,4 13,2 36,4 -40 С,pop-in 33,02% 0,05 0,1 62ВС21 57,6 26,2 5,5 9,2 3,8 4,5 50,8 -40 С 0,15 0,2 62ВС22 57,5 0 0 6,4 7,8 8,6 77,2 -40 U 1,02 1,21 62ВС25 57,4 28,4 9,2 18,1 12,6 8,2 23,4 -50 C, pop-in 35,48% <0,05 0,06 62ВС26 57,5 0 0 5,5 23,8 22,0 48,7 -50 U 0,52 0,93 U не определить 0,22 62ВС27 57,6 0 0 0 0 4,7 95,4 -50

67 ЛС-ЛС+0,5 ЛС+0,5-ЛС+1,0 Температура, °С Критическое событие 20,1 2,6 26,2 20,6 22,7 7,9 -50 U не определить 0,25 62ВС29 57,5 0 0 0 32,4 25,3 42,3 -40 U 0,28 1,01 62ВС30 57,2 0 10,5 44,1 32,2 8,3 7,3 -40 С 0,1 0,14 62ВС31 57,4 0 0 32,2 22,1 16,1 29,6 -50 U 62ВС32 57,5 0 0 6,8 21,1 31,6 40,6 -40 С(U) 62ВС33 57,6 32,2 20,9 7,8 13,1 26,0 0,0 -40 С не определить не определить CTOD, мм Статический подрост,мм Шов 57,5 ОМ Толщина,мм 62ВС28 (ЛС+1,0)(граница травимости-0,5) (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) Маркировка Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % 0,78 0,18 <0,05 0,06 62ВС34 57,4 0 9,5 17,9 11,7 12,3 49,4 -50 U 0,18 0,73 62ВС35 57,6 39,8 18,7 12,4 7,5 10,5 11,0 -40 C, pop-in 19,49% <0,05 0,03 62ВС36 57,4 0 0 0 0 0 100 -40 U 1 1,22 E500ТМ, автоматическая сварка под флюсом (Проволока Св – 10ГНА ø4 мм, флюс ОК 10.62) АФ-1 22,8 6,0 22,0 7,7 9,4 10,9 44,2 -20 С (pop-in 19%) <0,02 0,08 АФ-2 22,5 18,9 19,6 11,6 29,0 9,5 11,3 -20 С (pop-in 26%) <0,02 0,09 АФ-3 22,8 0 2,9 6,0 33,5 6,5 51,1 -20 U 0,08 0,94 АФ-4 22,7 19,4 8,2 14,7 23,6 12,9 21,0 -40 С (pop-in 5,4%) <0,02 0,08 АФ-5 22,8 23,3 15,0 9,3 4,7 36,6 11,2 -40 С (pop-in 22%) <0,02 0,05 АФ-6 22,8 0 8,6 29,8 11,0 11,2 39,4 -40 U 0,48 0,43 АФ-7 22,7 17,1 25,7 6,9 7,7 8,4 34,2 -40 С (pop-in 45%) <0,02 0,21 АФ-8 22,8 0 0 37,8 14,4 8,6 39,1 -20 U 0,69 1,17 АФ-9 22,8 0 49,1 19,9 2,0 1,3 27,7 -20 С (pop-in 18%) <0,02 0,04 Таблица 2.6.2 Результаты, полученные после обработки макрошлифов при помощи программы CTOD, мм Статический подрост,мм Критическое событие Температура, °С ОМ (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) ЛС-ЛС+0,5 Граница сплавления Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % Шов Толщина,мм Маркировка AutoCAD для сталей E420W, F500W, E500TM, полуавтоматическая сварка. E420W, полуавтоматическая сварка в защитном газе (Порошковая проволока CITOFLUX R82SR ø1.2 мм в смеси газов CO2+Ar) 36Н01 55,2 0 0 0 30,4 69,6 -30 U 0,21 0,28 36Н02 56,8 0 0 0 10,9 89,1 -30 С 0,05 0,15 36Н03 55,8 0 0 0 0 0 -30 С 0,05 0,15 36Н04 56,7 0 0 0 58,3 41,7 -30 С (pop-in 9,7%) 0,18 0,21

68 Маркировка Толщина,мм Шов Граница сплавления ЛС-ЛС+0,5 (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) ОМ Температура, °С Критическое событие Статический подрост,мм CTOD, мм Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % 36Н05 55,8 0 0 0 49 51 -30 U 0,2 0,48 36Н06 56,8 0 0 0 0 0 -30 U 0,54 0,8 36Н07 56,8 0 0 0 72,5 27,5 -30 U 0,24 0,58 36Н08 56,7 34,6 0 3,1 46,3 16 -40 U 0,31 0,46 36Н09 56,7 0 0 0 76 24 -30 U 0,61 1,25 36Н10 56,7 0 0 0 0 100 -40 U 0,2 0,29 36Н11 56,8 0 0 0 41,5 58,5 -50 U 0,64 0,8 36Н12 56,6 0 0 0 0 100 -40 U 0,32 0,36 36Н13 54,6 0 0 0 61,6 38,4 -40 U 0,23 0,5 36Н14 57 0 54,8 27,6 17,6 0 -40 C 0,05 0,09 36Н15 56,6 0 0 1,7 5,9 92,4 -40 С 0,15 0,49 36Н16 56,6 0 0 6,3 93,8 0 -40 U 0,22 0,29 36Н17 56,7 34,7 0 19,9 32,9 12,4 -40 С (pop-in 18,7%) 0,04 0,04 36Н18 56,8 46,3 0 53,7 0 0 -30 U 0,33 0,4 36Н19 56,8 0 0 0 52 48,1 -40 U 0,81 1,23 36Н20 56,7 0 0 0 0 100 -30 U 1,22 1,46 36Н21 56,8 0 0 0 43,4 56,6 -30 С 0,12 0,25 36Н22 55,4 0 0 0 21,8 78,2 -40 С 0,06 0,17 36Н23 56,8 0 0 0 45,1 54,9 -40 С 0,17 0,27 36Н24 56,6 0 0 0 8,7 91,3 -50 С 0,17 0,33 36Н25 56,8 0 0 0 44,6 55,5 -30 С 0,11 0,27 36Н26 56,7 0 0 0 55,9 44,2 -50 U 0,57 0,73 36Н27 56,8 0 0 0 0 100 -40 U 0,29 0,45 36Н28 55,2 3,8 0 6,7 15,9 73,6 -50 С 0,1 0,1 36Н29 56,8 5,3 0 10,7 19,4 64,6 -50 С 0,12 0,12 36Н30 56,8 4,3 0 7,6 17,2 70,9 -50 С 0,15 0,18 36Н31 56,7 0 0 0 77,2 22,8 -30 U 0,55 1,16 36Н32 56,7 0 0 0 0 100 -40 С 0,07 0,08 36Н33 56,6 3,3 0 2,9 59,8 34 -30 С 0,11 0,14 36Н34 56,8 0 0 0 54,6 45,4 -50 С 0,03 0,07 36Н35 56,8 0 0 0 75,3 24,7 -50 U 0,22 0,39 36Н36 56,8 0 0 0 14,7 85,2 -50 C 0,03 0,07 F500W, полуавтоматическая сварка в защитном газе (Порошковая проволока FLUXOFIL 20 HD ø 1.2 мм в защитной газовой смеси М21 (80%Ar+20%CO2)) 62НС01 57,7 0 13,4 0,9 63,8 22,0 -40 C(pop-in 37,45%) <0,05 0,13 0,26 62НС02 57,6 0 0 0 0 100 -40 U(С) не определить 62НС03 57,7 0 48,9 0 29,7 21,4 -40 C(pop-in 23,64%) <0,05 0,09 62НС04 57,6 0 100 0 0 0 -40 C(pop-in 5,28%) <0,05 0,08

