Международный научно технический и ... · 2014-01-14 · А....

СОДЕРЖАНИЕНОВОСТИ ........................................................................................................ 3

Кучук-Яценко С. И., Швец Ю. В., Загадарчук В. Ф., Швец В. И.,Хоменко В. И., Журавлев С. И., Сударкин А. Я., Коликов В. Л.,Хомиченко С. А. Контактная стыковая сварка оплавлением тол-стостенных труб из высокопрочных сталей класса прочности К56 ........... 5Синюк В. С., Походня И. К., Пальцевич А. П., Игнатенко А. В.Экспериментальное исследование механизма водороднойхрупкости металлов с ОЦК решеткой ......................................................... 12Лобанов Л. М., Лебедев В. А., Максимов С. Ю., Тимошенко А. Н.,Гончаров П. В., Лендел И. В., Клочко Р. И. Новые возможностимеханизированной дуговой точечной сварки с применением им-пульсных воздействий .................................................................................. 17Маркашова Л. И., Ищенко А. Я., Кушнарева О. С., Федорчук В. Е.Влияние структурно-фазовых превращений в соединениях алюми-ниево-литиевого сплава 1460 на физико-механические свойства .......... 23Позняков В. Д., Довженко В. А., Касаткин С. Б., Максименко А. А.Микроструктурные особенности усталостной повреждаемости испособы повышения долговечности сварных соединений стали09Г2С ............................................................................................................. 32Кривчиков С. Ю. Влияние добавок алюминия в порошковуюпроволоку на свойства высокоуглеродистого наплавленногометалла .......................................................................................................... 38

Кузьменко Г. В., Кузьменко В. Г., Галинич В. И., Тагановский В. М.Новая технология электродуговой сварки ванным способомрельсов в условиях трамвайных и подкрановых путей ............................ 40Кравчук Л. А. Оборудование и технология ЭЛС при косметическомзаглаживании и ремонте обратных валиков шва трубчатыхизделий .......................................................................................................... 45Барвинко А. Ю., Кныш В. В., Барвинко Ю. П., Яшник А. Н.Развитие поверхностного трещиноподобного дефекта в сварныхсоединениях стали 06ГБ-390 при циклическом нагружении .................... 48Волошин А. И., Шаповалов К. П., Белинский В. А., ЛитвиненкоС. Н., Ющенко К. А., Лычко И. И., Козулин С. М. Способ изго-товления крупногабаритных ковано-литых заготовок электро-шлаковой сваркой ......................................................................................... 52Коротков В. А. Опыт применения установки плазменной закалкиУДГЗ-200 на предприятиях Уральского региона ........................................ 55Знаменательные датыЛегкие сварочные тракторы ИЭС им. Е. О. Патона .................................. 59

Диссертация на соискание ученой степени ............................................... 61Завершенные НИР ИЭС им. Е. О. Патона ................................16, 22, 58, 60

IV Специализированная выставка «Металл. Оборудование. Инст-румент-2012» ................................................................................................. 62Наши поздравления ...................................................................................... 63ИНФОРМАЦИЯПрезентация технологий дуговой сварки ................................................... 64

НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ РАЗДЕЛ

ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ

КРАТКИЕ СООБЩЕНИЯ

ХРОНИКА

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:Главный редакторБ. Е. ПАТОН

Ю. С. Борисов, Г. М. Григоренко,А. Т. Зельниченко, А. Я. Ищенко,

В. И. Кирьян, И. В. Кривцун,С. И. Кучук-Яценко (зам. гл. ред.),

Ю. Н. Ланкин,В. Н. Липодаев (зам. гл. ред.),Л. М. Лобанов, А. А. Мазур,

В. И. Махненко, О. К. Назаренко,В. Д. Позняков,

И. К. Походня, И. А. Рябцев, Б. В. Хитровская (отв. секр.),В. Ф. Хорунов, К. А. Ющенко

МЕЖДУНАРОДНЫЙ РЕДАКЦИОННЫЙ СОВЕТ:

УЧРЕДИТЕЛИ: Национальная академия наук Украины,

ИЭС им. Е. О. Патона,МА «Сварка»ИЗДАТЕЛЬ: МА «Сварка»

Адрес редакции:03680, Украина, Киев-150,

ул. Боженко, 11Институт электросварки им. Е. О. Патона НАНУ

Тел.: (38044) 200 6302, 200 8277Факс: (38044) 200 5484, 200 8277

E-mail: journal@paton.kiev.uаhttp://www.nas.gov.ua/pwj

URL: www.rucont.ru

Редакторы:Е. Н. Казарова, Т. В. Юштина

Электронная верстка:И. Р. Наумова, А. И. Сулима

Свидетельство о государственнойрегистрации КВ 4788

от 09.01.2001

Журнал входит в переченьутвержденных ВАК Украины

изданий для публикации трудовсоискателей ученых степеней

За содержание рекламныхматериалов редакция журнала

ответственности не несет

Цена договорная

№ 5 (709) Май 2012

Международный научно-технический и производственный журнал

Издается с 1948 года

Н. П. АлешинГуань ЦяоУ. Дилтай

А. С. ЗубченкоВ. И. Лысак

Н. И. НикифоровБ. Е. ПатонЯ. ПилярчикГ. А. ТуричинЧжан ЯнминД. фон Хофе

(Россия)(Китай)(Германия)(Россия)(Россия)(Россия)(Украина)(Польша)(Россия)(Китай)(Германия)

