MATEJ SALMIČ TRDNOSTNA NEENAKOST ZVARNEGA SPOJA VISOKOTRDNOSTNEGA JEKLA

MATEJ SALMIČ TRDNOSTNA NEENAKOST ZVARNEGA SPOJA VISOKOTRDNOSTNEGA JEKLA Krško, avgust 212

Diplomsko delo visokošolskega strokovnega študijskega programa 1. stopnje TRDNOSTNA NEENAKOST ZVARNEGA SPOJA VISOKOTRDNOSTNEGA JEKLA Študent: Študijski program: Mentor: Somentor: Lektorica: Matej Salmič Visokošolski strokovni študijski program 1. stopnje Energetika doc. dr. Zdravko Praunseis izr. prof. dr. Jurij Avsec Urška Colner Krško, avgust 212 I

II

ZAHVALA Zahvaljujem se mentorju doc. dr. Zdravku Praunseisu za vodenje ter pomoč pri pisanju in izdelavi diplomskega dela. Zahvaljujem se tudi somentorju izr. prof. dr. Juriju Avsecu. Posebna zahvala velja staršem za vso podporo, razumevanje ter omogočanje študija. III

TRDNOSTNA NEENAKOST ZVARNEGA SPOJA VISOKOTRDNOSTNEGA JEKLA Ključne besede: visokotrdnostno jeklo, varjenje, varivost, trdnostna neenakost, zvarni spoj UDK: 621.791:539.219.2(43.2) Povzetek V zvarnih spojih visokotrdnostnih jekel za hidroopremo nastajajo heterogena področja, ki so posledica trdnostne neenakosti realnega zvarnega spoja, in sicer tako v zvaru kot v toplotno vplivanem področju. Trdnostna neenakost vpliva na orientiranje in razvoj nastalih razpok v zvarnih spojih, ki se jim pri gradnji ne moremo izogniti in ki lahko vodijo do porušitve konstrukcije. Zaradi zgoraj navedenega je določitev natančnega faktorja trdnostne neenakosti v zvarnem spoju ključnega pomena za varno obratovanje varjene konstrukcije. Predpostavljamo, da je zvarni spoj izrazito heterogena mikrostruktura z različnimi mehanskimi lastnostmi tako v zvaru kot v toplotno vplivanem področju. Omejitve bodo nastopile pri izvedbi eksperimentalnega dela naloge, saj bodo zaradi izrazito dragih metalografskih preiskav izvedene zgolj osnovne. IV

STRENGTH MISMATCH OF A HIGH-STRENGTH STEEL WELD Keywords: high-strength steel, welding, weldability, strength mismatch, weld UDK: 621.791:539.219.2(43.2) Abstract The welds of high-strength steel in hydro-equipment contain heterogeneous areas caused by strength mismatch between the weld and the heat-affected zone in the actual weld. Strength mismatch influences the orientation and development of cracks in welds, which can't be avoided during construction and which can lead to the collapse of the whole construction. Due to the reasons mentioned above it is of key importance to define a precise strength mismatch factor for the weld in order to ensure a safe position of the welded construction element. We presume that the weld is an extremely heterogeneous microstructure with different mechanical characteristics for the weld and in the heat-affected zone. Due to very expensive metallographic tests we incurred some limitations during the experimental phase of the diploma and were forced to complete only the basic tests. V

VSEBINA 1 UVOD... 2 2 OSNOVNE ZNAČILNOSTI VISOKOTRDNOSTNIH KONSTRUKCIJSKIH JEKEL... 3 2.1 Visokotrdna mikrolegirana jekla z napetostjo tečenja do 5 MPa... 4 2.2 Poboljšana visokotrdnostna malolegirana konstrukcijska jekla... 5 2.3 Trdnostna neenakost visokotrdnostnih zvarnih spojev... 5 2.4 Karakteristike zvarnih spojev TRN... 6 2.5 Trdnostna neenakost v toplotno vplivanem področju zvarnih spojev TRN... 1 3 VPLIV TERMIČNEGA VARILNEGA CIKLUSA NA LASTNOSTI TVP... 14 3.1 Strukturne spremembe v TVP enovarkovnega zvarnega spoja ali temenskem varku večvarkovnega zvarnega spoja... 14 3.2 Strukturne spremembe v TVP večvarkovnega zvarnega spoja... 15 4 EKSPERIMENTALNI DEL... 18 4.1 Izhodišče raziskave in predstavitev problema... 18 4.2 REZULTATI RAZISKAV IN DISKUSIJA... 19 4.2.1 Varjenje večvarkovnih zvarnih spojev TRN in določitev njihovih lastnosti... 19 4.2.2 Izoblikovanje mikrostruktur v zvarnem spoju TRN... 27 5 MERJENJE MIKROTRDOTE V KORENU ZVARA ZVARNIH SPOJEV TRN... 32 6 DOLOČITEV KOEFICIENTA TRDNOSTNE NEENAKOSTI... 45 7 SKLEP... 58 8 VIRI, LITERATURA... 59 9 PRILOGE... 6 9.1 Seznam slik... 6 9.2 Seznam tabel... 64 9.3 Izjava o istovetnosti tiskane in elektronske verzije diplomskega dela in objavi osebnih podatkov avtorja... 65 VI

UPORABLJENI SIMBOLI raztezek ogljikov ekvivalent ( ) debelina jekla bazična elektroda sila difuzijski vodik udarna žilavost koeficient trdnostne neenakosti ( ) napetost tečenja ( ) natezna trdnost čas ohlajanja aluminij ogljik ogljikov dioksid krom baker silicij mangan molibden niobij nikelj fosfor VII

žveplo titan vanadij VIII

UPORABLJENE KRATICE CTOD odpiranje konice razpoke GZ TVP grobo zrnato TVP LKP lokalno krhko področje M koeficient trdnostne neenakosti MK GZ TVP medkritično segreto grobo zrnato TVP MK TVP medkritično TVP OM osnovni material TRE trdnostno enak zvarni spoj, M = 1 TRN trdnostno manjši zvarni spoj, M < 1 TRV trdnostno večji zvarni spoj, M > 1 TVP toplotno vplivano področje VTML visokotrdnostna malolegirana konstrukcijska jekla IX

