С. Н. Киселёв, Г. Н. Шевелев,
В. В. Рощин, Г. Н. Зеленцов,
В. А. Хаванов
СОЕДИНЕНИЕ ТРУБ
ИЗ РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
*** 1981 ***
|
ФPAГMEHT КНИГИ (...) ИССЛЕДОВАНИЯ РАБОТОСПОСОБНОСТИ СОЕДИНЕНИЙ ТРУБ
Вопрос о прочности разнородного сварного соединения трубопровода связан с решением ряда задач — обеспечение определенного уровня прочностных и пластических свойств материалов каждого участка сварного соединения, снижение остаточных и рабочих напряжений, повышение служебных свойств соединения (исходя из-условий, в которых будет работать стык) и др. Но даже при решении всего этого комплекса задач остается открытым вопрос о работоспособности разнородного соединения в рабочих условиях, а часто и вопрос о предпочтительном варианте сварки из нескольких технологически равноценных. Объясняется это тем, что в настоящее время нет достаточно приемлемой методики оценки работоспособности разнородных сварных соединений трубопроводов, а экспериментальные исследования на малых образцах, даже самые обширные, не дают ответа на этот самый важный вопрос. В данном параграфе излагается возможный подход к оценке работоспособности разнородных сварных соединений трубопроводов-при наиболее распространенных и тяжелых для разнородных соединений условиях — переменных нагрузках и температурах. Сначала анализируется напряженное состояние соединения и определяются наиболее напряженные участки. Далее производится расчет долговечности стыка и сопоставление с результатами испытаний натурных разнородных соединений. При анализе напряженного состояния в соединении в данном случае мы не будем стремиться учесть все многообразие факторов, влияющих на напряженное состояние в стыке. Это можно сделать, используя методику, изложенную выше в параграфе 4 гл. II. Остановимся только на основных факторах, определяющих напряженное состояние, а во многом и работоспособность соединения. В нашем случае целесообразно воспользоваться расчетами работы 71, где они доведены до численного решения. В этой работе приводится расчет достаточно длинного полого или сплошного цилиндра с произвольным изменением по длине цилиндра относительного температурного расширения F{z)=a{z)T{z). При этом рассмотрен также расчет цилиндра, находящегося под. воздействием произвольно изменяющегося вдоль оси внутреннего или внешнего давления, что позволяет, используя принцип Дюгаменя — Неймана о независимости действия внешних нагрузок и относительного температурного расширения, определить напряжения от их совместного воздействия методом суперпозиции. Для рассматриваемого случая важно и то, что задача решается без ограничений по толщине стенки; это позволяет рассматривать напряжения в сварных стыках толстостенных трубопроводов. Главным фактором, определяющим особенность напряженного состояния разнородного соединения при сварке, термообработке и эксплуатации, является различие в коэффициентах теплового расширения а свариваемых и присадочных материалов. Вопрос о различии в коэффициентах а материалов разнородных стыков в той или иной степени затрагивается во многих работах, но он заслуживает того, чтобы его рассмотреть более подробно. Опыт эксплуатации разнородных сварных соединений трубопроводов показывает, что наиболее вероятным местом разрушения является околошовная зона. Именно поэтому много работ посвящено изучению околошовной зоны — условий возникновения и развития обезуглероженных зон и зон с повышенной хрупкостью 30, 107, поведению «мягких прослоек» при различных нагрузках 5, 6, 122 и др. Рассмотрим стык труб из двух материалов (рис. 84) с различными коэффициентами а при его нагреве, а напряжения на графиках будем приводить для составляющей с малым а. Так как сначала не рассматриваются конкретные материалы и температуры, удобно напряжения представить, как это сделано в работе 71, в относительных величинах На рис. 85 приведены графики изменения осевых о, тангенциальных од и касательных t7Z напряжений в зависимости от отношения внутреннего радиуса г к наружному радиусу R. Напряжения и az приведены для точек, находящихся на расстоянии 