Граница сплавления ЛС-ЛС+0,5 (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) ОМ 0 79,4 18,9 1,7 0 CTOD, мм Шов 57,4 Статический подрост,мм Толщина,мм 62НС05 Критическое событие Маркировка Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % Температура, °С 69 -40 C(pop-in 16,16%) <0,05 0,08 не определить не определить 62НС06 57,5 0 100 0 0 0 -40 C(pop-in 6,61%) 0,1 62НС07 57,6 0 0 0 71,6 28,4 -40 С 62НС08 57,6 0 0 0 100 0 -40 С 0,15 0,15 62НС09 56,7 0 0 0 35,6 64,4 -50 U 0,19 0,56 62НС10 57,7 0 86,0 0,9 6,3 6,8 -40 C(pop-in 7,01%) 0,05 0,06 62НС11 57,5 0 84,9 0,6 14,5 0 -50 C 0,05 0,08 0,17 0,16 62НС12 57,6 0 0 0 27,4 72,6 -40 U не определить 62НС13 57,3 0 0 0 12,6 87,4 -40 U 0,2 0,32 62НС14 57,0 0 11,6 5,3 18,3 64,8 -40 C(pop-in 4,61%) не определить 0,13 62НС15 57,7 0 7,8 2,4 6,5 83,3 -40 С <0,05 0,11 62НС16 57,7 0 48,4 14,2 31,3 6,2 -50 C(pop-in 7,11%) <0,05 0,05 62НС17 57,5 0 0 0 6,3 93,7 -40 U(С) 62НС18 57,5 0 0 0 13,8 86,0 -40 С(U) 62НС19 57,6 0 0 0 68,3 31,7 -50 U(С) 62НС20 57,6 0 5,7 0 28,3 66,0 -50 С 62НС21 57,6 0 0 7,4 54,9 37,7 -40 С 0,05 0,18 62НС22 57,5 0 0 6,2 21,0 72,8 -50 U(С) не определить 0,26 62НС23 57,6 0 80,4 1,1 1,4 17,1 -40 C(pop-in 8,44%) <0,05 0,13 0,15 0,16 не определить не определить не определить не определить 62НС24 57,6 0 4,7 3,0 24,2 68,1 -40 U(pop-in 35,58%) не определить 62НС25 57,6 0 0 0 50,5 49,5 -40 С 0,1 не определить не определить не определить не определить 0,33 0,22 0,28 0,1 62НС26 57,5 0 0 0 5,4 94,6 -40 U 62НС27 57,6 0 0 0 47,4 52,6 -50 U(С) 62НС28 57,7 0 0 0 29,5 70,5 -40 U 62НС29 57,5 0 0 0 0 100 -40 U 62НС30 57,5 0 0 0 9,5 90,5 -40 U 0,41 0,73 62НС31 57,4 0 100 0 0 0 -40 C(pop-in 5,71%) <0,05 0,09 62НС32 57,8 0 0 0 22,5 77,5 -50 U 62НС33 57,4 0 0 0 33,0 67,0 -50 U 62НС34 57,5 0 24,8 22,2 27,6 25,5 -50 62НС36 57,4 0 100 0 0 0 -50 С(U)(pop-in 19,5%) C(pop-in 12,56%) не определить не определить 0,28 0,37 0,24 0,6 0,33 0,34 0,05 0,1 <0,05 0,09

70 Таблица 2.6.3 Результаты, полученные после обработки макрошлифов при помощи программы AutoCAD для сталей F500, F620, F690, автоматическая и полуавтоматическая CTOD, мм Статический подрост,мм Критическое событие ОМ (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) (ЛС+1,0)-(граница травимости-0,5) ЛС+0,5-ЛС+1,0 ЛС-ЛС+0,5 Граница сплавления Шов Толщина,мм Маркировка Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % Температура, °С сварка. F500, автоматическая сварка под флюсом (Проволока Св-10ГН ø4 мм, флюс 48АФ61/10) 1A1 44,2 26,5 0 4,8 26,8 3,6 0 0 -40 C (рор-in 43%) 0,1 0,10 1A2 44,3 0 0 13,1 14,0 10,4 22,7 11,5 -40 C 0,05 0,15 1A3 44,3 0 0 9,9 25,4 22,5 11,6 17,0 -40 C (рор-in 44%) <0,02 0,05 1A4 44,5 0 0 5,1 30,6 29,1 19,2 16,0 -40 C ≤0,01 0,07 1A5 44,3 27,2 0 5,4 19,0 13,6 4,5 0 -40 C (рор-in 29%) 0,1 0,11 1A6 44,3 34,8 0 8,1 13,4 1,4 7,8 0 -40 C <0,02 0,04 2А7 44,6 0 0 0 0 15,5 6,5 78,1 -40 C 0,15 0,77 2А8 44,8 0 0 0 0 7,7 51,3 41,0 -40 C 0,10 0,50 2А9 44,6 0 0 0 0 0 69,8 30,2 -40 C 0,05 0,31 F500, полуавтоматическая сварка в защитном газе (Порошковая проволока Megafill 15R ø1.2) 1П1 44,4 15,4 0 8,0 33,1 8,5 0 0 -40 C 0,15 0,07 1П2 44,7 0 0 0 15,1 62,1 6,9 0 -40 C 0,07 0,62 1П3 44,9 20,1 0 29,9 36,2 3,8 0 0 -40 С 0,05 0,23 1П4 44,4 27,4 0 11,4 27,3 6,9 6,5 0 -40 U(рор-in 12%) 0,2 0,05 1П5 44,5 0 0 55,5 44,4 0 0 0 -40 C 0,05 0,06 1П6 44,4 64,0 0 0 0 0 0 0 -40 C <0,02 0,04 F620, автоматическая сварка под флюсом (Проволока ЭП-934 ø5 мм, флюс 48АФ61/8) 3А1 44,5 0 75,4 24,6 0 0 0 0 -40 C (рор-in 6.2%) 0,02 0,03 3А2 44,4 47,2 0 4,3 5,5 4,6 16,8 21,4 -40 С 0,07 0,10 3А3 44,5 0 71,9 2,0 2,2 9,3 14,6 0 -40 C (рор-in 37%) 0,05 0,12 3А4 44,5 26,8 0 2,3 15,1 30,7 5,9 0 -40 С 0,1 0,13 3А5 44,4 0 44,9 19,7 8,7 15,7 0 0 -40 С 0,05 0,14 3А6 44,5 30,1 46,9 23,0 0 0 0 0 -40 C (рор-in 25%) 0,04 0,07 4А7 44,7 0 0 0 0 16,2 12,0 65,0 -40 (рор-in 13%) -* 0,64 4А8 44,9 0 0 0 0 0 12,5 87,5 -40 (рор-in 22%) - 0,71 4А9 44,7 0 0 0 0 0 0 100 -40 (рор-in 13%) - 0,68 F620, полуавтоматическая сварка в защитном газе (Порошковая проволока Megafill 14R ø1.2) 2П1 44,5 13,1 0 8,2 29,5 19,0 0 0 -40 C 0,05 0,10 2П2 44,3 24,0 3,5 5,1 37,9 0 0 0 -40 C (рор-in 5%) ≤0,05 0,04 2П3 44,4 26,6 16,3 10,1 10,3 0 0 0 -40 C (рор-in 14%) <0,02 0,05