CONTENTSNEWS ............................................................................................................. 3

Kuchuk-Yatsenko S. I., Shvets Yu. V., Zagadarchuk V. F., ShvetsV. I., Khomenko V. I., Zhuravlyov S. I., Sudarkin A. Ya., Kolikov V. L.,Khomichenko S. A. Flash-butt welding of thick-walled pipes of high-strength steels of K-56 strength class ............................................................. 5Sinyuk V. S., Pokhodnya I. K., Paltsevich A. P., Ignatenko A. V. Ex-perimental investigation of hydrogen brittleness mechanism of BCCmetals ........................................................................................................... 12Lobanov L. M., Lebedev V. A., Maksimov S. Yu., Timoshenko A. N.,Goncharov P. V., Lendel I. V., Klochko R. I. New capabilities ofmechanized spot arc welding using pulsed effects ....................................... 17Markashova L. I., Ishchenko A. Ya., Kushnareva O. S., FedorchukV. E. Effect of structural-phase transformations in joints of aluminium-lithium alloy 1460 on physical-mechanical properties ................................... 23Poznyakov V. D., Dovzhenko V. A., Kasatkin S. B., Maksimenko A. A.Microstructural features of fatigue damage and methods of improve-ment of life of steel 09G2S welded joints ..................................................... 32Krivchikov S. Yu. Effect of aluminium additions to flux-cored wire onproperties of high-carbon deposited metal .................................................... 38

Kuzmenko G. V., Kuzmenko V. G., Galinich V. I., Taganovsky V. M.New technology of electric arc welding of rails using a bath methodunder conditions of tramand crane tracks ..................................................... 40Kravchuk L. A. Equipment and technology of EBW in finishing treat-ment and repair of reverse weld beads of tubular products .......................... 45Barvinko A. Yu., Knysh V. V., Barvinko Yu. P., Yashnik A. N. Propaga-tion of surface crack-like defect in welded joints of steel 06GB-390 atcyclic loading ................................................................................................. 48Voloshin A. I., Shapovalov K. P., Belinsky V. A., Litvinenko S. N.,Yushchenko K. A., Lychko I. I., Kozulin S. M. Method of manufactureof large-sized forge-cast billets by electroslag welding ................................. 52Korotkov V. A. Experience of application of installation UDGZ-200 forplasma hardening at enterprises of the Ural region ...................................... 55Remarkable datesLight-weight welding tractors of the E.O.Paton Electric WeldingInstitute ......................................................................................................... 59

Thesis for scientific degree ........................................................................... 61

IV Specialized Exhibition «Metal. Equipment. Tool-2012» ........................... 62Our congratulations ....................................................................................... 63

INFORMATIONPresentation of arc welding technologies ..................................................... 64

SCIENTIFIC AND TECHNICAL

INDUSTRIAL

BRIEF INFORMATION

EDITORIAL BOARD:

Editor-in-Chief B. E. PATON

Yu. S. Borisov, G. M. Grigorenko,A. T. Zelnichenko,

A. Ya. Ishchenko, I. V. Krivtsun,S. I. Kuchuk-Yatsenko (vice-chief ed.),

V. I. Kiryan, Yu. N. Lankin,V. N. Lipodaev (vice-chief ed.),

L. M. Lobanov, A. A. Mazur,V. I. Makhnenko,

O. K. Nazarenko, I. K. Pokhodnya,V. D. Poznyakov, I. A. Ryabtsev,B. V. Khitrovskaya (exec. secr.),

V. F. Khorunov, K. A. Yushchenko

THE INTERNATIONALEDITORIAL COUNCIL:

FOUNDERS: The National Academy of Sciencesof Ukraine,The E. O. Paton Electric

Welding Institute,International Association «Welding»

PUBLISHER:International Association «Welding»

Address of Editorial Board:11 Bozhenko str., 03680, Kyiv, Ukraine

Tel.: (38044) 200 63 02, 200 82 77 Fax: (38044) 200 54 84, 200 82 77

E-mail: journal@paton.kiev.uahttp://www.nas.gov.ua/pwj

URL: www.rucont.ru

Editors:E. N. Kazarova, T. V. Yushtina

Electron galley:I. R. Naumova, A. I.Sulima

State Registration CertificateKV 4788 of 09.01.2001

All rights reservedThis publication and each of the articles

contained here in are protectedby copyright

Permission to reproduce materialcontained in this journal must be obtained

in writing from the Publisher

Avtomaticheskaya Svarka

№ 5 (709) May 2012

Published since 1948

Journal «Avtomaticheskaya Svarka» is published in English under the title «The Paton Welding Journal» Concerning publication of articles, subscription and advertising, please, contact the editorial board.

International Scientific-Technical and Production Journal

N. P. AlyoshinD. von Hofe

Guan QiaoU. Dilthey

A. S. ZubchenkoV. I. Lysak

N. I. NikiforovB. E. Paton

Ya. PilarczykG. A. Turichin

Zhang Yanmin

(Russia)(Germany)(China)(Germany)(Russia)(Russia)(Russia)(Ukraine)(Poland)(Russia)(China)

. . . . . .

