В связи с перспективами строительства крупнотоннажных хими­ческих производств в районах с холодным климатом, а также исходя из особенностей технологического цикла изготовления РСВД, оцен­ка вязкостных свойств и сопротивления хрупкому разрушению эле­ментов конструкций приобретает все большее значение.

Для обеспечения надежнос­ти эксплуатации в условиях по­ниженных температур прово­дятся предварительные расчеты сопротивления корпусов сосу­дов высокого давления хруп­кому разрушению [1], разра­батываются регламенты пуска аппаратуры в зимнее время.

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЯЗКОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК МЕТАЛЛА КОЛЬЦЕВЫХ СВАРНЫХ ШВОВ РУЛОНИРОВАННЫХ СОСУДОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ

Рис. 1. Структура сварного соединения 10Г2С1 + 22ХЗМ, схема вырезки образ­цов и местоположение надрезов 1 — рулон (Р); 2 — зона термического влия­ния наплавки на рулон (ЗТВ Р); з — наплав­ка на рулон (HP); 4 — зона термического влияния в наплавке рулона (ЗТВ HP); 5 — металл шва (Ш); в — зона термического влия­ния в наплавке на поковку (ЗТВ НП); 7 — наплавка на поковку (НП); 8 — зона терми­ческого влияния в поковке от наплавки (ЗТВ П); 9 — поковка (П).

В основе существующих ме­тодов оценки сопротивления хрупкому разрушению лежат некоторые определяемые экспе­риментально температурные критерии — значения первой и второй критических температур хрупкости. Согласно существу­ющим представлениям [2], при температурах ниже второй кри­тической £кр2 материал элемен­тов конструкции находится в хрупком состоянии, при темпе­ратурах выше первой критичес­кой £кр1 — вязком состоянии и в температурном интервале ^крі — ^кр2 — квазихрупком со­стоянии.

При соблюдении определенного комплекса требований элементы конструкций могут успешно эксплуатироваться в условиях квази — хрупкого состояния. Так, при технологической опрессовке корпусов РСВД, когда материал кольцевых сварных швов подвергается зна­чительному пластическому перенапряжению, необходимо, чтобы тем­пературные условия гарантировали стабильность действующей нор­мативно-технической документации дефектов сварных швов, исклю­чили бы возможность их страгивания и продвижения. Такие условия могут быть обеспечены в том случае, если металл сварно­го соединения будет находиться в вязком состоянии, т. е. при температуре не ниже £кр1. Поэтому изучение вязкостных харак­теристик металла кольцевых швов РСВД представляет практичес­кий интерес.

Вязкостные характеристики сварных соединений определялись на основании результатов испытаний призматических образцов с на­дрезами I и IV типов (по ГОСТ 9454-60) на динамический изгиб при температурах от 40 до —60 °С с соблюдением требований соответству­ющих стандартов. Испытания проводились на маятниковом копре ПСВО-ЗО с регистрацией диаграммы изгиба в координатах усилие — прогиб на фотопленку. Расшифровка диаграмм позволили диффе­ренцированно оценить способность металла сварных швов сопротив­ляться зарождению и развитию дефектов.

iapt Дж/см*

—‘“’1

1

!

_

—- Л

?-■’ _________ tA

с

1

_______ р

——

с

У

;=.■=-—*

с

3′ ____ —1

Г ____ ,_J

___

а

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЯЗКОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК МЕТАЛЛА КОЛЬЦЕВЫХ СВАРНЫХ ШВОВ РУЛОНИРОВАННЫХ СОСУДОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ

Рис. 2. Температурные зависимости интегральной работы разрушения (ударной вязкости) и работы развития трещин металла зон сварного шва, примыкающих к рулонированной (а) и монолитной (б) части кольцевой пробы ( ин­тегральная работа разрушения на образец первого типа; —————————————————————————————————————————————— работа

развития трещины), Условные обозначения те же, что и на рис, 1,

-бо — м — го о го t’t

Рис. 3. Температурные зависимости доли волокна в изломе образцов из зон сварного соединения, примыкающих к рулонированной части кольцевой пробы. Условные обозначения те же, что и на рис. 1.

ИССЛЕДОВАНИЕ ВЯЗКОСТНЫХ ХАРАКТЕРИСТИК МЕТАЛЛА КОЛЬЦЕВЫХ СВАРНЫХ ШВОВ РУЛОНИРОВАННЫХ СОСУДОВ ВЫСОКОГО ДАВЛЕНИЯ

Рис. 4. Температурные зависимости доли волокна в изломе образцов из зон сварного соединения, примыкающих к монолитной части кольцевой пробы. Условные обозначения те же, что и на рис. 1.