0,017? от линии сплавления на поверхности трубы (штриховые линии) и на расстоянии 0,01 R от поверхности трубы (сплошные линии). Касательные напряжения тГ2 показаны для точек, расположенных у линии сплавления на расстоянии 0,01 R от наружной поверхности. Из рисунка видно, что напряжения наиболее существенно изменяются при отношении rR от 0,6, т. е. при тех толщинах труб, которые обычно используются в технике. Здесь следует отметить йва момента. Во-первых, быстрое изменение напряжений по толщйне стенки трубы, тангенциальные напряжения о0 с удалением от поверхности трубопровода на 0,01 R повышаются в 1,25 — 1,5 раза, а осевые о понижаются в 1,8 — 2 раза. Во-вторых, незначительное изменение касательных напряжений при уменьшении толщины стенки. Это важно подчеркнуть потому, что при расчетах разнородных соединений труб, которые могут рассматриваться как оболочки, напряжения хгг обычно не учитываются. Радиальные напряжения а на рис. 85 не приведены, так как на поверхности они равны нулю, а на расстоянии 0,01 R от поверхности имеют малую величину. Рассмотрим, как изменяются напряжения с приближением к линии сплавления. Для примера возьмем отношения rR равными 0,9 и 0,75 (сюда относятся трубопроводы сечением 0 219x12 и 219X27, сварные соединения которых будут рассматриваться ниже). На рис. 86 показано изменение напряжений ar, ав, аг, xrz при отношении rR = 0,9. По оси ординат отложены напряжения в относительных величинах, а по оси абсцисс — расстояние от линии сплавления в долях от наружного радиуса R. Сплошными линиями показаны напряжения на расстоянии 0,01 R от наружной поверхности трубопровода, а штриховыми — на наружной поверхности. Ив графика видно, что при приближении к линии сплавления тангенциальные напряжения ое на наружной поверхности изменяются мало, а осевые напряжения а по абсолютной величине резко возрастают. С удалением от поверхности на 0,01 R картина изменяется — осевые напряжения az понижаются до нуля, но резко возрастают тангенциальные напряжения ое, радиальные о и касательные Xrz. Итак, мы имеем У линии г.плавления разнородных материалов на поверхности плоское напряженное состояние, а сразу под поверхностью — ббъемнощРдссматривать более удаленные от поверхности вдоль линии сплавления точки нет необходимости, так как очевидно, что напряжения и аг будут сохранять свою величину, а касательные напряжения тгг падать. Изменение напряжений xrz по толщине трубы у линии сплавления для трубы с отношением гД = 0,9 показано на рис. 87. На рис. 88 приведены зависимости, аналогичные показанным на рис. 86, но для отношения гД = 0,75. Сравнивая графики, можно заметить, что при уменьшении отношения rД более плавно снижаются осевые напряжения а на поверхности с удалением от линии сплавления и быстрее растут у поверхности. Существенным является рост напряжений xrz, что было показано ранее на рис. 85. Независимо от геометрических размеров трубопровода для отношения внутреннего диаметра трубопровода к наружному от нуля до 0,9 имеем у линии сплавления на наружной поверхности трубы 06=0,2 и а= — 0,5 71. На глубине от наружной поверхности 0,01 Д имеют место напряжения об=о.=0,5 и касательные напряжения xrz, которые могут быть приближенно определены для rД до 0,68 равными xrz = = 0,31, а для rД от 0,68 до 0,9 Trz=0,31 — 0,25 (А — 0,68), где А — отношение внутреннего радиуса к наружному для конкретного рассматриваемого соединения. Если принять во внимание, что модуль упругости материалов при заданной температуре — величина практически постоянная, а разность температур между исходной и рабочей определяется режимами эксплуатации конструкции, то единственной характеристикой материалов, которая может быть существенно изменена, является коэффициент теплового расширения а. Согласно современным представлениям {55 истинный коэффициент теплового расширения кристаллического тела является сложной термодинамической функцией, связанной с рядом физических констант, определяющихся атомной природой твердой фазы. Известно, что у-железо обладает коэффициентом расширения максимальным для всех металлов