USTREAT-1.0,

. , , :

, ............................................26,0

, .................................................................15,0 25,0 , 1,7 , ...............................................3,5

, , « - » ( . ) -

, . 2011 .

: -01 -

; 333-1250

357 « »;

364 / ;

349 / -;

333 ; 2012 . -

: 11 333 ; 381 /

; 308-2

; 711 / ; 337 / .

5/2012 3

. . . -

« »).

( ) « »

« » « », «Ohmi Industry Engineer-ing» -

«Tokyo Electric PowerCompany», , -

28 2012 . (), — 08 2012 .

( ). ,

-: , . -

-131 -134 7400 110-137 11000 160

: . ( . ). : 27.02.2012, - : 10:30 — , 14:30 — .

4 5/2012

УДК 621.791.762.5

КОНТАКТНАЯ СТЫКОВАЯ СВАРКА ОПЛАВЛЕНИЕМТОЛСТОСТЕННЫХ ТРУБ

ИЗ ВЫСОКОПРОЧНЫХ СТАЛЕЙ КЛАССА ПРОЧНОСТИ К56Академик НАН Украины С. И. КУЧУК-ЯЦЕНКО, Ю. В. ШВЕЦ, В. Ф. ЗАГАДАРЧУК, инженеры,

В. И. ШВЕЦ, канд. техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины),Академик АТН РФ В. И. ХОМЕНКО, С. И. ЖУРАВЛЕВ, А. Я. СУДАРКИН, инженеры

(ЗАО «Псковэлектросвар», РФ),В. Л. КОЛИКОВ, С. А. ХОМИЧЕНКО, инженеры (ОАО «Межрегионтрубопроводстрой», г. Москва, РФ)

Разработана технология контактной стыковой сварки оплавлением труб диаметром 1219 мм с толщиной стенки27 мм из стали 10Г2ФБ класса прочности К56, предназначенных для строительства морских газопроводов. Опре-делены допустимые пределы изменения основных параметров сварки, обеспечивающих необходимое качество сое-динений. Требуемый уровень механических свойств соединений достигается местной послесварочной высокотем-пературной термической обработкой в сочетании с ускоренным охлаждением.

К л ю ч е в ы е с л о в а : контактная стыковая сварка оплав-лением, трубопроводы, высокопрочная сталь, нормативныетребования, свариваемость, режим сварки, параметры ре-жима сварки, программирование процесса сварки, процессоплавления, установленная мощность, механические испы-тания, браковочные признаки, зона термического влияния,качество соединений, термическая обработка, микрострук-тура, зерно, временное сопротивление, ударная вязкость

В 1980–1990-х годах для соединения неповорот-ных стыков труб при строительстве различныхтрубопроводов с толщиной стенки до 20 мм изсталей класса прочности К52–К54 широко исполь-зовали контактную стыковую сварку оплавлением(КССО).

Технология и оборудование для выполненияКССО были разработаны ИЭС им. Е. О. Патонасовместно с Псковским заводом тяжелого элек-тросварочного оборудования (ПЗТЭСО) с учас-тием организаций Миннефтегазстроя СССР. С1980 г. на ПЗТЭСО освоено промышленное про-изводство комплексов оборудования «Север-1»,включающих внутритрубную сварочную машинуУСО 400 (К700) с внутренним гратоснимателем,наружный гратосниматель, агрегат для зачисткивнутренней поверхности труб под контактныебашмаки и передвижную электростанцию мощ-ностью 1000 кВ⋅А. С помощью комплексов «Се-вер-1» было сварено более 6 тыс. км трубопро-водов диаметром 1420 мм (преимущественно врайонах Крайнего Севера). При этом достигнутавысокая производительность процесса КССО приминимальных трудозатратах [1]. Накопленныймноголетний опыт применения КССО свидетель-ствует о стабильно высоком качестве сварных со-

единений, которое практически не зависит от по-годных условий и квалификации операторов.

В последнее десятилетие наблюдается интен-сивное строительство сверхмощных трубопрово-дов, работающих при повышенном давлении(12…150 МПа). При их строительстве используюттрубы из высокопрочных сталей класса прочностиК56–К65 с толщиной стенки 27…36 мм и более.К качеству соединений таких труб предъявляютповышенные требования, что отражено в совре-менных нормативных документах.

Поскольку трудоемкость работ по сварке не-поворотных стыков толстостенных труб при стро-ительстве трубопроводов значительно возрастает,использование высокопроизводительного способаКССО является весьма перспективным.

Имеющееся оборудование для выполненияКССО, а также комплексы электродуговой сваркипорошковой проволокой «Стык», широко приме-нявшиеся в СССР, по их техническим возмож-ностям не могут быть использованы для решенияотмеченной задачи. Кроме того, в настоящее вре-мя к показателям механических свойств сварныхсоединений предъявляют более высокие требова-ния по сравнению с нормативами 1980–1990-х го-дов.

В связи с этим в последние годы ИЭС им.Е. О. Патона и заводом «Псковэлектросвар» (РФ)выполнены комплексные разработки технологиии оборудования нового поколения для КССО тол-стостенных труб. В рамках этого проекта прове-дены исследования свариваемости толстостенныхтруб из стали 10Г2ФБ класса прочности К56, ко-торые применяются при строительстве морских

5/2012 5

трубопроводов. Целью настоящих исследованийбыла разработка технологии сварки труб из ука-занной стали с толщиной стенки 27 мм, обеспе-чивающей получение механических свойств со-единений в соответствии с современными стан-дартами [2, 3].