71 Маркировка Толщина,мм Шов Граница сплавления ЛС-ЛС+0,5 ЛС+0,5-ЛС+1,0 (ЛС+1,0)-(граница травимости-0,5) (Граница травимости-0,5) – (граница травимости) ОМ Температура, °С Критическое событие Статический подрост,мм CTOD, мм Процентная доля попадания усталостной трещины в определенный участок, % 2П4 44,4 55,8 0 17,6 10,2 4,5 0 0 -40 C (рор-in 14%) <0,02 0,04 2П5 44,4 0 0 0 14,9 18,4 45,0 0 -40 C ≤0,05 0,19 2П6 44,5 15,2 0 4,5 8,7 13,0 5,2 8,8 -40 C (рор-in 12%) 0,15 0,10 5П7 44,4 0 0 0 0 27,7 19,4 30,6 -40 U 0,45 0,54 5П8 44,4 0 0 0 0 0 16,9 52,5 -40 U 0,25 0,32 5П9 44,4 0 0 0 0 0 24,4 34,5 -40 M 0,4 0,44 F690, автоматическая сварка под флюсом (Проволока ЭП-934 ø5 мм, флюс 48АФ61/8) 5А1 44,4 5А2 44,5 5А3 44,5 5А4 44,6 5А5 5А6 17,9 58,9 0 0 0 0 0 -40 0 45,1 25,8 25,4 67,2 44,5 44,4 C (рор-in 22%) 0,03 4,9 9,7 32,7 7,5 0 0 4,5 3,1 0 0 16,6 0 0 0 0 14,0 0 12,7 9,7 8,0 0 32,7 0 35,3 0 0,07 -40 C (рор-in 8%) 0,06 0,04 -40 C (рор-in 20%) 0 0,09 0 -40 С 0 0,09 24,8 10,7 -40 C (рор-in 12%) 0,1 0,10 0 0 -40 С 0 0,09 F690, полуавтоматическая в защитном газе (Порошковая проволока Megafill 13R ø1.2) 3П1 44,5 86,3 0 0 0 0 0 0 -40 C (рор-in 19%) ≤0,05 0,05 3П2 44,4 18,3 0 6,3 31,9 10,5 0 0 -40 C (рор-in 10%) ≤0,03 0,08 3П3 44,4 45,1 0 9,0 4,9 3,0 2,0 2,0 -40 C 0,02 0,12 3П4 44,5 0 0 0 12,0 24,0 36,1 0 -40 M 0,15 0,38 3П5 44,7 0 25,4 3,9 6,5 12,4 14,0 0 -40 C (рор-in 15%) ≤0,07 0,06 3П6 44,6 49,7 0 5,6 17,4 0 0 0 -40 C (рор-in 30%) <0,02 0,08 4П1 44,4 51,5 25,8 18,8 0 0 0 0 -40 C (рор-in 21%) 0 0,03 4П2 44,4 0 13,2 9,7 26,0 31,5 0 0 -40 C (рор-in 18%) 0,05 0,09 4П3 44,3 0 0 6,9 23,0 56,6 13,6 0 -40 С 0,05 0,14 4П4 44,3 0 24,9 17,2 23,8 5,6 0 0 -40 C (рор-in 26%) 0 0,04 4П5 44,3 0 33,9 31,1 23,6 0 0 0 -40 C (рор-in 9.5%) 0 0,02 4П6 44,4 58,0 24,9 0 0 0 0 0 -40 С 0,02 0,05 6П7 44,9 0 0 0 0 0 81,5 18,5 -40 C 0,1 0,22 6П8 44,7 0 0 0 0 0 12,3 87,7 -40 M - 0,34 6П9 44,9 0 0 0 0 0 42,4 57,6 -40 C 0,15 0,34

72 2.7. Результаты испытаний металла ЗТВ Для оценки разброса полученных результатов испытаний металла крупнозернистой составляющей ЗТВ были построены гистограммы распределения значений CTOD. Примеры таких гистограмм для сварных соединений сталей E420W, F500W, выполненных автоматическим способом представлены на рис. 2.7.1. Рис.2.7.1 Гистограммы распределения параметра трещиностойкости CTOD при разметке по крупнозернистой составляющей сварных соединений сталей E420W, F500W, выполненных автоматическим способом сварки.

73 Из гистограмм видно, что разброс получаемых данных достаточно большой и велика вероятность получения значений CTOD ниже 0.2 мм. Хотелось бы отдельно отметить, что в некоторых случаях при сварке порошковой проволокой наблюдается особый характер разрушения. Такая ситуация характерна для большинства сварных образцов из стали F500W, выполненных полуавтомаческой сваркой порошковой проволокой FLUXOFIL в защитном газе при тепловложении 0.8 кДж/мм. На диаграммах нагружения данных образцов отсутствуют хрупкие проскоки трещины, но при этом происходит ранее достижение максимума нагрузки и дальнейшее сравнительно быстрое ее падение. Этот вид разрушения можно отнести к вязкому, но с малой энергоемкостью. Из-за раннего достижения максимума нагрузки получаемые значения CTOD оказываются низкими. Пример такой диаграммы представлен на рис. 2.7.2. Рис. 2.7.2 Характерная диаграмма нагружения образца CTOD для сварного соединения из стали F500W, выполненного полуавтоматической сваркой порошковой проволокой FLUXOFIL в защитном газе. При анализе изломов и макрошлифов таких образцов было выявлено, что усталостная трещина и последующее разрушение преимущественно идет по линии сплавления, повторяя форму валиков, что видно из рис. 2.7.3.

74 а) вид излома б) вид макрошлифа Рис. 2.7.3. Вид излома (а) и макрошлифа (б) образца сварного соединения из стали F500W, выполненного полуавтоматической сваркой порошковой проволокой FLUXOFIL в защитном газе. Таким образом, имеется практически 100% попадание в слабую зону. Во всех остальных случаях такой картины не наблюдалось, и на фронте усталостной трещины был представлен весь спектр участков ЗТВ.