кубической системы. Дилатометрическими исследованиями установлено 128, что коэффициент термического расширения аустенита для разных конструкционных сталей находится в пределах 20-10 6-ь24-10 6 в диапазоне температур от 900“ С до 150° С, а коэффициент а-феррита в интервале 700 — 20°С равен 14,5- 10 е 74, 63 Мартенсит и цементит имеют значения коэффициентов термического расширения еще ниже. Таким образом, при соединении сталей с разной структурой можно получить различия в коэффициентах а в 1,5 и более раза. Значения коэффициентов а свариваемых материалов учитываются всегда, а часто принимаются в расчет значения а и металла сварного шва. На основании этого делаются рекомендации по применению электродов, позволяющих получить металл шва с коэффициентом а, средним по значению между значениями а свариваемых материалов, или использованию промежуточных проставок с такой же целью. Такой подход в некоторых случаях позволяет понизить уровень напряжений в композитном соединении трубопровода. Но еще более важным и сложным вопросом является учет значений коэффициентов теплового расширения отдельных участков сварных стыков. Поясним это на примере. При сварке перлитных сталей с аустенитными часто используют аустенит-ные электроды, содержащие около 25% Сг и 20% Ni С точки зрения предотвращения миграции углерода и образования обезуглероженных прослоек, это решение очевидно обосновано, но не с точки зрения напряженного состояния. Если принять во внимание, что при сварке при наложении первого валика в нем в зависимости от режимов сварки может содержаться от 30 до 50% основного металла, то мы можем получить очень нежелательное соотношение в коэффициентах теплового расширения основного металла и первого наплавленного слоя. Так, использование этих электродов при наплавке на перлитную сталь 15Х1М1Ф и 30°о-ном перемешивании наплавленного металла с основным можно получить в первом слое химический состав, по хрому и никелю близкий стали 08Х18Н12Т, и высокое значение коэффициента а, т. е. выше, чем у присадочного материала. Аналогичную картину мы будем иметь при использовании таких электродов для наплавки на сталь 1Х12В2МФ. При 50%-ном перемешивании по основным легирующим элементам (хрому и никелю) може! быть получен химический состав, близкий стали 12Х18Н10Т, и соответственно высокий коэффициент теплового расширения. Конечно, значения коэффициентов а наплавленного метачла следует более точно определять специальными дилатометрическими исследованиями, но уже тот факт, что может быть получен химический состав, позволяющий получить структуры, близкие к чисто аустенитным, говорит о необходимости учитывать возможность получения в первом слое наплавки значения коэффициента а, достигающего величины 20-10-6 и выше. Это значит, что при нагреве стыка до 560° С в статях 15Х1М1Ф и 1Х12В2МФ у линии сплавчения напряжения достигнут 700 МПа, т. е. получим размах напряжений ср = 700 МПа, или амплитуды напряжений оа=350 МПа. Следует еще раз подчеркнуть, что здесь не учтены сварочные напряжения, достигающие обычно предела текучести материала или остаточные напряжения после термообработки, а также напряжения от внешних нагрузок. Разумеется, при таком уровне напряжений получить достаточно высокую работоспособность не удастся. Приведенные примеры показывают, что при выборе технологии сварки композитного стыка необходимо обращать особое внимание на подбор соответствующих присадочных материалов для снижения напряжений у линии сплавления материалов. Например, наплавка на перлитную сталь электродами на никелевой основе позволяет получить низкие значения коэффициента теплового расширения в наплавленном слое за счет высокого содержания никеля и в наплавленном слое. Разумеется, на практике напряжения у линии сплавления могут быть получены ниже приведенных за счет более низкого коэффициента теплового расширения основного металла шва и других пропорций перемешивания металла в сварочной ванне. Но для практических целей важно иметь консервативную оценку надежности стыка, т. е. определить минимальный гарантированный ресурс работы соединения. В