Выбор объема исследований определялся тре-бованиями заказчика к первым образцам разра-батываемого оборудования применительно к ис-пользованию его при строительстве морских тру-бопроводов.

Разработку технологии сварки проводили накрупномасштабных образцах-секторах со свари-ваемым сечением 8640 мм2. Секторы ширинойВ = 320 мм вырезали из труб с толщиной стенкиδ = 27 мм, изготовленных из листовой стали10Г2ФБ, полученной контролируемой прокаткойс ускоренным охлаждением. Металл труб имелследующий химический состав, мас. %: 0,06 C;0,21 Si; 1,42 Mn; 0,12 Ni; 0,07 Mo; 0,04 V;0,04 Al; 0,02 Ti; 0,05 Cr; 0,02 Nb; 0,004 S;0,012 P.

Механические свойства металла труб следующие:

σв = 546,7...556,8 МПа; σТ = 484,4...493,5 МПа;KCV+20 = 334,7...336,6 Дж/см2;KCV–40 = 333,0...336,6 Дж/см2.

Механические испытания сварных стыков вы-полняли в ИЭС им. Е. О. Патона и лабораториипрочности ЦНИИТМАШа в соответствии с нор-мативными требованиями [2, 3]. Металлографи-ческие исследования проводили на световом мик-роскопе «Неофот-32» в лаборатории металлогра-фических исследований. Указанные лабораториисертифицированы в соответствии с международ-ными стандартами.

В основе технологии КССО лежит способ свар-ки непрерывным оплавлением с программным из-менением основных параметров режима, которыйапробирован с положительным результатом присварке комплексами «Север-1», что позволило взначительной степени исключить влияние точнос-ти сборки труб перед сваркой на формированиесварочного соединения.

Режим сварки определяется выбором програм-мы изменения основных параметров процессаКССО. Программа (рис. 1) предусматривает четырепериода процесса сварки [4]. В I периоде проис-ходит возбуждение устойчивого процесса оплавле-ния.

Во II периоде осуществляется нагрев торцов сва-риваемых труб до заданной температуры. В III пе-риоде производится интенсификация процесса оп-лавления для обеспечения в искровом промежуткеоптимальных условий формирования соединений.В IV периоде происходит деформация нагретых тор-цов и формирование соединения.

Кроме значений основных параметров (vопл —скорости подачи труб в периоды возбужденияпроцесса оплавления и нагрева торцов; U2 х.х —напряжения холостого хода сварочного трансфор-матора; tсв — времени сварки; Pос — усилия осад-ки; vос — скорости осадки), задаваемых програм-мой, для каждого из перечисленных выше пери-одов оплавления при выборе оптимального ре-жима сварки необходимо определить алгоритмуправления обратными связями между отдельны-ми параметрами.

Целью настоящих исследований был выбор оп-тимальных режимов сварки, обеспечивающихтребуемые механические свойства сварных сое-динений, а также возможность получения качес-твенных сварных соединений при минимальныхзначениях потребляемой мощности и потерях ме-талла на оплавление.

Сварку секторов, вырезанных из труб, выпол-няли на модернизированной машине К1000. При-нятое соотношение ширины сектора, площадисвариваемого сечения (B×δ) и сопротивления сва-рочной цепи этой машины позволило достаточноточно промоделировать процесс оплавления на-турной трубы диаметром 1219 мм, его энергети-ческие показатели и определить основные пара-метры разрабатываемой машины для КССО такихтруб.

Как следует из изложенного выше, на первомэтапе создаются условия для возбуждения устой-чивого процесса оплавления, в котором сущест-венную роль играет угол разделки кромок (фаски)α на концах труб. В связи с этим проведены ис-следования влияния угла разделки кромок концовтруб на мощность, необходимую для возбужденияпроцесса оплавления.

Торцы образцов в месте сварки обрезали га-зовой резкой, а угол разделки кромок изменялиот 0 до 45° (рис. 2). Необходимая для возбужденияустойчивого оплавления мощность по мере уве-

Рис. 1. Программа изменения основных параметров режимаКССО труб: I1, U1 — соответственно первичные ток и напря-жения сварки; tсв — время сварки; I–IV — периодыпрограммирования

6 5/2012

личения α снижается (рис. 3) [5]. При α > 15°потребляемая мощность во время возбужденияпроцесса оплавления (I период) и достижения ус-тойчивого оплавления (период II) остается пос-тоянной. Целесообразно ориентироваться на оди-наковую загрузку источника энергоснабжения вначальный и конечный периоды сварки, тогда оп-тимальный угол разделки составляет α = 15°. Присварке образцов принят угол разделки α = 15°.