75 Глава 3. Анализ данных по трещиностойкости металла крупнозернистой ЗТВ 3.1. Алгоритм обработки данных в виде двухпараметрического распределения Вейбулла с определением его коэффициентов На данном этапе исследования обработка полученных данных проводилась исходя из предположения о том, что интегральная вероятность разрушения Pf образцов, испытанных на трещиностойкость, описывается двухпараметрическим распределением Вейбулла и имеет следующий вид [34,43]: Pf  1  e    0     m , (3.1.1) где параметр формы m и параметр масштаба 0 являются коэффициентами, подлежащими определению. Для определения параметров m и 0 использовался следующий алгоритм: 1. Все данные по CTOD () располагались в порядке возрастания, и каждому значению присваивался порядковый номер «i» из N – числа экспериментов (рис. 3.1.1). Рис. 3.1.1 Пример подготовки данных для расчетов параметров распределения Вейбулла.

76 Таким образом, был сформирован массив i и соответствующие ему значения накопленной вероятности разрушения Pfi, вычисленной по формуле [34]: Pfi = i  0.3 , N  0.4 (3.1.2) где N – количество данных в серии. 2. Полученные результаты обработки экспериментальных точек наносились на график, в котором по оси абсцисс откладывались значения lni, а по   1   1  Pfi оси ординат –– ln ln    (рис.3.1.2).   Рис.3.1.2 Пример обработки данных для определения параметров распределения Вейбулла. 3. Построенная зависимость была аппроксимирована прямой линией, описываемой уравнением y=ax+b. Далее из этого уравнения находились коэффициенты: m=a; ln

77 3.2. Примеры накопленных и интегральных функций распределения вероятности разрушения Используя алгоритм, описанный в п. 3.1 были определены параметры распределения Вейбулла для всех исследуемых сталей. При составлении массивов анализируемых данных были приняты следующие решения:  рассмотреть каждый вид сварки в отдельности для оценки влияния тепловложения на распределение получаемых параметров трещиностойкости;  рассмотреть массив, объединяющий автоматический и полуавтоматический вид сварки, для оценки трещиностойкости металла ЗТВ в целом;  объединить температуры испытаний, основываясь на том, что все значения трещиностойкости полученные при разных температурах схожи. Линейная аппроксимация и рассчитанные Вейбулла для всех случаев показаны на рис. 3.2.1. параметры распределения

80 Рис. 3.2.1 Построенная линейная аппроксимация значений с рассчитанными параметрами распределения Вейбулла. Путем подстановки полученных коэффициентов в уравнение (3.1.1) для всех случаев были получены интегральные функции распределения вероятности разрушения, представленные в виде сплошных кривых на рис. 3.2.2. Точками в каждом случае на графике нанесена вычисленная накопленная вероятность для имеющихся экспериментальных данных.

83 Рис. 3.2.2 Накопленные и интегральные функции распределения вероятности разрушения для всех рассматриваемых случаев. Все данные полученные при расчетах для наглядности были сведены в единую таблицу (Таблица 3.2.1). Таблица 3.2.1 Результаты полученные при расчете коэффициентов двухпараметрического распределения Вейбулла. Марка стали E420W F500W E500TM Вид сварки m δ0 Полуавтоматическая 0,89 0,25 Автоматическая 1,65 0,32 Автоматическая и полуавтоматическая 1,66 0,28 Полуавтоматическая 2,84 0,13 Автоматическая 1,24 0,31 Автоматическая и полуавтоматическая 1,36 0,24 Автоматическая 0,90 0,23

84 Марка стали F500 Вид сварки m δ0 Полуавтоматическая 1,29 0,11 Автоматическая 1,80 0,11 1,73 0,10 Полуавтоматическая 1,94 0,08 Автоматическая 1,74 0,12 Автоматическая и полуавтоматическая 1,99 0,09 Полуавтоматическая 1,38 0,10 Автоматическая 2,64 0,09 Автоматическая и полуавтоматическая 2,23 0,08 Автоматическая и полуавтоматическая F620 F690 Анализируя полученные результаты можно отметить следующее: 1. Значение степени m варьируется в пределах от 0,89 до 2,84, при этом не выявляется его взаимосвязь с видом сварки; 2. По вычисленному среднему значению δ0 можно сделать вывод, что наихудшей трещиностокойкостью ЗТВ обладают стали F500, F620, F690. Образцы из стали F500W, сваренные полуавтоматическим способом порошковой проволокой FLUXOFIL 20HD в защитном газе, по среднему значению трещиностойкости ЗТВ также показали довольно низкие результаты, это связано с особенностью характера разрушения, описанного в п. 2.7.

85 3.3. Сопоставление интегральных вероятностей с требованием РМРС и оценка влияния отдельных факторов На основе полученных интегральных функций вероятности (рис.3.2.2), была определена вероятность получения значений CTOD для крупнозернистой ЗТВ сварных соединений исследуемых сталей ниже требуемых РМРС. Результаты представлены в таблице 3.3.1. Таблица 3.3.1 Результаты вычисления вероятности получения значений CTOD для крупнозернистой ЗТВ сварных соединений исследуемых сталей ниже требуемых РМРС Марка стали E420W F500W E500TM F500 F620 F690 Вид сварки Полуавтоматическая Автоматическая Автоматическая и полуавтоматическая Полуавтоматическая Автоматическая Автоматическая и полуавтоматическая Автоматическая Полуавтоматическая Автоматическая Автоматическая и полуавтоматическая Полуавтоматическая Автоматическая Автоматическая и полуавтоматическая Полуавтоматическая Автоматическая Автоматическая и полуавтоматическая Требуемое значение CTOD для ЗТВ,мм 0,20 Pf 0,56 0,37 0,44 0,20 0,98 0,44 0,54 0,10 0,15 0,38 0,80 0,85 0,87 0,20 0,99 0,91 0,99 0,25 0,97 0,99 0,99 Из результатов, представленных в таблицах 3.2.1 и 3.3.1 можно сделать вывод о том, что трещиностойкость ЗТВ не коррелирует с трещиностойкостью основного металла, так как обладающие наилучшими значениями CTOD о.м. стали

86 F620, F690 показали наибольшую вероятность получения неудовлетворительных результатов по трещиностойкости ЗТВ при обоих видах сварки. Кроме того, полученные значения CTOD ЗТВ можно условно подразделить на две группы. Первая – когда среднее значение трещиностойкости порядка 0.2-0.25 мм, вторая – меньше 0.1 мм. В первом случае вероятность получения неблагоприятного результата близка к 0.5, во втором же случае она достигает почти 1.0. Отсюда возникает два вопроса: не является ли это следствием низкой трещиностойкости металла шва и какова же «истинная» трещиностойкость ЗТВ.