этом случае приходится принимать в расчет возможное наиболее неблагоприятное сочетание учитываемых факторов. При нагреве трубопроводы нагружаются рабочими и внешними нагрузками. Чаще это внутреннее давление и изгибающий момент. Напряжения от внутреннего давления обычно не превышают 80 МПа. Напряжения от внешнего изгибающего момента имеют величину до аи=80-М00 МПа, а в отдельных случаях достигают 120 — 140 МПа. Напряженное состояние у линии сплавления (см. рис. 86 и 88) при таком нагружении существенно изменится. Прежде всего возрастут тангенциальные напряжения, что особенно важно для участков, расположенных вблизи поверхности трубы, и появятся у линии сплавления осевые напряжения, которые были равны нулю. Рассмотрим некоторые результаты испытаний натурных разнородных сварных соединений трубопроводов. Сначала остановимся на сварных соединениях, эксплуатирующихся при температурах, не превышающих 360 — 380° С. Сварные соединения труб сечением ф 219Х12 из стали 20 и стали 12Х18Н10Т были выполнены по трем технологическим вариантам. Первый вариант сварки состоит в том, что на кромку трубы из стали 20 осуществлялась наплавка электродной проволокой Св-10Х16Н25АМ6, а последующая сварка выполнялась проволокой Св-04Х19Н11МЗ; второй вариант — наплавка на сталь 20 электродной проволокой Св-Х15Н60М15, сварка выполнялась проволокой Св-04Х19Н11МЗ; третий вариант — наплавка на кромку трубы из стали 12Х18Н10Т электродной проволокой Св-04Х19Н11МЗ с последующей наплавкой и заполнением шва проволокой Св-08Г2С. Для оценки влияния, термообработки на работоспособность сварных соединений испытывали по два стыка каждого варианта в трех состояниях термообработки: 1) исходное состояние; 2) отпуск при 65СР С в течение 2 ч с последующим охлаждением на воздухе; 3) термообработка при 1050° С с выдержкой в течение 2 ч и охлаждением на воздухе. Рис. 89. Разрушение стыка через 5400 циклов (часов) испытаний: а — сечение соединения; б — микроструктура зоны сплавления наплавленного слоя со сталью 20 Все разнородные сварные соединения трубопроводов сталь 20 — сталь 12Х18Н10Т испытывали в одном режиме нагружения, который был близок к наиболее тяжелому для разнородных соединений эксплуатационному режиму: пуск — остановка. Температурный цикл при испытаниях был следующим: нагрев до температуры 350 — 360° С в течение 20 мин; выдержка при 350 — 360° С 15 мин; охлаждение в течение 15 мин до температуры 50 — 60° С, выдержка при 50 — 60р С 10 мин. С повышением температуры повышалось давление и напряжения от изгибающего момента. При температуре 350 — 360° С давление достигало 10 МПа, а напряжения от изгиба о„ = 130 МПа. С охлаждением сварного соединения давление в образце и напряжения от изгиба медленно понижались до нуля. Далее цикл повторяли. Продолжительность цикла 60 мин. Испытания проводили поэтапно с остановками для обследования соединений. Длительность одного этапа 300 — 400 ч (циклов). Первое разрушение было обнаружено через 3710 циклов (часов) на стыке, выполненном по первому варианту с термообработкой при 650° С. Кольцевая прерывистая трещина проходила по линии сплавления стали 20 с наплавкой проволокой Св-1 OX 16Н25АМ6, длина трещины 165 мм и максимальная ширина раскрытия 0,05 мм. При дальнейших испытаниях трещина развилась и через 5400 циклов (часов) достигла длины 200 мм и ширины 0,15 мм (рис. 89). С внутренней стороны трубопровода также появилась трещина, которая проходила у линии сплавления стали 20 с наплавленным металлом. Второе такое сварное соединение разрушилось в это же время и трещина через 5400 циклов (часов) имела длину 195 мм и максимальную ширину раскрытия 0,1 мм. В этом сварном соединении, так же как и в предыдущем сварном соединении, разрушения начинаются от наружной и внутренней поверхностей трубопровода у линии сплавления стали 20 с наплавленным слоем и проходят по стали 20. Рис 90. Результаты испытаний натурных разнородных сварных соединений труб: 1 — расчетная кривая усталости для углеродистых сталей до температуры 360е С по отечественным нормам расчета 73; 2, 3 — расчетные кривые для