При определении оптимальной длительностиустойчивого оплавления (период II) для получе-ния качественных соединений необходимо обес-печить зону нагрева большую, чем при сваркедеталей толщиной 15…20 мм. Предельно возмож-ный нагрев при непрерывном оплавлении огра-ничивается установлением такого квазиравновес-ного теплового состояния, при котором увеличе-ние длительности оплавления не сопровождаетсяприростом тепла в торцах нагреваемых деталей.В образцах принятых размеров такое состояниенаступает в случае увеличения длительности оп-лавления до 200 с при оптимальной скоростиvопл = 0,2 мм/с [6]. Поскольку такой «мягкий» ре-жим нагрева соответствует минимальной потреб-ляемой мощности, указанные выше параметры при-няты в качестве оптимальных при определениипрограммы для базового режима сварки партий об-

разцов во II периоде. Длительность III периода ипрограмма повышения скорости перемещения доконечной скорости vкон приняты с учетом прове-денных ранее исследований [6]. На рис. 4 приведеназапись осциллограмм основных параметров сваркина принятом «мягком» режиме.

Удельная потребляемая мощность в период ус-тойчивого оплавления составляет Δропл == 6,1 В⋅А/мм2, а в конечный период оплавленияперед осадкой повышается в течение 2…3 с доΔркон = 13 В⋅А/мм2. При одинаковой программеизменения скорости vкон значения потребляемоймощности возрастают пропорционально повыше-нию vкон в интервале 0,8…1,4 мм/с. На рис. 5 при-ведена зависимость Δркон = f(vкон) при напряженииU2 х.х = 6,8 В. Величина Δркон определяет установ-ленную мощность источника питания [7]. При свар-ке труб указанного сечения потребуется источникс установленной мощностью 1320 кВ⋅А. Но пос-кольку современные передвижные электростанциидопускают кратковременную перегрузку до10…15 %, мощность может быть и ниже.

Из приведенных данных видно, что опреде-ление оптимального значения vкон существенновлияет на выбор источника энергоснабжения и

Рис. 2. Разделка кромок на торцах образцов

Рис. 3. Зависимость удельной мощности Δр от угла разделкикромок α [5]

Рис. 4. Осциллограммы основных параметров сварки на мяг-ком режиме КССО

Рис. 5. Зависимость удельной потребляемой мощности Δрконот конечной скорости оплавления vкон

5/2012 7

технико-экономические показатели. В связи сэтим проведены исследования влияния значенийvкон на качество сварных соединений. Для этогосваривали четыре партии стыков на «мягком» ре-жиме с конечной скоростью vкон = 0,9, 1,0, 1,1и 1,2 мм/с. Каждая партия состояла из пяти сты-ков: на трех оценивали механические свойства,а два разрушали по плоскости соединения. Об-разцы испытывали на разрыв и изгиб в соответ-ствии со стандартами [2, 3]. Для определения ме-ханических свойств металла сварных соединенийпроводили испытания на изгиб образцов с острымнадрезом по линии соединения. Результаты ме-ханических испытаний сварных соединений при-ведены в табл. 1.

В ходе испытаний на растяжение стандартныхобразцов каких-либо браковочных признаков, заисключением снижения прочности приблизитель-но на 5,5 %, не выявлено. Разрушение образцовпроисходило вдали от плоскости соединения нарасстоянии 21 мм. Испытания сварных образцовна изгиб показали, что при vкон = 1,1 и 1,2 мм/скакие-либо браковочные признаки отсутствовали.При vкон = 1,0 мм/с в плоскости соединения по-явились трещины, которые по длине (не более6 мм) не попадали под браковочный признак нор-мативных документов [2, 3]. Угол изгиба образцовпри этом составлял 180°.

Дальнейшее снижение конечной скорости до0,9 мм/с привело к образованию трещин длиной,превышающей допустимую стандартами. Испы-тания образцов с надрезами показали, что такиетрещины свидетельствуют о наличии участков соструктурной неоднородностью, что характерно

для недостаточно интенсивного оплавления передосадкой. В образцах сварных соединений, полу-ченных с vкон = 1,1…1,2 мм/с, на поверхности из-ломов дефекты в плоскости соединений отсутс-твуют. При vкон = 1,0 мм/с появляются отдельныемелкие дефекты, так называемые матовые пятнаплощадью до 20 мм2. В стыках, сваренных с vкон == 0,9 мм/с, частота появления таких дефектовувеличивается, а их площадь может достигать30…35 мм2. На основании полученных резуль-татов в дальнейших исследованиях принята прог-рамма с vкон = 1,2 мм/с.

Для определения оптимального значения вели-чины осадки на базовом «мягком» режиме с раз-ной осадкой были сварены четыре партии стыковтруб. Каждая партия состояла из пяти стыков:на трех оценивали механические свойства свар-ного соединения, а два разрушали по плоскостисоединения (табл. 2). Полученные результаты ис-пытаний этих образцов на растяжение были прак-тически идентичными. При их испытании бра-ковочным признаком стало снижение временногосопротивления до 6 %, при этом разрушение об-разцов происходило по зоне термического влия-ния (ЗТВ) вдали от плоскости соединения. Прииспытаниях образцов на изгиб в некоторых пар-тиях стыков, сваренных с осадкой 8…10 мм, по-являлись трещины (расслоения небольших разме-ров в допустимых нормативами пределах). Приэтом угол изгиба этих образцов также соответс-

Т а б л и ц а 1. Механические свойства сварных соедине-ний, полученных при различной конечной скорости оп-лавления*№ партии vкон, мм/с σв, МПа Браковочный признак

1 0,9 518,6 Трещины > 6 мм, σв ≤ 94,5 %

2 1,0 518,0σв ≤ 94,5 %3 1,1 518,4

4 1,2 518,3

* Здесь и в табл. 2 угол изгиба составлял 180о; в каждой партиибыло испытано по 12 образцов на растяжение и по 30 образцовна изгиб.