87 3.4. Анализ влияния % составляющих шва и ЗТВ на результат определения CTOD Для выявления возможной причины получения столь низких результатов испытаний на CTOD, был проведен анализ влияния процентной доли составляющих металла шва и крупнозернистой ЗТВ на общий результат. На рис. 3.4.1 приведена зависимость CTOD от доли попадания фронта усталостной трещины в металл шва. Рис. 3.4.1 Зависимость CTOD от доли попадания фронта усталостной трещины в металл шва. Из рис. 3.4.1 видна общая тенденция к снижению значений CTOD при увеличении доли попадания фронта усталостной трещины в металл шва. При этом наблюдается большой разброс получаемых данных. Следует отметить, что даже при низком содержании металла шва (порядка 5-15%) наблюдаются отдельные результаты на уровне 0.04-0.08 мм, что соответствует трещиностойкости при 100%-ом попадании в металл шва. Это может быть связано с тем, что такого

88 количества вполне достаточно для получения столь низких результатов, либо сказывается отрицательное влияние крупнозернистой ЗТВ. Рассмотрим зависимость CTOD от доли попадания в крупнозернистую ЗТВ (рис.3.4.2). В данной ситуации тенденция к снижению результатов присутствует, но она не так ярко выражена. Кроме того проанализировать ситуацию в полном объеме тяжело, поскольку количество данных с увеличением процентной доли крупнозернистой ЗТВ уменьшается, что связано с затруднением попадания в ЗТВ из-за ее криволинейности в реальном сварном соединении. Рис. 3.4.2. Зависимость CTOD от доли попадания в крупнозернистую ЗТВ Поскольку на результаты может оказывать влияние и металл шва, и крупнозернистая ЗТВ, проанализируем зависимость CTOD от суммарного содержания этих двух структур (рис. 3.4.3).

89 Рис. 3.4.3. Зависимость CTOD от доли попадания в крупнозернистую ЗТВ и металл шва Из рис. 3.4.3 видно, что в данном случае наблюдается более очевидная зависимость, но при этом сохраняется большой разброс данных. В связи с тем, что наблюдается тенденция к уменьшению CTOD с возрастанием доли как той, так и другой структуры, можно сделать вывод о том, что обе структуры являются хрупкими. В сложившейся ситуации, необходимо попробовать проанализировать влияние крупнозернистой ЗТВ на CTOD при отсутствии металла шва на фронте усталостной трещины, т.е. исключить его влияние на результат (рис. 3.4.4). Здесь трудно делать выводы о наличии какой-либо зависимости, так как очевидна нехватка данных, поскольку при разметке образцов тяжело попасть крупнозернистую ЗТВ, исключив при этом полностью попадание в металл шва. в

90 Рис. 3.4.4.Зависимость CTOD от доли попадания в крупнозернистую ЗТВ при отсутствии металла шва на фронте усталостной трещины Рис.3.4.5. Зависимость CTOD от максимальной протяженнойсти непрерывного участка крупнозернистой ЗТВ, выраженной в процентах

91 Также была проверена гипотеза о влиянии протяженности максимально непрерывного участка крупнозернистой ЗТВ на результат, которая состоит в том, что вероятность возникновения разрушения при наличии одного протяженного участка выше, чем при нескольких участках меньшей длины. Для этого была построена зависимость CTOD от максимальной протяженности непрерывного участка крупнозернистой ЗТВ, выраженной в процентах, на примере стали F500W при автоматическом способе сварки (рис.3.4.5). Из рис. 3.4.5 очевидно отсутствие какой-либо зависимости. Таким образом, проведенный анализ позволяет сделать следующие выводы: 1. В целом, аппроксимации накопленных вероятностей двухпараметрическим распределением оказываются неудачными. Большой разброс по показателю степени. 2. На результаты определения параметра CTOD могут оказывать влияние как металл шва, так и крупнозернистая ЗТВ. И та, и другая структура является хрупкой. 3. Сложно оценить «реальную» трещиностойкость ЗТВ из-за влияния хрупкого металла шва и небольшой протяженности самого участка крупнозернистой ЗТВ на фронте усталостной трещины. В связи с этим, была сформулирована новая задача исследования: попытаться спрогнозировать «истинную» трещиностойкость ЗТВ моделированием процесса разрушения при случайном попадании в ту или иную зону.

92 Глава 4. Моделирование процесса разрушения металла ЗТВ с учетом случайного характера фактического содержания хрупких структурных составляющих на фронте трещины. 4.1. Анализ фактической вероятности содержания металла крупнозернистой ЗТВ и металла шва при разметке образцов по линии сплавления по результатам металлографических исследований. Для построения модели процесса разрушения при случайном попадании в ту или иную зону, необходимо определиться с законами, по которым распределяются вероятности попадания в металл шва и крупнозернистую ЗТВ при стандартной разметке надреза на образцах. Для этого построим гистограммы распределений процента попаданий в шов (рис. 4.1.1) и в крупнозернистую ЗТВ (рис.4.1.2) и аппроксимируем полученное распределение. Рис. 4.1.1. Статистика попаданий в металл шва

93 Рис. 4.1.2. Статистика попаданий в крупнозернистую ЗТВ. Полученные распределения было решено аппроксимировать экспоненциальной функцией. В результате для расчета вероятности нахождения на фронте усталостной трещины металла шва определенной протяженности была составлена следующая формула (4.1.1): P2  A2 e  l /L    2  l20 / L   0.322e  l /L   2   0.154  , (4.1.1) где P2 - вероятность получения на фронте усталостной трещины металла шва протяженностью l2 при толщине образца L ; A2 и l20 - параметры распределения. Аналогичное выражение было получено и для крупнозернистой ЗТВ (4.1.2): P1  A1e где P1  l /L    1  l10 / L   0.416e  l /L   1   0.106  , (4.1.2) - вероятность получения на фронте усталостной трещины крупнозернистой ЗТВ протяженностью l1 при толщине образца L ; A1 и l10 параметры распределения.

94 4.2. Теоретические представления о связи вероятности хрупкого разрушения с объемом «зоны процесса» В настоящее время для прогнозирования хрупких активно используется вероятностный подход на основе локальных критериев разрушения. В основу данного подхода легла модель, предложенная Беремином [44]. Основные положения модели Беремина заключаются в следующем: 1. Поликристаллический материал объемом V разбивается на элементарные объемы V0. При этом объем V0 должен быть достаточно большим, так чтобы вероятность нахождения микротрещины значимой длинны не была крайне мала, и статистически независимым от соседних элементарных объемов. Иными словами, V0 должен включать в себя определенное количество зерен. 2. Для каждого объема V0 вероятность P нахождения микротрещины длиной от l0 до l0+dl0 задается в виде P(l0)dl0 = (α/ l0β) dl0, (4.2.1) где α и β – константы материала. 3. Критическая длина микротрещины l0c связана с критическим разрушающим напряжением Sc(или σc) соотношением Гриффитса c  2 E ,  (1   2 )l0c (4.2.2) где E – модуль упругости, γ – поверхностная энергия. 4. Используется модель наислабейшего звена. Тогда вероятность разрушения заданного объема V0 при напряжении σ будет равна  p ( )   P (l0 )dl0 . (4.2.3) l0c Выразив из уравнения (4.2.2) c l0 (4.2.3) можно представить в виде  p( )   u где m=2β-2 и σu – константы материала. m   ,  (4.2.4)