углеродистых и аустенитных стаЛей по стандарту ASME; О-разрушения сварных соединений, выполненных но первому технологическому варианту; ф- сварное соединение первого ва рланта, не имевшее усиления; — разрушения сварных соединений, выполненных по второму варианту сварки; Д — соединения, выполненные по третьему варианту сварки Несколько позже разрушились стыки (выполненные по первому варианту сварки), которые не подвергали термообработке и которые подвергали термообработке при 1050° С. В одном сварном соединении, прошедшем термообработку при температуре 1050° С, трещина появилась через 6070 циклов (часов) испытаний, прошла по стали 20 у линии сплавления ее с наплавленным слоем электродной проволокой Св-10Х16Н25АМ6 и через 7270 циклов уже имела длину 280 мм и ширину 0,1 мм. Трещина у линии сплавления появилась и с внутренней стороны трубопровода. Другой такой стык разрушился через 7270 циклов. В последнюю очередь стали разрушаться стыки, не проходившие термообработку. Через 7570 циклов трещина в одном стыке только начала зарождаться. Во втором соединении через 7570 циклов нагружения разрушений не обнаружено. Дилатометрические измерения показали, что первый наплавленый на сталь 20 слой имеет коэффициент а=18,9-10 6, а следующий слой а= 16,2-106. Принимая во внимание, что коэффициент а стали 12Х18Н10Т равен 17,5-106, а металл шва имеет близкое к этому значение, примем при расчете а= 17,5-10“6. Тогда напряжения в стали 20 у линии сплавления на расстоянии 0,01 R от наружной поверхности трубы при нагреве сварного соединения на 300° С (от 50° до 350° С) будут иметь следующие величины: оо =163 МПа; тг=163 МПа; 0z = O;Trz = 82 МПа. В соответствии с отечественными нормами расчета 73, а также зарубежными 130 расчет на малоцикловую усталость проводят по амплитуде приведенных условных упругих напряжений цикла оа. Для нашего случая, учитывая определенные выше напряжения и напряжения от внешних нагрузок (изгибающего момента и внутреннего давления), имеем оа= 150 МПа. Сопоставим результаты испытаний и расчета с допускаемыми нормами напряжения. На рис. 90 приведена кривая допускаемых напряжений для углеродистых сталей для температур до 360° С по отечественным нормам расчета 73 (кривая 1) и по зарубежным 130 (кривая 2). Здесь же для сравнения приведены допускаемые напряжения для аустенитных сталей 130 (кривая 3). Для сварных соединений низкоуглеродистых сталей, выполненных ручной и автоматической сваркой по отечественным нормам расчета 73, коэффициент запаса принимается равным 0,9 для соединений без термообработки и равным 1,0 для соединений, прошедших отпуск, т. е. допускаемые напряжения для сварных соединений равны допускаемым напряжениям для основного металла. В соответствии с зарубежными нормами 130 допускаемые напряжения (деформации) для сварного соединения составляют половину от значения допускаемых напряжений для основного металла. Пересчитав допускаемые напряжения для основного металла на допускаемые напряжения для сварных соединений, получим, что допускаемые напряжения для сварных соединений по отечественным и зарубежным нормам расчета близки по значениям и практически совпадают с допускаемыми напряжениями для стали 20. Прежде чем нанести на график результаты испытаний, необходимо принять во внимание следующее обстоятельство. Из шести рассматриваемых стыков пять имело «усиление» за счет высоты валика в пределах 1 — 1,5 мм и радиус перехода от металла шва к основному металлу R=0,5--2 мм. При этом, если подсчитать коэффициент .