Т а б л и ц а 2. Механические свойства сварных соедине-ний, полученных с различной величиной осадки

№ партии Величинаосадки, мм σв, МПа Браковочный признак

1 8 515,9 Разупрочнение 6 %

2 10 516,8 Разупрочнение 5,5 %

3 12 518,6 » »

4 14 518,3 » »

Рис. 6. Трещина в образце, испытанном на изгиб (α = 180°)Рис. 7. Скопление марганцовистых алюмосиликатов в изло-мах образцов, полученных с осадкой 8…10 мм

8 5/2012

твовал нормативным значениям (рис. 6). При ис-пытании на изгиб с надрезами в изломах по плос-кости соединения некоторых образцов, получен-ных с осадкой 8…10 мм, имели место микроне-совершенства структуры (рис. 7), обусловленныелокальным скоплением неметаллических включе-ний — марганцовистых алюмосиликатов.

При сварке труб с большим развитым сечениемвозможна неравномерная деформация нагретогометалла. Поэтому в качестве оптимального зна-чения осадки принято lоc = 13 мм. Для обеспе-чения такой деформации при использовании «мяг-кого» режима необходимо удельное усилие осад-ки 45 МПа.

Исходя из результатов исследований, нижеприведен оптимальный режим сварки, которыйможно воспроизвести на промышленной установ-ке для сварки труб из стали 10Г2ФБ толщиной27 мм:

вторичное напряжение, В .................................... 7время сварки, с ...................................................... 180…210скорость подачи при нагреве, мм/с .................... 0,19…0,20припуск на оплавление при нагреве, мм ............ 32…38припуск на повышение скорости, мм ................. 6…9конечная скорость перед осадкой, мм/с ............. 1,2удельное усилие осадки, МПа ............................. 45осадка, мм .............................................................. 13

На указанном режиме сварены контрольныепартии образцов и проведены механические ис-пытания в соответствии со стандартами [2, 3].Результаты испытаний представлены в табл. 3, изкоторой видно, что при испытании на разрыв вре-менное сопротивление сварных соединений уме-ньшается на 5,5…6,0 %. Это происходит на учас-тке ЗТВ, где температура нагрева достигает700…800 °С и вызвано снижением эффекта тер-моупрочнения стали, который достигается в про-цессе ее контролируемой прокатки. Значениеударной вязкости соединений KCV+20 и KCV–20предъявляемым требованиям не отвечают [2, 3].

Как видно из рис. 8, наибольшее снижениеударной вязкости происходит на локальном учас-тке в центре шва, протяженность которого сос-тавляет l = 0,5…1,0 мм от плоскости соединения,что подтверждено проведенными металлографи-ческими исследованиями. Это хорошо видно присравнении структур основного металла (рис. 9,а) и линии соединения с участками крупного зер-на протяженностью до 0,5 мм, примыкающих кней (рис. 9, б), где металл подвергался кратков-ременному нагреву до температуры 1300 °С и вы-ше. Микроструктура основного металла представ-ляет собой ферритную мелкозернистую матрицу(зерна феррита, балл № 11) со строчками карби-дов, которые вытянуты вдоль направления про-ката (рис. 9, а). На участке, примыкающем к плос-кости соединения, формируются структуры созначительным увеличением зерна бейнита (балл

№ 3) и большим содержанием полигональногоферрита. Эти структуры отличаются низкими зна-чениями ударной вязкости.

Для проверки возможности повышения пока-зателей ударной вязкости и прочности сварныхсоединений была сварена партия образцов на«жестком» режиме, параметры которого предс-тавлены ниже:

вторичное напряжение, В .....................................7время сварки, с .......................................................45…50скорость подачи при нагреве, мм/с .....................0,3припуск на оплавление при нагреве, мм ............12припуск на повышение скорости, мм .................5…6конечная скорость перед осадкой, мм/с .............1,2удельное усилие осадки, МПа .............................120…140осадка, мм ...............................................................5…6

Указанный режим отличается меньшей дли-тельностью оплавления во II периоде, повышен-ной конечной скоростью и большим удельнымдавлением. Механические свойства металла сое-динений, полученных на «жестком» режиме, сле-дующие: σв = 546,0...553,6 МПа; KCV+20 == 16,3...22,6 Дж/см2; KCV–20 = 6,1...9,7 Дж/см2;угол изгиба составлял 180°; трещины отсутство-вали. При сварке на «жестком» режиме общаяпродолжительность процесса сокращается до 50 с,припуск на оплавление — до 12 мм, а мощность,потребляемая в конечный период сварки, повы-шается до 23 В⋅А/мм2, т. е. она почти в 2 разабольше по сравнению с «мягким» режимом. Все

Т а б л и ц а 3. Механические свойства контрольной пар-тии образцов*

Результатыиспытаний σв, МПа KCV+20,

Дж/см2KCV–20,Дж/см2

Послесварки

516,0...523,4520,0

13,3...17,115,0

6,1...9,78,1

Послетермообработки

550,6...561,4554,6

147,9...219,5173,2

86,8...171,1137,9

* Угол изгиба составлял 180°; трещины отсутствовали.