95 Накопленную вероятность разрушения Pf всего тела, разбитого на n объемов V0 , можно представить как n Pf  1   1  p i  , (4.2.5) i 1 где i – порядковый номер объема V0. Учитывая, что вероятность p i  много меньше единицы, уравнение (4.2.5) можно записать в виде ln 1  Pf    ln1  p ( i )    p ( i ) . n n i 1 i 1 (4.2.6) Если напряженное состояние однородно во всем объеме тела, уравнение (4.2.6) с учетом (4.2.4) можно записать как m V   ln 1  Pf      . V0   u  (4.2.7) Окончательный вид уравнения для вычисления вероятности разрушения будет выглядеть так:    m  Pf  1  exp  w   ,    u   где  w  m   j  n j 1 m 1 Vj V0 (4.2.8) - напряжения Вейбулла. В терминах коэффициентов интенсивности напряжений уравнение (4.2.8) может быть записано следующим образом [45]:   K m  Pf  1  exp  1   ,   K 0   (4.2.9) Для основного металла распределение вероятности разрушения образцов при испытаниях на трещиностойкость хорошо описываются выражением (4.2.9), а параметр формы m при этом равен 4 [46]. Переходя к параметру CTOD и учитывая, что δcr~K1C2, получается [34]:

96    2  Pf  1  exp  cr   ,    0   (4.2.10) С учетом выражений (4.2.7) и (4.2.10) запишем уравнения для расчета интегральной вероятности разрушения образца учетом протяженности хрупкой составляющей на фронте усталостной трещины:    2 l  Pf  1  exp  cr    ,    0  L  (4.2.11) Полученное выражение (4.2.11) и будет использоваться при построении модели процесса разрушения.

97 4.3. Разработка алгоритма и программы численного моделирования процесса разрушения Программа численного моделирования процесса разрушения базируется на принципе метода Монте-Карло. Программа позволяет провести N-ое количество численных экспериментов при варьировании трещиностойкости отдельных структурных составляющих с целью изучения их влияния на результат испытаний. При разработке алгоритма были приняты следующие допущения: 1. Распределения попадания в участок определенной протяженности крупнозернистой составляющей экспоненциальными использовались для ЗТВ зависимостями задания металла и (4.1.1) и протяженности (4.1.2). шва описываются Данные участков металла уравнения шва и крупнозернистой ЗТВ с помощью генератора случайных чисел. 2. На фронте усталостной трещины может располагаться три участка: а) металл шва, б) крупнозернистая ЗТВ, в) участок, близкий по трещиностойкости к основному металлу. 3. За критическое значение трещиностойкости принималось минимальное из рассчитанных значений трещиностойкости для каждого участка с учетом его протяженности с использованием формулы (4.2.11) и генератора случайных чисел. Полная блок-схема алгоритма представлена на рис. 4.3.1. Данный алгоритм (рис. 4.3.1.) был реализован при помощи программы, написанной на языке программирования Pascal ABC.

98 Начало m=2; N=10000; l10=0.106; l20=0.154; A1=0.416; A2=0.322 Ввод L i=1;N p1i=RND (A1) ∙ ∙ i=1;N p2i=RND (A2) ∙ ∙ Нет Да 1 1 ∙ ; l3i=0 1 Ввод δ20; δ30; δ10 1 ∙

99 1 i=1;N Pf1i=RND (1); Pf2i=RND (1); Pf3i=RND (1). ∙ ln 1 ∙ ln 1 ∙ ln 1 Да δcrit i=δc1i Нет Да δcrit i=δc2i Нет Да δcrit i=δc3i Вывод δcrit i Конец Рис. 4.3.1. Блок-схема разработанного алгоритма.

100 4.4. Результаты моделирования. Варьируя параметрами масштаба δ10 (среднее значение CTOD ЗТВ), δ20 (среднее значение CTOD металла шва), δ30 (среднее значение CTOD основного металла) и при этом, оставляя неизменным параметр формы m=2 во всех случаях, было проведено численное моделирование ряда экспериментов с большим количеством опытов (порядка 10000) для получения статистически представительного объема данных. В результате были получены массивы критических значений CTOD для различных комбинаций варьируемых параметров. Для оценки характера распределения полученных результатов были построены гистограммы. Пример гистограмм для двух случаев представлен на рис.4.4.1. а) б) Рис. 4.4.1. Гистограммы распределения полученных результатов при помощи моделирования для двух случаев: а) трещиностойкость шва значительно ниже трещиностойкости о.м.; б) трещиностойкости шва равна трещиностойкости о.м.

101 Затем по аналогии с обработкой результатов испытаний, описанной в главе 3, вычислялись параметры распределения Вейбулла для всех смоделированных программой случаев, путем построения аппроксимирующих прямых. На рис. 4.4.2 представлены примеры линейных аппроксимаций для случаев, рассмотренных на рис. 4.4.1. m=1.79 d0=0.13 а) m=1.72 d0=0.17 б) Рис. 4.4.2. Примеры линейных аппроксимаций (с вычисленными параметрами распределения Вейбулла) полученных результатов при помощи моделирования для двух случаев: а) трещиностойкость шва значительно ниже трещиностойкости о.м.; б) трещиностойкости шва равна трещиностойкости о.м. Результаты проведенных численных экспериментов в полном объеме представлены в таблице 4.4.1. Таблица 4.4.1 Результаты численного моделирования № п/п d10 (ЗТВ) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 0,001 0,01 0,03 0,05 0,08 0,16 0,001 0,01 0,03 0,05 0,08 0,16 d20(ШОВ) d30(ОМ) m d0 0,35 1,387 1,498 1,698 1,786 1,812 1,827 1,390 1,451 1,587 1,720 1,825 1,960 0,005 0,042 0,099 0,132 0,162 0,192 0,005 0,045 0,118 0,174 0,228 0,302 0,08 0,35