концентрации напряжений ka, например, по методике, изложенной в работе 69, то получим теоретический коэффициент концентрации напряжений ka= 1,8ь2. Но в нашем случае необходимо знать эффективный коэффициент концентрации, который, как показали эксперименты, может при длительных испытаниях на малоцикловую усталость достигать величины 1,5. Приняв это значение для всех стыков, кроме стыка, не имевшего усиления, нанесем точки на график (см. рис. 90). Если смотреть слева направо, то первые два кружка обозначают сварные соединения, прошедшие термообработку при температуре 6505 С, вторые два — соединения, прошедшие термообработку при температуре 1050° С, а последний — соединение без термообработки. Темным кружком обозначен стык без термообработки, не имеющий усиления и дефектов при испытаниях. Рассмотрим теперь сварные соединения, сварка которых осуществлялась электродной проволокой Св-04Х19Н11МЗ с предварительной наплавкой на сталь 20 проволокой Св-Х15Н60М15. Одно из сварных соединений, которое подвергали термообработке после сварки при температуре 650° С, через 8240 циклов испытаний имело трещину длиной 230 мм и шириной 0,05 мм. Трещина прошла по стали 20 у линии ее сплавления с наплавленным слоем проволокой Св-Х15Н60М15. При дальнейших испытаниях трещина медленно развивалась и через 910 циклов имела ширину раскрытия 0,1 мм. Второе такое сварное соединение разрушилось в это же время. Несколько позже начали разрушаться сварные соединения, которые были термообработаны при температуре 1050° С. В одном стыке через 10 800 циклов также у линии сплавления стали 20 с наплавленным слоем две трещины длиной 35 и 50 мм на расстоянии 80 мм одна от другой имели ширину раскрытия 0,05 мм. Трещины медленно развивались и через 11 120 циклов (часов) испытаний ширина их достигла 0,08 мм. Во втором таком соединении через 12 ООО циклов (часов) испытаний появились только микротрещины. В сварных соединениях, которые не проходили термообработку, дефекты в виде микротрещин начали появляться только после 12 ООО циклов (часов) испытаний. На рис. 90 разрушения сварных соединений отмечены крестиками. Таким образом, во всех этих соединениях, как и в ранее рассмотренных, разрушения проходили по одному участку — по стали 20 у линии ее сплавления с наплавленным металлом. Коэффициент теплового расширения а наплавленного слоя электродной проволокой Св-Х15Н60М15 составил 15,8-106. Амплитуда напряжений при этом оа=170 МПа. На основании испытаний 12 сварных соединений, выполненных по двум технологическим вариантам сварки, необходимо отметить следующее. Во-первых, все разрушения сварных соединений прошли по стали 20 у линии сплавления, т. е. по участкам, где при испытаниях имеют место максимальные амплитуды напряжений. Во-вторых, во всех случаях при испытаниях наиболее высокую работоспособность показали соединения, не проходившие термообработку. Замер микротвердости в околошовной зоне показал, что в термообработанных сварных стыках заметней выражены прослойки повышенной твердости в аустенитной наплавке у линии сплавления, особенно в соединениях, проходивших термообработку при температуре 1050° С, и соответственно понижена твердость в стали 20. Как известно, понижение твердости материала связано с понижением прочностных характеристик. Таким образом, снижение работоспособности соединений после термообработки следует отнести в некоторой степени на счет диффузионных прослоек. Несколько выше работоспособность соединений, термообработанных при температуре 105$“ С по сравнению со стыками, проходившими термообработку при 650° С. Это можно объяснить более благоприятными остаточными напряжениями. В этом можно убедиться, проанализировав расчеты, выполненные в гл. II. В-третьих, следует обратить внимание на то, что разрушения (по началу развития трещин) разнородных сварных соединений достаточно хорошо описываются кривой допускаемых напряжений материала, по которому прошли разрушения, в данном случае стали 20. Учитывая, что кривая допускаемых напряжений построена по кривой разрушающих напряжений (деформаций) с запасом по напряжениям па= 2 и по числу циклов «,у=10, можно считать, что сопротивление малоцикловой усталости стали 20 в околошовной зоне понизилось приблизительно в 2 и 10 раз соответственно. Это относится ко всем рассматриваемым стыкам. Остается открытым важный вопрос, какое же число циклов считать допускаемым? С одной стороны, ни одно соединение не разрушилось раньше рассчитанного по допускаемым напряжениям срока, а с другой стороны, испытания показали, что соединения практически не имеют запаса по долговечности. Здесь целесообразно подходить дифференцированно и решать этот вопрос в