1 UVOD V zvarnih spojih močno in kompleksno obremenjenih konstrukcij, ki so izdelane iz visokotrdnostnih malolegiranih konstrukcijskih jekel (VTML), pogostokrat nastopajo trdnostne neenakosti med osnovnim materialom (OM), toplotno vplivanim področjem (TVP) in zvarom. Zvarni spoj je sestavljen iz zvara in TVP. O zvaru z manjšo trdnostjo (zvar TRN) oziroma zvarnem spoju z manjšo trdnostjo (zvarnem spoju TRN). Koeficient trdnostne neenakosti M je definiran kot razmerje med napetostjo tečenja osnovnega materiala in napetostjo tečenja zvara. V primeru zvarnih spojev TRN znaša M < 1. Z njim lahko opredelimo stanje trdnostne heterogenosti v vsaki točki na prerezu zvarnega spoja. S stališča varivosti jekel VTML ter predvsem ekonomičnosti je izvedba zvara z manjšo napetostjo tečenja zaželena. Ugotoviti moramo, za koliko lahko zmanjšamo napetost tečenja zvara glede na osnovni material in ali lahko dosežemo s tehnologijo varjenja in z izbranim dodajnim materialom (varilna žica, elektroda) zadostno žilavost zvara. Ta je potrebna, da se zvar pri lokalni plastični deformaciji obnaša duktilno oziroma da zagotovimo utrjevanje materiala zvara brez hitre porušitve. Za varno obratovanje zvarjenih konstrukcij VTML moramo upoštevati možnost prisotnosti ploskovnih napak (razpoke zaradi vodika, zlepljena mesta itd.), ki lahko povzročijo lom v TVP ali zvaru. Osnovna značilnost zvarnega spoja TRN s prisotno ravninsko napako je, da OM in TVP pri preobremenitvi zvarnega spoja ostane v elastičnem napetostnem področju, medtem ko se duktilnejši material strjenega zvara že prične plastično deformirati. Varke TRN uporabljamo pri reparaturnem varjenju zvarnih spojev, ki so bili poškodovani pri obratovanju zaradi zahtevnih obratovalnih pogojev ali celo pri trenutni preobremenitvi konstrukcije. Namen raziskave je sistematična določitev mehanskih lastnosti in lomnega obnašanja večvarkovnih zvarnih spojev TRN, ki so izvedeni z»mehkim«korenskim slojem oziroma brez njega. Mehki korenski sloj je grajen z varki iz elektrod (polnjena žica) z manjšo napetostjo tečenja, da preprečimo nastanek razpok v hladnem med in po varjenju in obenem znižamo temperaturo predgrevanja OM. Podobne raziskave so bile že izvedene z oplaščenimi elektrodami, za katere se je izkazalo, da so primerne za gradnjo mehkega korenskega sloja, saj je le ta izkazoval skupaj z ostalim delom strjenega zvara veliko žilavost in s tem je bilo zajamčeno varno obratovanje zvarjene konstrukcije. 2

2 OSNOVNE ZNAČILNOSTI VISOKOTRDNOSTNIH KONSTRUKCIJSKIH JEKEL V zadnjem času po svetu projektirajo in gradijo visoko in kompleksno obremenjene zvarjene konstrukcije. Vzroki so v večji varnosti in tudi komercialne narave. Pri gradnji teh konstrukcij so pričeli zamenjevati debelejše na nateg obremenjene manjkakovostne materiale s tanjšimi materiali z večjo napetostjo tečenja, s t. i. visokotrdnostnimi malolegiranimi (VTML) konstrukcijskimi jekli. Ta jekla imajo v primerjavi z navadnimi večje mehanske lastnosti, dobro varivost in žilavost z nizko prehodno temperaturo, ki še dodatno zagotovi varnost pred krhkim lomom (Slika 2.1). [1] Slika 2.1: Prehodne temperature pri žilavosti 27 J za različne vrste jekel [1] Različne trdnosti jekel dosežemo zaradi različnih načinov izvajanja toplotne obdelave po valjanju, zato jih razdelimo na: - normalizirana mikrolegirana jekla, - termomehansko obdelana mikrolegirana jekla, - poboljšana jekla VTML. Posebej so primerna za uporabo pri: - gradnji visokotlačnih cevovodov, - gradnji mostov, - gradnji naftnih ploščadi, - izdelavi posod pod tlakom, - izdelavi različnih zvarjenih konstrukcij, kjer je poleg ostalih fizikalnih karakteristik pomemben dejavnik teže konstrukcije (razna vozila, cisterne, avtodvigala itd.). 3

2.1 Visokotrdna mikrolegirana jekla z napetostjo tečenja do 5 MPa Vsem drobnozrnatim visokotrdnim jeklom je skupna razmeroma majhna koncentracija ogljika, ki naj iz varilnotehničnih razlogov ne prekorači,2 % C oziroma je običajno pod,1 % C. Dodatek mikrolegiranih in legiranih elementov je omejen. Mikrolegirani elementi omogočajo precitipacijsko utrditev ter drobno zrno v jeklu. Izločki so spojine med mikrolegiranimi elementi, kot so vanadij, niobij, titan in aluminij, ter dušikom in ogljikom (karbonitridi, nitridi). Za zvečanje napetosti tečenja z mikrolegiranimi elementi se uporabljata vanadij in niobij. Dodatek,2,3 % Nb poveča napetost tečenja za 8 1 MPa. [1] V avstenitu so izločeni karbonitridi bistveno bolj grobi in so po ohladitvi s feritom nekoherentno povezani (njihova velikost je med 1 2 nm), zato je njihova sposobnost utrjevanja majhna. Vanadijevi karbonitridi se raztapljajo oz. izločajo med 65 in 85 C; proces je najbolj intenziven pri 75 C. Raztapljanje VCN pospešuje nastanek AIN, ki se prične pri 6 C, ker ima Al večjo afiniteto do N kot V. [1] Niobijevi karbonitridi se najbolj intenzivno izločajo pri 8 C, popolnoma pa se raztopijo pri temperaturi 12 C. V avstenitu tako nastopajo v večji količini kot VCN. Čisto se pojavijo na tromejah kristalnih zrn, mejah pod zrni in na dvojčičnih lamelah avstenita. Titanovi karbonitridi lahko v nasprotju z VCN in NbCN nastanejo že v zvarni talini velikosti manj kot 4 µm in so vidni že z optičnim mikroskopom. Iz trdne raztopine pa se lahko izločajo v velikosti do 4 nm. TiCN se prične kepljati pri temperaturi nad 14 C in šele nato se raztaplja v trdni raztopini do tališča, večina pa se jih raztopi v talini. Za finozrnata jekla z V, Nb in Ti je značilno, da se pri kontinuirnem ohlajevanju pri premeni iz γ v α pojavijo izločki karbonitridov heterogeno v nizih. S pospešenim ohlajevanjem jekel po valjanju skozi intervale izločevanja dosežemo tvorbo manjših izločkov in večje utrjevanje jekla. Če so V, Nb in Ti v feritu v prenasičeni trdni raztopini, se izločajo njihovi karbonitridi koherentno ali polkoherentno povezani z osnovo pretežno po dislokacijah (drsnih ravninah) in drugih mrežnih napakah kot delci velikosti od 5 do 1 nm. VCN v praksi zelo malo doprinese k utrditvi, vendar pri tem veže N in preprečuje staranje, niobij tvori s feritom pretežno koherentne karbonitride velikosti do 5 nm predvsem v začetnem stadiju izločanja in največ prispeva k utrditvi zrna. Kadar je koncentracija niobija zelo majhna, so karbonitridi velikosti do 3 nm in so nekoherentno povezani z osnovo (feritom). Titan, podobno kot niobij, tvori zelo majhne koherentne in polkoherentne karbonitride in, ker se najkasneje raztopi v avstenitu, njegovi delci velikosti od 2 do 8 nm preprečujejo rast primarnega avstenitnega zrna v TVP. [1] 4