Изломы ударных образцов с надрезом] IV типа изучались на бино­кулярном микроскопе МПБ-2, замерялась площадь, занимаемая хрупкой составляющей, и определялась доля вязкой составляющей в изломе.

При одинаковых значениях температуры испытывали от шести до 20 образцов. При обработке результатов испытаний применялись методы математической статистики.

Объектом исследования послужил металл кольцевой пробы, сопутствующей промышленному аппарату. Кольцевая проба пред­ставляла собой сварное соединение концевой части сосуда из стали марки 22ХЗМ с рулонной обечайкой из стали марки 10Г2С1. Струк­тура сварного соединения с наложенной на нее схемой вырезки об­разцов и расположением надреза, представленная на рис. 1} показы-

Значения критических температур хрупкости для различных зон кольцевого шва

•’она

сварного

соединения

*кр1> °С

р

HP

ЗТВ HP

ш

ЗТВ HII

НГ1

ЗТВ 11

П

«42

15

28

8

5

15

15

0

вает, что изучались практически все зоны (области) кольцевого свар­ного соединения.

Результаты определения величин удельной интегральной работы разрушения (ударной вязкости) металла зон, относящихся к рулон­ной части кольцевой пробы (рис. 2, а), свидетельствуют о том, что суммарное сопротивление разрушению этих зон в исследованном температурном интервале достаточно велико.

Известно [3], что ударная вязкость ан состоит из двух составля­ющих, связанных с двумя основными этапами процесса разрушения, а именно: из работы, затрачиваемой на зарождение дефекта (трещины) а3, а также расходуемой на его распространение ар.

Представленные на рис. 2, б и 3 температурные зависимости рабо­ты распространения дефекта, полученные на основании анализа ос­циллограмм ударного изгиба, и использования методики Гуляева

[4] показывают, что такие области сварного соединения, как наплав­ки на рулон (HP) и, особенно, зона термического влияния в наплав­ке (ЗТВ HP), характеризуются весьма низким сопротивлением раз­витию дефектов, несмотря на достаточно высокую суммарную работу разрушения аи.

Малые значения энергии сопротивления развитию дефектов предо­пределяют преимущественно кристаллический излом ударных об­разцов, малую долю вязкой составляющей и соответственно высокие значения первой критической температуры хрупкости £крь определя­емой по 50 % вязкого волокна в изломе. Действительно, для областей ЗТВ HP HPZ„pl равна соответственно 28 и 15 °С, тогда как для ру­лонной стали она составляет — 42 °С (рис. 3).

Материал зон сварного соединения, примыкающих к монолитной части кольцевой пробы, также характеризуется достаточно высокими значениями ударной вязкости (особенно наплавка на поковку и зо­на термического влияния в наплавке на поковку). Величина ударной вязкости для всех зон монотонно уменьшается с понижением темпе­ратуры.

Материал сварного соединения области ІІП и ЗТВ НП, обладая высоким сопротивлением развитию трещин в области положительных температур, резко снижает способность противостоять распростра­нению дефектов при отрицательных температурах. Материал конце­вой части (поковки) и зоны термического влияния в поковке от на­плавки в области отрицательных температур обладает более высоки­ми значениями величин работы развития дефектов. Значения первой критической температуры хрупкости (рис. 4) составляют соответствен­но для металла поковки 0 °С, ЗТВ НП — 5 °С, НП и ЗТВ П — 15 °С.

Таким образом, исследование вязкостных характеристик коль­

цевой пробы показало, что различные зоны сварного соединения ха­рактеризуются разной величиной энергии, необходимой для стра — гивания и развития дефектов, и, следовательно, различной спо­собностью противостоять наступлению хрупкого разрушения.

Значения tKpi, разграничивающие области вязкого и квазихруп — кого состояний материала, для различных зон кольцевого шва находятся в широком температурном интервале. Данные таблицы свидетельствуют о том, что наивысшим значением £кр1 характеризу­ется зона термического влияния в наплавке на рулон.

Значения ікрі для других зон сварного соединения 10Г2С1 + + 22ХЗМ, за исключением материала рулона и поковки, также на­ходятся в области положительных температур. Следует отметить, что величины t„pі характеризуют уровень сопротивления металла сварного соединения хрупкому разрушению на стадии изготовления РСВД без учета возможного смещения значений £крі под влиянием эксплуатационных параметров (длительного воздействия повышен­ных температур, цикличности нагрузки и др.).