зависимости от категории ответственности соединения. Для наиболее ответственных стыков, очевидно, следует исходить из требований, предусматривающих оценку циклической прочности элементов конструкций по результатам испытаний натурных элементов или их полномасштабных моделей. В соответствии с нормами расчета 73 коэффициент запаса по числу циклов %n должен быть не ниже 3. По стандарту ASME коэффициент nN — величина расчетная, но нижняя его граница определена значением 2,6. Для менее ответственных соединений, которые могут периодически контролироваться и которые позволяют производить ремонт, эти коэффициенты запаса могут быть ниже. Представляют интерес испытания сварных соединений третьего варианта. Зона максимальных напряжений здесь сместилась к линии сплавления между наплавленным слоем электродной проволокой Св-04Х19Н11МЗ и металлом шва, выполненного проволокой Св-08Г2С. Соединения оказались достаточно работоспособными, так как материал шва, выполненного электродной проволокой Св-08Г2С, имеет более высокие прочностные характеристики, чем сталь 20, а при заданной амплитуде напряжений выше и сопротивление малоцикловой усталости. В одном соединении 30 в результате образования трещины и наличия хрупкой малопрочной прослойки, возникшей у линии сплавления металла шва с наплавленным слоем проволокой Св-04Х19Н11МЗ, через 8190 циклов нагружения произошло хрупкое разрушение стыка по шву у линии сплавления в виде сквозной трещины длиной 120 мм и шириной 0,25 мм. Испытания показали, что в рассматриваемых соединениях определяющей характеристикой является сопротивление не столько циклическому, сколько хрупкому разрушению. Из результатов испытаний и расчетов 18 разнородных сварных соединений труб следует, что работоспособность стыков при переменных нагрузках определяется главным образом размахом (амплитудой) напряжений, величина которого в большей мере зависит от разности коэффициентов теплового расширения свариваемых материалов и металла шва и от разности температур. В связи с этим интересно рассмотреть поведение соединений, эксплуатирующихся при более высоких температурах. В таких соединениях при прочих равных условиях из-за разности температур значительно должны возрасти размах напряжений в цикле и соответственно понизиться работоспособность. Кроме того, здесь будет проявляться также ползучесть материала. Остановимся на сварных соединениях стали 15Х1М1Ф (12Х1МФ) и стали 1Х12В2МФ с аустенитной сталью 12Х18Н12Т. Соединения испытывали на образцах натурного сечения ф 219x27. Цикл нагружения был следующий: в течение 2 ч образец нагревали до температуры 560 — 570° С. При этой температуре образец выдерживали 4 — 6 ч. Затем образец охлаждали. Весь период охлаждения продолжался около 1,5 ч. При нижней температуре цикла давали выдержку 0,5 ч, после чего цикл повторяли. Соединение труб из сталей 1Х12В2МФ и 08Х18Н12Т (соединение 1) выполняли следующим образом: наплавка на кромку трубы из стали 1Х12В2МФ электродами ЦТ-28 в три слоя с подогревом 300 — 350° С; отпуск наплавленного конца трубы при температуре 750 С в течение 3 ч; сварка стыка электродами ЦТ-28. Сварку труб из стали 12Х1МФ и 08Х18Н12Т (соединение 2) проводили по такой же технологии. Отличие состояло только в том, что отпуск проводили при температуре 730° С в течение 5 ч. При испытаниях сварной стык 1 разрушился через 246 циклов нагружения (2318 ч испытаний). Тонкая трещина длиной 150 мм прошла по стали 08Х18Н12Т на расстоянии 1 — 3 зерен от линии сплавления со швом (рис. 91). Аналогично разрушилось сварное соединение 2. В нем трещина была обнаружена некоторому увеличению (на 10%) числа циклов до появления трещины. Таким образом, несмотря на то, что испытывались соединения аустенитной стали со сталями разных структурных классов, имеющих разные прочностные характеристики (например, предел прочности и предел текучести стали 1Х12В2МФ в 1,5 раза выше, чем у стали 12Х1МФ), разрушения произошли практически одновременно и имели один и тот же характер. Необходимо подчеркнуть, что местом разрушения разнородных стыков является не околошовная зона со