2.2 Poboljšana visokotrdnostna malolegirana konstrukcijska jekla Visokotrdnostna konstrukcijska jekla z napetostjo tečenja do 5 Mpa in s trdnostjo od 57 do 7 Mpa so na splošno po valjanju normalizirana ali pa termomehansko obdelana. Večje napetosti tečenja z mehanizmi izločilnega utrjevanja ne moremo več doseči. Najti je treba tak način proizvodnje in obdelave jekla, s katerim bi dosegli večjo napetost tečenja in trdnost ter sposobnost varjenja, s tem da žilavost pri nizkih temperaturah ne bi bila ogrožena. Zaradi omejenih zahtev so začeli izdelovati poboljšana visokotrdnostna malolegirana jekla z napetostjo tečenja od 7 do 9 MPa in s trdnostjo od 8 do 1 Mpa. Za poboljšana malolegirana jekla je značilna drobnozrnata mikrostruktura, ki ima poleg večje napetosti tečenja in trdnosti tudi dobro žilavost in varivost pri C <,1 %. Poboljšanje je vezano s transformacijo v martenzitno stopnjo. Temperatura nastanka martenzita (Ms) je tem višja, čim nižja je koncentracija ogljika v avstenitu. Pri visokih temperaturah premene ima nastali martenzit dobro žilavost. Pri vsebnosti manj kot,1% C leži temperatura Ms nad 4 C. Tako je nastali maloogljični martinzit podvržen samopopuščanju (angl. autotempering) in dosega maksimalne trdote okoli 4 HV. Od tod izvira njegova dobra žilavost, posebej če je drobnozrnat. V maloogljičnem martenzitu so notranje napetosti majhne. To daje jeklu dobro žilavost tudi pri nizkih temperaturah. [1] Kemična sestava teh jekel je izbrana tako, da se pri varjenju avstenitizirani osnovni material zanesljivo transformira v martenzit, ko ga ohladimo s hitrostjo blizu kritične ohlajevalne hitrosti. Maloogljično jeklo lahko ohlajamo z vodo brez nevarnosti nastanka kalilnih razpok. Za reguliranje kritične ohlajevalne hitrosti, ki je potrebna za transformacijo v martenzit, so jeklu dodani legirni elementi. Po kaljenju sledi popuščanje, ki zagotovi želeno napetost tečenja in žilavost. Predpisano kemično sestavo teh jekel prikazuje preglednica 2.1., v njej prikazane vrednosti predstavljajo zgornjo mejo. [1] Tabela 2.1: Predpisana kemična sestava (najvišje dovoljene vrednosti) poboljšanih visokotrdnostnih malolegiranih konstrukcijskih jekel (po EURONORM 137) [1] C Si Mn P S N B Cr,2 1, 2,,25,25,2,5 2, Cu Mo Nb Ni Ti V Zr 1,5 1,,1 2,,2,2,15 2.3 Trdnostna neenakost visokotrdnostnih zvarnih spojev Z različno izbranimi kombinacijami osnovnega/dodajnega materiala lahko vplivamo na trdnostno zgradbo zvarnega spoja. Tako poznamo zvarne spoje, kjer ima: zvar manjšo trdnost (TRN) kot osnovni material oziroma napetost tečenja zvara ( ) < napetosti tečenja osnovnega materiala ( ), t. i. zvarni spoj TRN. zvar enako trdnost (TRE) kot osnovni material; =, t. i. zvarni spoj TRE. 5

Zvar večjo trdnost (TRV) kot osnovni material; >, t. i. zvarni spoj TRV. Trdnostno heterogenost zvarnega spoja lahko določimo v vsaki točki na prerezu zvarnega spoja s koeficientom trdnostne neenakosti (M): (2.1) Glede na različno trdnost zvara prepoznamo: M > 1 zvarni spoj TRV, M = 1 zvarni spoj TRE, M < 1 zvarni spoj TRN. Definicija koeficienta M je bistvenega pomena za predvidevanje lomnomehanskega obnašanja trdnostno heterogenih zvarnih spojev. [1] 2.4 Karakteristike zvarnih spojev TRN Heterogenost v mehanskih lastnostih zvarnega spoja najbolje opazimo na natezno obremenjenem sočelnem zvarnem spoju, ki ga obremenimo vzdolžno v smeri varjenja in prečno na smer varjenja (Slika 2.2). Slika 2.2: Porazdelitev napetosti in deformacij pri vzdolžno a) in prečno b) obremenjenem zvarnem spoju TRN. Krivulja B predstavlja enoosno natezno obnašanje zvara.[1] Na vzdolžno obremenjenem zvarnem spoju se bo zvar ne glede na lastno napetost tečenja moral deformirati hkrati z OM. V tem primeru različne mehanske lastnosti zvarnega spoja nimajo neposrednega vpliva na obnašanje zvara. Povsem drugače je pri prečno obremenjenem zvarnem spoju, kjer se zvar in OM različno deformirata glede na relativno razliko med njunima napetostnima tečenja oziroma glede na različno sposobnost deformacijskega utrjevanja materialov. Na Sliki 2.3 opazimo, da je zvar A ( << ) 6

pri sili že plastično deformiran (točka b), medtem ko je zvar B še v elastičnem stanju (točka a). [1] Slika 2.3: Vpliv manjše trdnosti zvara (krivulja A in B) na porazdelitev plastičnih deformacij na prečno obremenjenem zvarnem spoju TRN [1] Če zvara obremenjujemo do sile, potem zvar A doseže lastno natezno trdnost ( ) in se prelomi. Poleg zvara B (točka d) se v področju plastičnih deformacij nahaja tudi OM (točka e), ki bi se lahko v primeru večanja sile F in zadovoljivega deformacijskega utrjevanja zvara B celo pretrgal. Iz tega lahko zaključimo, da je pri zvarih TRN z majhno deformacijsko sposobnostjo utrjevanja oziroma visokim koeficientom ( ) verjetnost plastične deformacije OM zelo majhna oziroma celo izključena. Nasprotno pa se lahko pojavi pri zvarih TRN z visoko deformacijsko sposobnostjo utrjevanja oziroma nizkim koeficientom ( ) plastična deformacija tudi v OM. [1] Omeniti moramo tudi vpliv nihanja napetosti tečenja OM na pojav zvarnih spojev TRN. S Slike 2.4 je razvidno, da je verjetnost za oblikovanje zvarnih spojev TRN večja pri jeklih (OM), ki so občutljivejša na lastna nihanja napetosti tečenja. 7