Рис. 8. Распределение ударной вязкости KCV+20 в металлеЗТВ

5/2012 9

остальные показатели соответствуют норматив-ным требованиям за исключением ударной вяз-кости, которая незначительно повысилась в ре-зультате уменьшения содержания полигональногоферрита и размеров зерна первичного аустенита,но ее значения ниже нормативного уровня [2, 3].

В связи с тем, что «жесткий» режим требуетсущественного повышения потребляемой мощ-ности при оплавлении, больших усилий при осад-ке, но незначительно повышает ударную вязкостьсварного соединения, его применение нецелесо-образно.

Известно, что для повышения пластическихсвойств сварных соединений, полученных КССО,необходимо применять высокотемпературнуютермическую обработку [8]. В связи с этим про-ведены исследования и разработана технологиятермической обработки сварных соединений тол-стостенных труб. Образцы сварных соединений,полученных на контрольном режиме, подвергалиместному нагреву кольцевым индуктором с час-тотой 2,4 кГц с использованием тиристорногопреобразователя частоты ТПЧТ-160. Нагрев осу-ществляли до температуры 950 °С в течение5 мин, выдерживали при этой температуре в те-чение 2,5…3,0 мин, а затем образцы ускоренноохлаждали водовоздушной смесью с двух сторон

до температуры приблизительно 300 °С. Ускорен-ное охлаждение необходимо, поскольку исклю-чает снижение на участке нагрева твердости ивременного сопротивления.

После термической обработки и ускоренногоохлаждения стыков по указанному режиму вре-менное сопротивление сварных соединений со-ответствовало показателям основного металла(табл. 3). Угол изгиба образцов составлял 180°,трещины на линии соединения и в ЗТВ отсутс-твовали. Ударная вязкость KCV+20 и KCV–20 сос-тавляла соответственно 173,2 и 137,9 Дж/см2. Этипоказатели на порядок выше, чем значения ударнойвязкости соединений после сварки. Механическиесвойства соединений после термической обработкии ускоренного охлаждения см. (табл. 3) полностьюсоответствуют требованиям как российского [2], таки международного [3] стандартов.

Микроструктура металла линии соединения иучастка крупного зерна представляет собой фер-ритную матрицу с включениями остаточного аус-тенита, который частично распадается с образова-нием зернистого бейнита. Микроструктура линиисоединения и участков крупного зерна после тер-мической обработки представлена на рис. 10.

Балл зерна феррита составляет № 9. Твердостьпо линии сварных соединения и в ЗТВ находитсяна уровне HV 5 1900 ± 50 МПа, что не превышаеттребуемых значений [2, 3].

Послесварочная местная термическая обработкаи ускоренное охлаждение позволяют нивелироватьнедостатки механических свойств соединений засчет улучшения структуры металла сварных швов.

Выводы1. Разработана технология КССО труб из высо-копрочных сталей класса прочности К56 столщиной стенки до 27 мм. Для получения ка-чественных соединений труб из таких сталей не-обходимо, чтобы источник энергоснабжения и

Рис. 9. Микроструктуры (×100) основного металла труб (а) иметалла линии соединения с участками крупного зерна (б)

Рис. 10. Микроструктура металла (×400) линии соединения сучастками крупного зерна после термической обработки иускоренного охлаждения

10 5/2012

привод осадки сварочной машины обеспечивалипри сварке значения потребляемой удельной мощ-ности не менее 12 В⋅А/мм2, а удельного усилияосадки не менее 45 МПа.

2. Проведены комплексные механические ис-пытания и металлографические исследования сва-рных соединений трубных сталей. Применение вы-сокотемпературной термической обработки (норма-лизации) после сварки в сочетании с ускореннымохлаждением обеспечивает выполнение требова-ний стандартов.

3. На основании результатов проведенных иссле-дований подготовлены технические задания на раз-работку нового поколения оборудования для КССОтолстостенных труб диаметром 1220…1420 мм.

1. Мазур И. И., Серафин О. М., Карпенко М. П. Электрокон-тактная сварка трубопроводов: пути совершенствования //Стр-во трубопроводов. — 1988. — № 4. — С. 8–11.

2. СТО 2-3.7-380–2009. Инструкция по технологии сваркиморских газопроводов. — Введ. в 2009.

3. DNV-OS-F101. Offshore standard. Submarine pipeline sys-tems. — Jan. 2000.

4. Кучук-Яценко С. И. Контактная стыковая сварка оплав-лением. — Киев: Наук. думка, 1992. — 236 с.

5. Кучук-Яценко С. И., Мосендз И. Н., Казымов Б. И. Прог-раммирование режимов контактной сварки оплавлениемдеталей с большими развитыми сечениями // Автомат.сварка. — 1987. — № 6. — С. 14–18.

6. Кучук-Яценко С. И., Лебедев В. К. Контактная стыковаясварка непрерывным оплавлением. — Киев: Наук. дум-ка, 1976. — 212 с.

7. Контактная стыковая сварка трубопроводов / С. И. Ку-чук-Яценко, В. Г. Кривенко, В. А. Сахарнов и др. — Ки-ев: Наук. думка, 1986. — 208 с.

8. Местная термообработка сварных стыков газопровод-ных труб диаметром 1420 мм / В. К. Лебедев, Ю. В.Скульский, С. И. Кучук-Яценко и др. // Автомат. сварка.— 1977. — № 10. — С. 38–40.