стороны стали 1Х12В2МФ или 12Х1МФ, где следует ожидать образования различных прослоек, структурной неоднородности, различия в механических свойствах и т. д., а зона влияния термодеформационного цикла сварки стали 08Х18Н12Т, т. е. участок разрушения, характерный для сварных «однородных» соединений. Совершенно очевидно, что причиной такого быстрого разрушения разнородных соединений при относительно невысоких внешних нагрузках не может являться только повреждение стали 08Х18Н12Т от воздействия термодеформационного цикла сварки. Расчет показывает, что размах максимальных главных напряжений в этих стыках составляет ор=520 МПа, а амплитуда соответственно равна оа = 260 МПа. В этом легко убедиться, приняв во внимание, что коэффициент теплового расширения aj стали 08Х18Н12Т в интервале температур 60 — 560° С равен 18-10-6, а коэффициент 02 металла шва, как показали дилатометрические исследования, равен 13,6-10 6. При этом даже первый наплавленный слой электрода ЦТ-28 на сталь 08Х18Н12Т имеет такой же низкий коэффициент а, что очевидно является следствием высокого содержания в нем никеля. Результаты испытаний показаны па рис. 92 треугольниками. Здесь же приведены расчетные кривые допускаемых напряжений для аустенитных (кривые 5, 6) и низколегированных (кривые 3, 4) сталей по стандарту ASME для температур 540 и 570° С. С учетом того, что по указанному стандарту для сварных соединений допускаются напряжения (деформации), по величине равные 0,5 от допускаемых напряжений для основного металла, на графике построены кривые допускаемых напряжений для сварных стыков низколегированных сталей (кривая 1) и аустенитных сталей (кривая 2) для температуры 57СР С. Результаты испытаний стыков 1 и 2 показывают, что, принимая при расчете допускаемые напряжения по кривой 2, мы имели бы запас по числу циклов nN=2,5 или по напряжениям Пз = 1,3. Рассмотрим результаты испытаний разнородных сварных соединений стали 08Х18Н12Т со сталью 1Х12В2МФ, выполненных электродами ЦТ-26. Сварка соединения осуществлялась следующим образом. Сварное соединение 3: а) наплавка на кромку трубы из стали 1Х12В2МФ электродами ЦТ-10 с подогревом 300 — 350° С в три слоя с последующим отпуском при температуре 750° С в течение 3 ч; б) сварка стыка электродами ЦТ-26; в) термообработка по режиму — аустенизация при температуре 1100° С — 1 ч, отпуск при 750° С в течение 5 ч. Сварку соединения 4 выполняли аналогичным образом. Отличие состояло в том, что для наплавки на трубу из стали 1Х12В2МФ использовали вместо электродов ЦТ-10 электроды ЦЛ-25, а аусте-низацию выполняли при 1050° С. Коэффициент теплового расширения металла шва соединений 3 и 4 равен 16,5-10-6. У первого наплавленного слоя соединения 3 а= 17,2-10"6, а у соединения 4 а=16,5-106. Общее напряженное состояние в соединениях практически одинаково, только в стыке 3 у линии сплавления наплавленного слоя со сталью 1Х12В2МФ размах условных упругих напряжений несколько выше, чем в соединении 4, и составлял ор = 380 МПа. В соединении 4 ар = 360 МПа. Через 272 цикла (2034 ч испытаний) в соединении 3 по линии сплавления наплавленного слоя со сталью 1Х12В2МФ было обнаружено зарождение трещин, а на наружной поверхности шва сетчатое растрескивание металла, которое охватывало всю ширину шва. Глубина трещин составляла около 0,5 мм. Сварное соединение 4 имело через 246 циклов (2318 ч испытаний) аналогичное сетчатое растрескивание на поверхности металла шва. По околошовной зоне трещин в этом соединении не обнаружено, что объясняется несколько более низкими напряжениями у линии сплавления по сравнению со стыком 3 и меньшим числом циклов нагружения. Одинаковый характер разрушения металла шва у соединений 3 и 4 подтверждает сделанный ранее вывод о незначительном различии рассматриваемых стыков с точки зрения напряженного состояния. Не останавливаясь подробно на причинах сетчатого растрескивания металла шва, так как это выходит за рамки рассматриваемого вопроса, отметим только, что это связано с кинетикой изменения напряженно-деформированного состояния и циклическими характеристиками металла шва. |