Slika 2.4: Oblikovanje zvarnega spoja TRN zaradi lastnih nihanj napetosti tečenja osnovnega materiala. Oznaki A in B predstavljata osnovni material z različnimi mehanskimi lastnostmi. [1] Eden od načinov, da se izognemo oziroma zmanjšamo vpliv zvara TRN, je določitev največje napetosti tečenja OM. Lahko pa se z zvarom TRN tudi strinjamo, vendar hkrati predpišemo večjo žilavost zvara. Porazdelitev deformacij v prečno obremenjenem zvarnem spoju TRN v odvisnosti od oblike zvarnega žleba (V ali X) prikazuje Slika 2.5. [1] Slika 2.5: Porazdelitev plastičnih deformacij v simetričnem X in V zvarnem spoju TRN [1] Največja koncentracija plastičnih deformacij se pojavi v korenu (zvar in TVP) zvarnega spoja pri obeh oblikah zvarnih spojev, kar je prav gotovo zelo neugodno, saj se prav na tem mestu najpogosteje pojavijo različne napake (razpoke v hladnem, zlepljena mesta, neprivarjen koren itd.). [1] 8

Zvarni spoj X v primerjavi z zvarnim spojem V preprečuje večjo koncentracijo deformacij v korenskem delu, vendar kljub temu ob prisotnosti napake zahteva večjo žilavost zvara in TVP. Raziskave zvarnih spojev TRN so pokazale, da so plastične deformacije veliko manjše pri oblikah I zvarnih spojev (pri t. i. varjenju v ozki reži), ki so tudi ekonomsko bolj upravičeni zvarni spoji. Pri zvarnih spojih so pomembni razmerje med širino zvara (H)/debelino pločevine (B), ki neposredno vpliva na velikost, in porazdelitvijo plastične deformacije v TVP in zvaru. Od tega razmerja je odvisna tudi sposobnost deformacijskega utrjevanja zvara. [1] Zvarni spoji TRN se pogosto uporabljajo pri reparaturnem varjenju oziroma na togih mestih v zvarjenih konstrukcijah, ki so pod vplivom visokih koncentracij napetosti (prebodi, vozlišča v paličnih konstrukcijah itd.). Posebej zanimiva je uporaba zvarnih spojev TRN za preprečevanje vodikove razpokljivosti v hladnem. Kot je znano, pride do pojava razpokljivosti v hladnem najpogosteje v korenu zvara ali TVP. Temu se izognemo tako, da OM predgrevamo na določeno temperaturo, kar pa močno zviša stroške izdelave zvarnih spojev. Običajno so takšni zvarni spoji sestavljeni iz mehkejših, vendar dovolj žilavih korenskih varkov, s katerimi preprečujemo nastanek razpok v hladnem. Temenski varki so grajeni s trdnostjo večjimi lastnostmi zaradi večje nosilnosti zvarnega spoja. Na splošno lahko rečemo, da je varjenje zvarnih spojev TRN produktivno in ekonomično. Ob tem moramo poudariti, da zvarni spoji TRN s prisotno ravninsko napako zahtevajo veliko stopnjo deformacijske sposobnosti utrjevanja zvara in hkrati večjo žilavost za preprečevanje loma že pri relativno majhnih obremenitvah. [1] 9

2.5 Trdnostna neenakost v toplotno vplivanem področju zvarnih spojev TRN V TVP večvarkovnega zvarnega spoja je porazdelitev mikrostruktur precej zapletena zaradi termičnega varilnega cikla in lastnosti osnovnega materiala (Slika 2.6). [1] Slika 2.6: Porazdelitev mikrostruktur v TVP večvarkovnega zvarnega spoja [1] Tako je TVP precej heterogeno področje zaradi neenakomerne trdnosti in žilavosti. Pri proučevanju lomne žilavosti heterogenega področja TVP je posebna pozornost namenjena področjem z izrazito majhno lomno žilavostjo oziroma t. i. lokalno krhkim področjem (LKP). Med takšna področja zagotovo sodi celotno grobozrnato TVP (GZ TVP). V GZ TVP se lomna žilavost še dodatno lokalno poslabša na mestu (MK GZ TVP), ki je bilo ponovno segreto na medkritično temperaturo (7 9 C) zaradi termičnega vpliva naslednjega varka. Raziskovalci so ugotovili, da je vzrok za izredno majhno žilavost MK GZ TVP krhka martenzitno-avstenitna mikrostrukturna sestavina (sestavina M-A), za katero je značilna povišana koncentracija ogljika (do 1 %) in velika trdota (HV~5 7). [1] Za visokotrdna konstrukcijska jekla je značilno zmehčanje (zmanjšanje trdote), ki nastane v TVP zvarnega spoja med temperaturo popuščanja jekla (npr. 62 C). To se kaže v padcu trdote zmehčanega dela TVP (Slika 2.7). Širina zmehčanega področja je odvisna od vnesene toplote pri varjenju in lastnosti osnovnega materiala. Zmehčano področje TVP je ožje pri termomehansko obdelanih mikrolegiranih jeklih v primerjavi z zmehčanim 1

področjem pri poboljšanih jeklih VTML, kar velja v primeru enake napetosti tečenja pri obeh omenjenih jeklih. [1] Slika 2.7: Širina zmehčanega področja pri zvarnem spoju iz poboljšanega jekla VTML in termomehansko obdelanega mikrolegiranega jekla [1] Področje TVP linija zlitja je posebej občutljivo področje za nastanek ravninskih napak, kot so razpoke v hladnem, zlepljena mesta itd. Kadar je žilavost TVP neenakomerna in na posameznih področjih kritična, nastanejo na teh mestih omenjena LKP in prisotne napake lahko povzročijo lom v TVP. V zvarnih spojih TRN se lom zaradi večje trdnosti OM širi proti zvarnemu spoju (v TVP ali strjenemu zvaru), kot prikazuje Slika 2.8. [1] 11