102 № п/п d10 (ЗТВ) d20(ШОВ) d30(ОМ) m d0 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 0,35 0,35 0,001 0,01 0,03 0,05 0,08 0,16 0,001 0,01 0,03 0,05 0,08 0,16 0,35 1,996 1,383 1,451 1,630 1,754 1,819 1,851 1,365 1,425 1,570 1,663 1,776 1,930 1,615 1,686 1,718 1,682 0,350 0,004 0,036 0,092 0,129 0,163 0,202 0,004 0,037 0,103 0,155 0,207 0,292 0,105 0,146 0,185 0,229 0,08 0,35 0,03 0,05 0,08 0,16 0,35 0,08 1,0 Проанализировав результаты, представленные в таблице 4.4.1 можно сделать следующие выводы: 1. Итоговый параметр формы распределений трещиностойкости, получаемый при испытаниях сварного соединения, зависит от различия средних значений хрупкой и вязкой составляющих: получение значений m, существенно меньших 2, характерно для больших различий 10 и 30 как следствие перемешивания структур на фронте трещины. 2. По результатам испытаний металла сварного соединения практически невозможно определить, является ли хрупкой структурой только ЗТВ, только шов, или обе структуры вместе. Вследствие этого судить о трещиностойкости металла ЗТВ, применяя для сварки хрупкий при заданных температурах металл шва, крайне сложно. По крайней мере, следует в этом случае получать статистически представительные результаты для металла шва, чтобы иметь возможность достоверных оценок для металла ЗТВ. 3. Средние значения истинной трещиностойкости металла ЗТВ оказываются существенно ниже непосредственно получаемых данных. Так, для экспериментального среднего значения CTOD ЗТВ, равного 0.22 мм истинное среднее при наиболее правдоподобном сочетании характеристик трещиностойкости основного металла и металла шва получаем: 10 = 0.16 мм, а для экспериментального значения 0.10 мм получим: 10 = 0.03 мм.

103 Обсуждение результатов работы. Заключение. В данной работе было проведено исследование трещиностойкости зоны термического влияния сварных соединений судостроительных сталей высокой прочности при низких температурах, а именно анализ влияния процентной доли хрупких структурных составляющих (ЗТВ и металла шва) на фронте усталостной трещины на общий результат при определение параметра CTOD. Анализ литературных данных, изложенный в обзоре общего состояния вопроса, показал, что получаемые в результате испытаний ЗТВ сварных соединений значения CTOD имеют очень большой разброс, и при этом они могут варьироваться в диапазоне от 0.01 до 3 мм для одной серии образцов. Причиной такого разброса может являться как неблагоприятное влияние хрупкого металла шва, так и низкая трещиностойкость крупнозернистой ЗТВ на фронте усталостной трещины. Экспериментальные данные, анализируемые в практической части работы, также показали большой разброс результатов и практическую невозможность проанализировать влияние крупнозернистой ЗТВ на CTOD при отсутствии металла шва на фронте усталостной трещины, т.е. исключить его влияние на результат, поскольку при разметке образцов тяжело попасть в крупнозернистую ЗТВ (из-за ее криволинейности и влияния человеческого фактора при разметке и изготовлении надрезов), исключив при этом полностью попадание в металл шва. В связи с этим зарубежными авторами было предложено провести испытания на трещиностойкость образцов малых размеров с имитацией термического цикла сварки. Получаемые при этом результаты в среднем оказываются на уровне 0.05 мм по значению CTOD. Поскольку на основе статистического анализа результатов испытаний не представилось возможным оценить в полной мере «истинную» трещиностойкость крупнозернистой ЗТВ из-за неоднозначного влияния металла шва на результат, было проведено моделирование численного эксперимента по методу Монте-Карло. В результате моделирования выявлено, что средние значения истинной трещиностойкости металла ЗТВ оказываются существенно ниже непосредственно получаемых данных. Так, для экспериментального среднего значения CTOD ЗТВ, равного 0.22 мм «истинное» среднее при наиболее правдоподобном сочетании

104 характеристик трещиностойкости основного металла и металла шва получаем: 10 = 0.16 мм, а для экспериментального значения 0.10 мм получим: 10 = 0.03 мм. Полученные значения «истинной» трещиностойкости качественно соответствуют литературным данным, полученным при имитации термического цикла сварки, т.е. находятся на низком уровне. Результаты исследования также показали, что, несмотря на удовлетворительный результат по среднему значению трещиностойкости, велика вероятность получения отдельных результатов существенно ниже требований Регистра. Очевидно, что вероятность получения таких результатов растет с количеством образцов. Возможным выходом из данной ситуации, может стать снижение требований, предъявляемых Регистром к среднему значению и/или допущение наличия выбросов отдельных значений. При этом перейти к поверочным расчетам хрупкой прочности на основе полученных результатов и получаемого разброса. Кроме того, необходимо получать статистически представительный объем данных для металла шва, чтобы отделить его влияние на результаты испытаний. Иным решением может стать применение других методик испытаний на трещиностойкость с использованием образцов типа SENT, наиболее приближенных к условиям работы материала в реальной конструкции, что предлагают зарубежные авторы. Однако, данное предложение является спорным, так как, во-первых, остается непонятным как проводить испытания образцов большой толщины, а во-вторых, с учетом остаточных сварочных напряжений жесткость напряженного состояния в вершине дефекта реальной конструкции может быть не ниже, чем в образцах SENB.

105 Список использованной литературы 1. Правила классификации и постройки морских судов. Российский морской регистр судоходства. СПб.: РМРС.- 2016 2. DNV Rules for classification of ships.: Det Norske Veritas – July 2010 3. ГОСТ 52927-2015. Прокат для судостроения из стали нормальной, повышенной и высокой прочности. Технические условия. 4. Хлусова Е.И. Фазовые превращения, структура и оценка упрочнения судостроительной стали нормальной, повышенной и высокой прочности//Вопросы материаловедения.-2004.-Вып.№2(38).-С. 5-22 5. Рыбин В.В., Малышевский В.А., Хлусова Е.И. Структура и свойства хладостойких сталей для конструкций северного исполнения//Вопросы материаловедения.-2006.-Вып.№1(45).-С.24-43 6. Горынин И.В., Рыбин В.В., Малышевский В.А., Хлусова Е.И. Хладостойкие стали для технических средств освоения арктического шельфа//Вопросы материаловедения.-2009.- Вып.№3(59).- С.108-126 7. Хлусова Е.И., Голосиенко С.А., Мотовилина Г.Д., Пазилова У.А. Влияние легирования на структуру и свойства высокопрочной хладостойкой стали после термической и термомеханической обработки//Вопросы материаловедения.-2007.Вып.№1(49).-С. 20-32 8. Счастливцев В.М., Табатчикова Т.И., Яковлева И.Л., Егорова Л.Ю., Ватутин К.А., Голосиенко С.А., Круглова А.А., Хлусова Е.И. Влияние термомеханической обработки на структуру и механические свойства судостроительной стали типа 09ХН2МДФ//Вопросы материаловедения.-2008.-Вып.№1(53).-С. 20-32 9. Правила классификации и постройки ПБУ и МСП. Российский морской регистр судоходства. СПб.:РМРС.-2014 10. Гусев М.А., Ильин А.В., Ларионов А.В. Сертификация судостроительных материалов для судов, эксплуатирующихся в условиях Артики//Судостроение.2014.-Вып.№5.-С. 39-43. 11. Малышевский В. А., Грищенко Л. В., Барышников А. П. Сварочные материалы и технология сварки высокопрочных сталей//Вопросы материаловедения.- 1999.Вып.№3(20).-С. 46-62 12. ГОСТ 1497-84. Металлы. Методы испытаний на растяжение.