Полученные количественные сведения о сопротивлении металла различных областей кольцевых швов РСВД хрупкому разрушению могут быть использованы при установлении температурного режима процесса технологической опрессовки, разработке регламента пус­ка РСВД в холодное время года.

[1] Многослойные обечайки изготавливались в Институте электросварки им. Е. О, Патона АН УССР под руководством В. И. Новикова,

[2] Труфяков В. И., Киръян В. И. и др. Сопротивление многослойных труб хрупким и вязким разрушениям,— См. наст, сб., С. 24—34.

[3] Степанов В. Г. Гидровзрывная штамповка элементов корпусных конструк­ций.— Л,: Судостроение, 1966.— 291 с,

[4] Максимович Г. Г., Третяк И. Ю., Нудлан С. М., Баранецкий В. С. Универ­сальная установка для испытания микрообразцов на ползучесть, длитель­ную и кратковременную прочность.— Физ.-хим. мех. материалов, 1977, № 1, с. 105—108.

[5] В табл. 1—5 приведены средние аначения пяти испытаний при каждой температуре,

[6] В табл. 7—10 в числителе приводятся данные испытаний образцов в исходном состоянии, в знаменателе — после отпуска 580—600 °С,

[7] Дьяченко П. Е. Определение площади фактического контакта поверхно­стей.— В кн.: Изучение износа деталей машин при помощи радиоактивных изотопов. М. : Изд-во АН СССР, 1957.— 102 с.

[8] Крагельский И. В., Демкин Н. Б., Сидоренко Г. С. Формулы для расчета площади фактического касания.— Вестн. машиностроения, 1963, № 10. с. 15-18.

[9] Задача определения X, Су по экспериментальным Та.

[10] См. настоящий сб. с. 136—144.

[11] См. наст. сб. с, б—14.

[12] В работе принимали участие инженеры Л. И. Файнберг, В. В. Нецер­ковный, А. В. Кравченко, Л. Г. Шитова.

[13] В проведении работ принимал участие сварщик С. М, Литвин.

[14] Испытания выполнены под руководством и при участии В. И. Кирьяна,

[15] В работе принимал участие И. П. Петров.

[16] Для обозначений серий, состоящих из одного образца, сохранены та же номера, что и в табл. 1, добавлен только индекс а,

[17] В проведении исследований участвовали Т. JI. Хлопкина, А. С. Шерш — нев, G. А. Иванов, Э. Ю. Бурменко и др.

[18] Калинин Н. Г., Пановко Г. Я., Лебедев Ю. А. и др. Конструкционное демп­фирование в неподвижных соединениях.— Рига : Изд-во АН ЛатвССР, I960,— 169 с.

[19] Разрушение / Пер. с анг. Т. 5. М. : Машиностроение, 1977.— 464 с.

[20] — (N — 1) v, 250

[21] ОСТ 1.41177—78. Расчет на прочность матриц для штамповки импульсными нагрузками листовых замкнутых осесимметричных обечаек,— М. : НИАТ, 1978,—58 с.

[22] Пимштейн П. Г., Хисматулин Е. Р., Луиіпей М. К. Прочность свар­ных многослойных сосудов высокого давления.— Автомат, сварка, 1966, № 6, с. 31—34.

[23] Для того чтобы различить взаимное расположение витков на всех рисун­ках, условно показана конечная толщина витков,

[24] ~ hJh* = Iі г — h, “ л ^ = 2! 4 ~

311

[25] Пимштейн П. Г., Берман А. Г. Напряжения в кольцевых швах многослой­ных сосудов высокого давления.— В кн.: Вопросы прочности сосудов вы­сокого давления. Вып. 1. Иркутск; 1969, с. 147—177.

[26] Горячева И. Г. Плоские и осесимметричные контактные задачи для шерохо­ватых упругих тел.— Прикл. математика и механика, 1979, № 1, с. 17—25.

[27] Цвик Л. Б. Принцип поочередной непрерывности при решении задач теории поля по частям,— Докл. АН СССР, 243, № 1, 1978, с. 74—77.

8. Пимштейн П. Г., Жукова В. Я. Расчет напряжений в многослойном цилиндре с учетом особенностей контакта слоев.— Пробл. прочности, 1977, вып. 5, с. 71-77.