Slika 2.8: Shematičen prikaz rasti in odklona smeri razpoke v trdnostno slabši zvar [1] Raziskave so pokazale, da je v tem primeru upoštevan samo globalni vpliv trdnostne neenakosti (zvar OM, M < 1) zvarnega spoja na nastanek in širitev loma, ne pa tudi t. i. lokalni vpliv trdnostne neenakosti na konici razpoke. Upoštevanje lokalne neenakosti na konici razpoke je izredno pomembno v primeru lokacije razpoke v zelo krhkih in žilavo neenakomernih področjih, kot je zvarni spoj TVP. Smer odklona razpoke bo kontrolirala z lokalnimi trdnostnimi pogoji in njena smer se bo vedno nagibala k področjem z manjšo žilavostjo. Vpliv lokalne oziroma globalne trdnostne neenakosti na vrednosti CTOD ni natančno določen. Eksperimentalni rezultati CTOD so pokazali, da je lokalno trdnostno neenakost na konici razpoke potrebno upoštevati pri manjši žilavosti zvarnih spojev, ker je takrat lokalna trdnostna neenakost večji vzrok za nastop loma kot globalna trdnostna neenakost, kar prikazuje Slika 2.9. [1] 12

Slika 2.9: Prikaz globalne trdnostne neenakosti [2] (zvar proti OM) in lokalne trdnostne neenakosti (med področji v okolici konice razpoke) pri lomnomehanskem preizkušanju zvarnih spojev (Slika 2.9 a )). Konica utrujenostne razpoke je nameščena v področju TVP linije spajanja (Slika 2.9 b)). Lepo je vidna asimetrična porazdelitev napetostnih polj (plastične deformacije) na konici razpoke, ki zajema področje zvara TRN. Puščice (na Sliki 2.9 a) kažejo smer stabilne rasti razpoke v primeru upoštevane globalne ali lokalne trdnostne neenakosti v TVP zvarnega spoja TRN. 13

3 VPLIV TERMIČNEGA VARILNEGA CIKLUSA NA LASTNOSTI TVP 3.1 Strukturne spremembe v TVP enovarkovnega zvarnega spoja ali temenskem varku večvarkovnega zvarnega spoja Na izoblikovanje v mikrostruktur v TVP varka in širino posameznih področij v veliki meri vplivajo potek termičnega varilnega ciklusa (segrevanje in ohlajevanje in čas na temperaturi) ter lastnosti osnovnega materiala. To nam prikazuje Slika 3.1 [1] Slika 3.1: Izoblikovanje struktur v TVP varka [1] CGHAZ (grobozrnato TVP oz. področje rasti zrn) nastane nad 115 C. Za jekla z nizkim Ceq prevladuje v tem področju proeutektoidni ferit, pri višjih Ceq je prisotne več Widmanstattenove strukture. Pri mikrolegiranih jeklih pa npr. Nb to zgorajimenovano strukturo še pospešuje (povišuje prekaljivost). Martenzit in vmesne strukture nastanejo raje pri jeklih z višjim Ceq, med hitrejšim ohlajevanjem pa tudi pri jeklih z nižjim Ceq. 14

FGHAZ (finozrnato TVP) nastane pri temperaturah med 115 C in 9 C. Za to področje so značilne visoke mehanske lastnosti, duktilnost in lomna žilavost. ICHAZ (medkritično ogreto TVP) nastane pri temperaturah med 7 C in 9 C. Pri tem pride do nepopolne avstenitizacije, zato lahko nastane pri hlajenju več različnih struktur. V odvisnosti od hitrosti hlajenja ( ) nastane perlit, gornji bainit ali martenzit po kristalnih mejah zrn osnovnega materiala. [1] 3.2 Strukturne spremembe v TVP večvarkovnega zvarnega spoja Raziskave so pokazale, da imajo določena področja TVP večvarkovnega zvarnega spoja izrazito nizko lomno žilavost. Ta področja imenujemo lokalna krhka področja (LKP). Zaradi vpliva zaporednih termičnih ciklov pri varjenju varkov je mikrostruktura v TVP večvarkovnih zvarnih spojev komplicirana. Pri preučevanju lomne žilavosti TVP oz. LKP je treba obravnavati večvarkovne zvarne spoje, še posebej CGHAZ pod vplivom dveh oz. treh varkov. Pri tem je zaradi boljše preglednosti dobro, prikazati različne dele TVP oz. CGHAZ na način, kot ga prikazujeta Slika 3.2. in Slika 3.3. [1] Slika 3.2: Izoblikovanje mikrostruktur v TVP dvovarkovnega zvarnega spoja [1] 15

Slika 3.3: Izoblikovanje mikrostruktur v TVP večvarkovnega zvarnega spoja [1] Izmed področij na Sliki 3.3. bi bila vsa možna področja za tvorbo LKP, razen FGHAZ. Mnenja o tem, katera izmed teh področij bi definirali kot LKP, so deljena. Področje ICCGHAZ je zagotovo eno od teh, saj pri ponovnem gretju grobega zrna na temperaturi 7 9 C ( ) lahko nastaja M/A (martenzitno/avstenitna) strukturna faza. Prisotnost M/A je glavni vzrok nizke lomne žilavosti v CGHAZ, še posebej pa v ICCGHAZ visokotrdnostnih jekel. Formiranje in porazdelitev M/A pa nista odvisni le od termičnih ciklov, ampak npr. tudi od mikroizcelegirnih elementov v CGHAZ. [1] Če na neko področje termično vplivata več kot dva varka, postane definicija področja komplicirana, saj se pri določenih temperaturah M/A razgradijo. Popuščanje zaradi naslednjega varka lahko pripelje do razgradnje M/A v ICCGHAZ na ferit in cementit v končni fazi. Ob dobrem poznavanju teh mehanizmov bi lahko s pravilno izbiro varilnega postopka in parametrov vplivali na lomno žilavost teh področij. Nekateri raziskovalci jemljejo celotno CGHAZ v bližini FL linije zlitja kot LKP. Po enem od kriterijev bi smeli preostala področja, ki še vsebujejo vključke M/A, imenovati LKP. Na Sliki 3.4 zgornje ugotovitve povzamemo ter grafično prikažemo stanje v večvarkovnem spoju. [1] 16