106 13. ASTM E 208 Standard Practice for Compression Tests of Metallic Materials at Elevated Temperatures with Conventional or Rapid Heating Rates and Strain Rates 14. ГОСТ 30456-97. Металлопродукция. Прокат листовой и трубы стальные. Методы испытания на ударный изгиб. 15. Андреев С.А., Головченко В.С., Горбач В.Д., Руссов В.Л. Основы сварки судовых конструкций – СПб.: Судостроение, 2006. – 552с.: ил. 16. Васильев В.И., Илященко Д.П., Павлов Н.В. Введение в основы сварки – Томск, 2011. – 317 с. 17. Николаев Г.А. Сварка в машиностроении. Справочник в 4-х.т.- М. : Машиностроение, 1978 18. Муравьев К.А. Влияние водорода на сопротивление образованию трещин в сварных соединениях судостроительных сталей / «Вопросы науки и техники»: материалы международной заочной научно-практической конференции - 2012 г. 19. Мак-Магон К., Брайнт К., Бенерджи С. Влияние водорода и примесей на хрупкое разрушение стали//Механика разрушения. Разрушение материалов.М.:Мир.-1979.-С.109-133 20. Гривняк И. Свариваемость сталей.-М.: Машиностроение.-1984.-216с. 21. Thaulow C., Paauw A.J., Guttormsen K. The heat affected zone toughness of lowcarbon microalloyed steels//Welding research supplement.-1987.-P. 266-279 22. Risto Laitinen «Improvement of weld HAZ toughness at low heat input by controlling the distribution of M-A constituens» 23. Ардентов В. В., Малышевский В. А., Правдина Н. Н. Структура и свойства зоны термического влияния высокопрочной конструкционной стали//Физика и химия обработки материалов. – 1985. – Вып. 5. – С. 119–125. 24. Круглова А.А., Хлусова Е.И. Исследование структуры и свойств металла зоны термического влияния сварных соединений из стали марки 09Г2ФБ (E36), изготовленных с использованием термомеханической обработки и закалки с отпуском // Вопросы материаловедения , 2008, № 3(55) – с. 5-11 25. Хлусова Е.И., Орлов В.В. Изменение структуры и свойств в зоне термического влияния сварных соединений из низкоуглеродистых судостроительных и трубных сталей // Металлург, 2012, №9 – с.63-76 26. Орыщенко А.С., Хлусова Е.И., конструкционных свариваемых сталей.-2012г. Шарапов М.Г. Металловедение

107 27. Fairchild D.P, Bangaru N.V, KOO J.Y, Harrison P.L, Ozekcin A. A study concerning intercritical HAZ microstructure and toughness in HSLA steels.-1991 28. BS EN ISO 15653-2010 Metallic materials — Method of test for the determination of quasistatic fracture toughness of welds 29. ГОСТ 25.506 Расчеты и испытания на прочность. Методы механических испытаний металлов. Определение характеристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении 30. Дж. Ф. Нотт. Основы механики разрушения: Пер. с англ.-М: «Металлургия», 1978.-256с 31. Броек Д. Основы механики разрушения. Пер. с англ. — М.: ВШ, 1980.-368с 32. СТО-07516250-233-2012 Стандарт организации. Определение параметров вязкости разрушения (трещиностойкости) при статическом нагружении стали и сварных соединения. Методика испытаний. - ФГУП ЦНИИ КМ «Прометей»,СанктПетербург,2012 33. ISO 12135:2002 Metallic materials – Unified Method of Test for the Determination of Quasistatic Fracture Toughness 34. Ильин А.В., Леонов В.П., Филин В.Ю. Определение параметров трещиностойкости CTOD для металла сварных соединений судокорпусных сталей при низких климатических температурах//Научно-технический сборник Российского морского регистра судоходства.-2008.-Вып.32.-С.120-146 35. Евенко В.И., Башаев В.К., Ильин А.В., Леонов В.П., Филин В.Ю. Проблемы аттестации и расчетного обоснования требований к сварным соединениям высокопрочных стальных конструкций для работы на шельфе Арктики. Вопросы материаловедения, 2009, № 3 (59) с 242 - 262. 36. Виноградов О.П., Ильин А.В., Филин В.Ю. Научно-методические вопросы аттестационных испытаний на трещиностойкость структурно-неоднородного металла сварных соединений//Вопросы материаловедения.-2004.-Вып.№1(37).С.75-89 37. Minami F., Toyoda M., Thaulow C., Hauge M. Effect of strength mis-match on fracture mechanical behavior of HAZ-notched weld joint//Quarterly journal of Japan welding society.-Vol.13.-No.4.-pp.508-517.-1995 38. Zerbsta U., Ainsworthb R.A., Beierc H.Th., Pisarskid H., Zhange Z.L., Nikbinf K., Nitschke-Pagelg T., Münstermannh S., Kucharczykh P., Klingbeila D. Review on

108 fracture and crack propagation in weldments – A fracture mechanics perspective// Engineering Fracture Mechanics.-2014.-Vol.132.-pp. 200-276 39. Ostby E., Thaulow C., Akselsen O.M. Fracture toughness scatter and effect of constraint in weld thermal simulated HAZ microstructers at -60°C//Proceedings of the Twenty-first (2011) International offshore and polar engineering conference.-2011.pp.443-448 40. Ostby E., Thaulow C., Akselsen O.M., Kolstad G., Hauge M. Comparison of fracture toughness in real weld and thermally simulated CGHAZ of a 420 MPa rolled plate// Proceedings of the Twenty-second (2012) International offshore and polar engineering conference.-2011.-pp.315-322 41. Ильин А.В. Артемьев Д.М., Филин В.Ю. Сопоставление различных методик оценки трещиностойкости арктических условиях. металла сварных конструкций, работающих в Научно-технический сборник Российского морского регистра судоходства.- Вып. 40/41 – 2015. - с.62- 71. 42. Nyhus B., Ostby E., Thaulow C., Zhang Z., Olden V. SENT testing and the effect of geometri constraint in high strength steel//International symposium high strength steel.2002.-p.23 43. Machida S., Miyata T., Hagiwara Y., Yoshinari H., Suzuki Y. A statistical study of the effect of local brittle zone (LBZ) on the fracture toughness (CTOD) of weldments//Defect assessment in components – fundamentals and applications.-1991.Mechanical engineering publications.-pp.633-658 44. Beremin F.M. A local criterion for cleavage fracture of a nuclear pressure vessel steel//Metallurgical transactions A.-1983.-Vol.14A.-pp.2277-2287 45. Wallin K. The scatter in KIC – results//Engineering fracture mechanics.-1984.Vol.19.-No.6.-pp.1085-1093 46. Ильин А.В., Филин В.Ю. Применение расчетных оценок прочности с использованием механики разрушения для сварных конструкций глубоководной техники. Деформация и разрушение, № 2, 2012 г. С. 9-15.

Рецензии:

Авторизуйтесь, чтобы добавить рецензию

- у работы пока нет рецензий -

Отзывы:

Авторизуйтесь, чтобы оставить отзыв