Slika 3.4: Mikrostrukture v TVP večvarkovnega zvarnega spoja [1] 17

4 EKSPERIMENTALNI DEL 4.1 Izhodišče raziskave in predstavitev problema O gradnji trdnostno nižjega zvarnega spoja (TRN) govorimo, kadar je napetost tečenja v zvaru nižja od napetosti tečenja v osnovnem materialu. Takšen zvarni spoj je podan s koeficientom trdnostne neenakosti (M), ki je razmerje med napetostjo tečenja zvara in osnovnega materiala M<1. Gradnja zvarnih spojev TRN je zaradi poceni izdelave zaželena, saj z uporabo dodajnih materialov (elektrod, žic idr.) z nižjo mejo tečenja odpravimo nastanek razpok v hladnem in hkrati znižamo ali pa celo odpravimo predgrevanje in pogrevanje osnovnega materiala. Zvare TRN uporabljamo tudi pri reparaturnem varjenju poškodovanih visokoobremenjenih konstrukcij, izdelanih iz visokotrdnostnih malolegiranih konstrukcijskih jekel (VTML). [2] Predhodne raziskave so pokazale, da gradnja zvarnih spojev TRN predstavlja tehnološki izziv, saj je treba s pomočjo optimalne tehnologije zagotoviti dovolj visoko žilavost najbolj kritičnega dela zvara (korena zvara), da se koren zvara skupaj z ostalim temenskim delom zvara pri lokalni plastični deformaciji obnaša duktilno, s čimer dosežemo utrjevanje materiala zvara brez nenadne porušitve. Pri tem upoštevamo lokalno trdnostno neenakost, ki nastane zaradi legiranja materiala korena zvara s strani osnovnega materiala in ima škodljiv vpliv na lomnomehansko obnašanje področij zvara z majhno žilavostjo. Zaradi tega je treba določiti optimalno širino korena zvara TRN, pri kateri stopnja legiranja korena zvara s strani osnovnega materiala, ki je odvisna od izbranega dodajnega materiala in tehnologije varjenja, ne bo zviševala napetosti tečenja korena zvara in hkrati zmanjšala njegove žilavosti, kot se je to pokazalo v raziskavah, ko je širina korena zvara znašala 5 mm. [2] Skupaj z naročnikom raziskav in proizvajalcem dodajnih materialov SŽ-Elektrode Jesenice d.o.o. sem se odločil za gradnjo zvarnih spojev TRN na jeklu VTML znamke MICRAL 69. [2] Izbrane so bile širine korenov 5 6 mm, 8 9 mm in 1 11 mm. Zavarjeni zvarni spoji TRN so bili lomnomehansko preizkušeni po predpisih japonskega standarda WES 118 in WES TR288 za primer statičnih in dinamičnih obremenitev in določitev statične in dinamične lomne žilavosti CTOD v korenu zvara TRN, kar je bil tudi glavni namen raziskave. Zadnje porušitve visokoobremenjenih varjenih konstrukcij zaradi potresov oziroma dinamičnih obremenitev na Japonskem so pokazale, da so se nekatere konstrukcije porušile popolnoma krhko, pa čeprav so pred tem zvarni spoji izkazovali visoko statično lomno žilavost CTOD. [2] Ker je lomnomehansko preizkušanje zvarnih spojev pri statičnih in dinamičnih obremenitvah povezano z visokimi finančnimi stroški, smo v raziskavi uporabili tudi 18

numerične simulacije preizkušanja lomnomehanskih preizkušancev pri statičnih obremenitvah, kar bo predvsem pocenilo nadaljevanje raziskav. [2] V raziskavi je prikazan postopek za pravilen pristop k določanju lomnomehanskega obnašanja zvarnih spojev TRN. Rezultati raziskav določajo lomnomehansko obnašanje zvarnih spojev TRN, zavarjenih z izbranimi dodajnimi materiali, in omogočajo prodajo dodajnih materialov proizvajalca in naročnika raziskave. [2] 4.2 REZULTATI RAZISKAV IN DISKUSIJA 4.2.1 Varjenje večvarkovnih zvarnih spojev TRN in določitev njihovih lastnosti Za raziskave sta bila izbrana poboljšano jeklo VTML znamke MICRAL 69 debeline 4 mm, ki je že bilo uporabljeno v raziskavi, in jeklo NIOMOL 49K debeline 3 mm. Obe vrsti jekla izdeluje SŽ-Acroni Jesenice. Osnovne karakteristike obeh osnovnih materialov, določenih po atestu in pred varjenjem, so predstavljene v Preglednicah 4.1 in 4.2. Natezni okrogli preizkušanci (Ø5 mm) za določitev mehanskih lastnosti so bili izdelani po standardu DIN 5125 in odvzeti iz osnovnega materiala v smeri valjanja pločevine. [2] Tabela 4.1 Kemična sestava osnovnih materialov Micral 69 in Niomol 49K, določena po atestu in pred izvedbo varjenja [2] Kemična sestava (%) MICRAL 69 NIOMOL 49K MICRAL 69 (atest) NIOMOL 49K (atest) C Si Mn P S Cr Ni Mo Cu Al Nb,1,37,45,2,3,75 1,75,12,24,37 -,9,23,37,1,1,61,14,24,29,28,3,16,68,75,2,3,79 - - - - -,7,54,56,8,2,67 -,35 -,25,62 19

Tabela 4.2: Mehanske lastnosti osnovnih materialov Micral 69 in Niomol 49K, določene po atestu in pred izvedbo varjenja [2] Oznaka MICRAL 69 NIOMOL 49K MICRAL 69 (atest) NIOMOL 49K (atest) ( ) ( ) A % N Udarna žilavost (J) 75 815 22,4,973 12,11,99 pri C 66 68 27,3,1132-71 81 15,5-85,91,1 pri C 52 635 19, - 258,265,26 pri 6 C Za gradnjo zvarov TRN so bili uporabljeni dodajni materiali proizvajalca SŽ-Elektrode Jesenice d.o.o. Varjenje je potekalo na varilnih talonih (5 x 2 x 3/4) z X-obliko zvarnega žleba (Slika 4.1). Oplaščene bazične elektrode so bile pred varjenjem ustrezno sušene (4 C/1 h) zaradi zmanjšanja vsebnosti difuzijskega vodika ( ) v realnem zvaru. [2] Slika 4.1: X-oblika zvarnega žleba [2] Z izbrano tehnologijo varjenja z MAG postopkom v plinski mešanici (8 % Ar + 2 % ) in uporabo elektroobločnega varjenja z oplaščeno elektrodo so bili zavarjeni večvarkovni zvarni spoji TRN s širino korena zvara D=6 7 mm, 8 9 mm in 1 11 mm (Slika 4.2, Slika 4.3 in Slika 4.4). Kemična sestava korenskih delov večvarkovnih zvarnih spojev TRN v odvisnosti od različne širine korenov je podana v Preglednicah 4.3 4.1. 2

Mehanske lastnosti večvarkovnih zvarnih spojev TRN s pripadajočo vneseno energijo in globalnim koeficientom trdnostne neenakosti M so podane v Preglednici 4.11. Vsi zvarni spoji so bili zavarjeni brez predgrevanja in pogrevanja in pregledani z rentgensko neporušno defektoskopijo. Izmerjeni časi ohlajevanja so bili v časovnih mejah 1 15 s. V varilnih talonih so se pojavile manjše napake (pore, vključki žlindre, manjše zajede). [2] Slika 4.2: Prerez večvarkovnega X-zvarnega spoja TRN s širino korena D=6 7 mm, zavarjenega na jeklu Niomol 49K debeline 3 mm [2] Slika 4.3: Prerez večvarkovnega X-zvarnega spoja TRN s širino korena D=8 9 mm, zavarjenega na jeklu Niomol 49K debeline 3 mm [2] 21

Slika 4.4: Prerez večvarkovnega X-zvarnega spoja TRN s širino korena D=1 11 mm, zavarjenega na jeklu Niomol 49K debeline 3 mm [2] Tabela 4.3: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z elektrodo EVB 55 [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 EVB55 koren Oznaka vzorca =8 9 EVB55 koren Oznaka vzorca =1 11 EVB55 koren Elem ent C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),8,27 1,1,17,6,19,6,1,9 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),7,29 1,35,13,5,12,7,15,5 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,32 1,46,15,7,8,3,16,6 22

Tabela 4.4: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z elektrodo EVN Ni [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 EVBNi koren Oznaka vzorca =8 9 EVBNi koren Oznaka vzorca =1 11 EVBNi koren Elem ent C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),8,29,77,18,9,25,97,11,8 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,53,88,15,6,8 1,3,1,7 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,51,78,16,9,7 1,9,11,6 Tabela 4.5: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z elektrodo EVB NiMo [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 EVB Ni Mo koren Oznaka vzorca =8 9 EVB Ni Mo koren Ele ment C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),8,31,57,16,5,45,66,11,31 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,37,78,13,6,27,99,1,34 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm 23

Oznaka vzorca =1 11 EVB Ni Mo koren Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,41,88,15,9,36 1,5,12,3 Tabela 4.6: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z žico Filtub 28B [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 FILTUB koren Oznaka vzorca =8 9 FILTUB koren Oznaka vzorca =1 11 FILTUB koren Ele ment C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),7,25,77,11,9,11,6,15,13 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,27,91,13,6,2,9,1,24 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),5,35 1,23,17,6,36,13,12,43 24

Tabela 4.7: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z žico VAC6 [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 VAC6 koren Oznaka vzorca =8 9 VAC6 koren Oznaka vzorca =1 11 VAC6 koren Ele ment C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),9,79 1,2,19,9,35,6,13,1 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),7,86 1,38,13,6,37,9,15,13 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),8,99 1,29,18,8,19,2,1,16 Tabela 4.8: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z žico VAC65 [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 VAC65 koren Oznaka vzorca =8 9 VAC65 koren Ele ment C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),8,86 1,32,2,6,25,9,3,15 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),7,99 1,48,13,6,27,8,5,11 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca Elem ent C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo 25

=1 11 VAC65 koren (%),8,84 1,64,18,6,19,8,9,13 Tabela 4.9: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z elektrodo EVB 2,5 Ni [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 EVB 2,5 Ni koren Oznaka vzorca =8 9 EVB 2,5 Ni koren Oznaka vzorca =1 11 EVB 2,5 Ni koren Ele ment C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),8,39,66,11,1,36 1,97,19,18 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,43,72,15,6,29 2,2,11,17 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),6,49,88,16,7,33 2,39,17,6 Tabela 4.1: Kemična sestava različnih širin korenov zvara, zavarjenih z elektrodo EVB S [2] Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Oznaka vzorca =6 7 EVB S koren Oznaka vzorca =8 9 EVB S Ele ment C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo (%),8,43,67,15,7,35,11,1,19 Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),7,57,71,13,6,21,9,1,24 26

koren Oznaka vzorca =1 11 EVB S koren Osnovni material: NIOMOL 49K, debelina 3 mm Elem C Si Mn P S Cr Ni Cu Mo ent (%),7,64,83,17,6,46,13,12,13 Zvarni spoj Dod. m. /OM VAC6/ Niomol VAC65/ Niomol EVB5/ Niomol EVB55/ Niomol EVBS/ Niomol EVBNi/ Niomol EVBNi Mo/ Niomol Filtub 28B/ Micral Tabela 4.11: Mehanske lastnosti večvarkovnih zvarnih spojev TRN s pripadajočo vneseno energijo pri varjenju in globalnim faktorjem trdnostne neenakosti M [2] n Koeficient M Vnos toplote (KJ/cm) (MPa) (MPa) A (%) koren teme koren teme koren teme koren teme koren teme,1444,78,79 5 8,5 15 18,3,145,8,77 5 8,5 14 19,1342,84,81 6,1 8 14,5 18,1369,82,8 6,1 8 16 2,1587,71,73 6 8,2 12,5 16,1218,92,94 6 9 17 18,5,1282,88,88 6,5 8 16,5 2,1277,88,89 5 8,5 17 24 *podane povprečne vrednosti za širino korena D=6 7 mm in D=8 9 mm +podane povprečne vrednosti za širino korena D=8 9 mm in D=1 11 mm 4.2.2 Izoblikovanje mikrostruktur v zvarnem spoju TRN Na izoblikovanje mikrostruktur v korenu zvara imajo pomemben vpliv toplotni varilni ciklus in lastnosti osnovnega materiala. S pomočjo optičnega in elektronskega vrstičnega mikroskopa (SEM) je bila izvedena analiza mikrostruktur v korenu zvara z različnimi širinami, kot prikazujejo Slike 4.5 4.11. [2] 27

Slika 4.5: Bainit v osnovnem materialu NIOMOL 49K (32x) [2] Slika 4.6: Drobnozrnata mikrostruktura iz zgornjega bainita v korenu zvara (EVB 55, D=1 11 mm) s sledovi primarnega ferita po mejah avstenitnih zrn (2x) [2] 28

Slika 4.7: Drobnozrnata feritno-bainitna mikrostruktura v korenu zvara (EVB NiMo, D=1 11 mm), SEM, (1x) [2] Slika 4.8: Bainit v korenskih varkih zvara (EVB S, D=1 11 mm) (2x) [2] 29

Slika 4.9: Drobnozrnata bainitna mikrostruktura v korenskem delu zvara (VAC 6, D=6 7 mm) (2x) [2] Slika 4.1: Bainit s sledovi primarnega ferita v korenu zvara tik ob liniji spajanja (Filtub 28B, D=1 11 mm) (2x) [2] 3

Slika 4.11: Feritno-bainitna mikrostruktura v korenu zvara (EVB 5, 6 7 mm) (2x) [2] 31

Trdota HV1 5 MERJENJE MIKROTRDOTE V KORENU ZVARA ZVARNIH SPOJEV TRN V zvarnih spojih TRN so bile v smeri širine korenov zvarov izmerjene mikrotrdote HV.1 z namenom natančne določitve porazdelitve lokalne trdnostne neenakosti skozi širino korena zvara. Razdalja med odtiski je bila 1 mm. Porazdelitev mikrotrdote skozi različne širine korenov zvarov prikazujejo Slike 5.1 5.24. [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 5.1: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 6 1,2 mm [2] 32

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.2: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 6 1,2 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 5.3: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 6 1,2 mm [2] 33

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 15 Slika 5.4: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 65 1,2 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 Slika 5.5: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 65 1,2 mm [2] 34

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 15 Slika 5.6: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 65 1,2 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 5.7: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 5 4 mm [2] 35

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.8: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 5 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 5.9: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 5 4 mm [2] 36

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 Slika 5.1: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 55 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.11: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 55 4 mm [2] 37

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.12: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 55 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 5.13: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB S 4 mm [2] 38

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 Slika 5.14: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=8 9mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB S 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.15: Porazdelitev mikrotrdote v prečni smeri korenskega dela (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB S 4 mm [2] 39

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 5.16: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB Ni 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.17: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB Ni 4 mm [2] 4

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.18: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB Ni 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 5.19: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB NiMo 4 mm [2] 41

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.2: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB NiMo 4 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 5.21: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB NiMo 4 mm [2] 42

Trdota HV1 Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 5.22: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico FILTUB 1,2 mm [2] 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 5.23: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico FILTUB 1,2 mm [2] 43

Trdota HV1 35 3 25 2 15 1 5 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 5.24: Porazdelitev mikrotrdote v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico FILTUB 1,2 mm [2] 44

M faktor 6 DOLOČITEV KOEFICIENTA TRDNOSTNE NEENAKOSTI Koeficient trdnostne neenakosti je definiran kot razmerje med napetostjo tečenja zvara in napetostjo tečenja OM; ( ). Za določitev napetosti tečenja zvara se pogosto uporablja empirična zveza ( ), ki za izračun napetosti tečenja materiala upošteva mikrotrdoto HV.1, izmerjeno v posameznih točkah v smeri širine korena zvara. Lokalno porazdelitev koeficienta trdnostne neenakosti v smeri širine zvara prikazujejo Slike 5.1 5.24 v prejšnjem poglavju. Lokalno porazdelitev koeficienta trdnostne neenakosti v smeri širine korena zvara prikazujejo Slike 6.1 6.24 v nadaljevanju, iz katerih je razvidno, da je lokalni koeficient trdnostne neenakosti v področju korena zvara M<1, kar pomeni, da zvarni spoji tudi po varjenju ustrezajo predvidenim trdnostnim pogojem zvarnih spojev TRN. Vrednost koeficientov trdnostne neenakosti se bolj približujejo vrednosti M=1 pri zvarnih spojih s širino korenov 6 7 mm, kar dokazuje, da je vpliv stopnje namešanja s strani osnovnega materiala večji pri širini korena D=6 7 mm kot pri širini korenov D=8 9 mm in D=1 11 mm. [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 6.1: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 6 1,2 mm [2] 45

M faktor M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.2: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 6 1,2 mm [2] 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 6.3: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 6 1,2 mm [2] 46

M faktor M faktor 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 15 Slika 6.4: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 65 1,2 mm [2] 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 Slika 6.5: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 65 1,2 mm [2] 47

M faktor M faktor 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 15 Slika 6.6: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico VAC 65 1,2 mm [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 6.7: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 5 4 mm [2] 48

M faktor M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.8: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 5 4 mm [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 6.9: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 5 4 mm [2] 49

M faktor M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 Slika 6.1: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 55 4 mm [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.11: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 55 4 mm [2] 5

M faktor M faktor 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.12: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB 55 4 mm [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 6.13: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB S 4 mm [2] 51

M faktor M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 Slika 6.14: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB S 4 mm [2] 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.15: Porazdelitev faktorja M v prečni smeri korenskega dela (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB S 4 mm [2] 52

M faktor M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 6.16: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB Ni 4 mm [2] 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.17: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB Ni 4 mm [2] 53

M faktor M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.18: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB Ni 4 mm [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 6.19: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB NiMo 4 mm [2] 54

M faktor M faktor 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.2: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB NiMo 4 mm [2] 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 6.21: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z elektrodo EVB NiMo 4 mm [2] 55

M faktor M faktor 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 Slika 6.22: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=6 7 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico FILTUB 1,2 mm [2] 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 Slika 6.23: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=8 9 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico FILTUB 1,2 mm [2] 56

M faktor 1,6 1,4 1,2 1,8,6,4,2 1 2 3 4 5 6 7 8 9 1 11 12 13 14 Slika 6.24: Porazdelitev faktorja M v prečnem korenskem delu (D=1 11 mm) X-zvarnega spoja, grajenega z žico FILTUB 1,2 mm [2] 57

7 SKLEP 1. Iz primerjave globalnih in lokalnih koeficientov v korenu zvarnih spojev TRN je razvidno, da globalni koeficienti trdnostne neenakosti predstavljajo vrednost za področje korena zvara, iz katerega so bili odvzeti natezni preizkušanci premera 5 mm. 2. Iz medsebojne primerjave lokalnih koeficientov trdnostne neenakosti je razvidno, da so vrednosti M < 1 in se najbolj približajo vrednosti M = 1 pri širini korena 6 7 mm. Zaradi tega vsi realni zavarjeni zvarni spoji trdnostno ustrezajo zvarnim spojem TRN. 3. Vrednosti koeficientov trdnostne neenakosti v primeru zvara TRN, varjenega z elektrodo EVB Ni, so za vse širine korenov približno enake oz. se v primeru širine korena 1 11 mm najbolj približajo vrednosti 1. V nekaj točkah vrednost 1 tudi presežejo, kar kaže na to, da je elektroda EVB Ni od vseh uporabljenih dodajnih materialov v raziskavi najbolj občutljiva na stopnjo namešanja s strani OM. 58

8 VIRI, LITERATURA [1] Zdravko Praunseis: Vpliv znižane trdnosti strjenega zvara z vključenimi heterogenimi področji na lomne lastnosti VTML jekla, doktorska disertacija, 1998. [2] Zdravko Praunseis; Mojca Šolar; Ivan Gubenšek; Aleš Lesnika; Marjan Bregant; Sonja Pavlovič; Jernej Markež: Določitev dinamične lomne žilavosti varjenih konstrukcij, Zaključno poročilo o rezultatih aplikativnega raziskovalnega projekta 21 24, 24. 59