Technology was developed for flash-butt welding of 1219 mm diameter pipes with 27 mm wall thickness from 10G2FBsteel of strength class K56, designed for construction of sea gas pipelines. Admissible limits of variation of the mainwelding parameters ensuring the required quality of welded joints were determined. Required level of mechanical propertiesof the joints is achieved by local postweld high-temperature heat treatment in combination with accelerated cooling.

Поступила в редакцию 07.03.2012

Б. Є. Патон: 50 років на чолі Академії. — К.: Академперіодика, 2012. — 776 с.,136 с. ил. (укр. и рус. языки).

В книге освещена 50-летняя деятельность выдающегосяукраинского ученого и организатора науки академика Б. Е. Патонана посту Президента Национальной академии наук Украины. Из-вестные ученые, среди них академики А. П. Александров, Г. И.Марчук, Ю. С. Осипов, Н. М. Амосов, Ж. И. Алферов, Н. В. Багров,О. М. Белоцерковский, П. А. Витязь, Д. М. Гродзинский, Л. В.Губерский, И. М. Дзюба, М. З. Згуровский, Е. Н. Каблов, В. Г.Кадышевский, Н. Н. Кудрявцев, Ю. И. Кундиев, Н. П. Лаверев,Н. В. Новиков, Б. И. Олейник, В. В. Панасюк, Ю. Н. Пахомов,Е. М. Примаков, В. А. Садовничий, А. М. Сердюк, К. М. Сытник,В. В. Скороход, А. А. Созинов, В. И. Старостенко, Б. С. Стогний,В. Я. Таций, П. П. Толочко, делятся впечатлениями о личномобщении с Б. Е. Патоном, его огромном вкладе в развитие наукии техники. Книга иллюстрирована многочисленными фотог-рамиями.

Может быть полезна всем, кто интересуется историей науки.

НОВАЯ КНИГА

5/2012 11

УДК 621.791:669.788+669.017:539.56:669.788

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ МЕХАНИЗМАВОДОРОДНОЙ ХРУПКОСТИ МЕТАЛЛОВ С ОЦК РЕШЕТКОЙ*

В. С. СИНЮК, инж., академик НАН Украины И. К. ПОХОДНЯ,А. П. ПАЛЬЦЕВИЧ, А. В. ИГНАТЕНКО, кандидаты техн. наук

(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Приведены результаты исследований влияния водорода на механизм разрушения металла. В металле, содержащемдиффузионный водород, в результате пластической деформации образуется остаточный водород, который связансо сформировавшимися дислокациями и микротрещинами. Наличие водорода, связанного с дислокациями, приводитк локализации пластической деформации металла. Зарождение микротрещин происходит по сдвиговому механизму,а их дальнейший рост — за счет образования новых дефектов в вершине старой трещины и их слияния.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая сварка, низкоуглеродистаясталь, водородная хрупкость, диффузионный и остаточныйводород, водородная локализация пластичности

При сварке конструкций из высокопрочных низ-колегированных сталей существует риск образо-вания индуцированных водородом холодных тре-щин, вследствие проявления такого физическогоявления, как водородная хрупкость (ВХ) металла.В основе механизма ВХ лежат взаимодействияводорода с дислокациями и изменение свойствдислокационных скоплений под действием водо-рода. Теоретическое рассмотрение механизма ВХизложено в работе [1]. Настоящая работа посвя-щена экспериментальному исследованию меха-низма ВХ.

В качестве материалов для исследований ис-пользовали ферритно-перлитную сталь ВСт3сп(рис. 1) следующего состава, мас. %: 0,12 C; 0,14Si; 0,42 Mn; 0,1 Ni; 0,12 Cr; 0,022 S; 0,012 P.Образцы из нее отжигали при температуре 600°С.

В первой серии экспериментов определяли ме-ханические свойства образцов из стали ВСт3сп,содержащих водород. Насыщение образцов водо-родом осуществлялось электролитическим путемв 5%-м растворе серной кислоты с добавкой0,05 % тиосульфата натрия в течение 8…13 ч,плотность тока составляла 4 мА/см2. Повторнаяшлифовка образцов после наводороживания за-нимала не более 1 мин. До механических испы-таний образцы хранили в жидком азоте. Содер-жание диффузионного и остаточного водорода оп-ределяли хроматографическим методом [2].

Во второй серии экспериментов образцы изстали ВСт3сп растягивали до различной степени

пластической деформации (10, 15 и 17 %), послечего водород удаляли путем нагрева образцов до50 °С и выдерживали их в течение 7 сут. Послеудаления водорода образцы растягивали до раз-рушения. Образцы, не содержащие водород, под-вергали идентичному циклу испытаний. Для ме-ханических испытаний на одноосное растяжениеиспользовали цилиндрические образцы длиной30 мм с диаметром рабочей части 5 мм.

Механические испытания на одноосное рас-тяжение и статический изгиб проводили на сер-вогидравлической машине «INSTRON-1251». Пе-ред испытанием образцы нагревали в спирте докомнатной температуры. Нагрев образца и пос-ледующая его установка в захватах вместе с креп-лением датчика деформации занимали не более3 мин. Растяжение образцов происходило со ско-ростью деформации 1⋅10–3 с–1.

Фрактографический анализ выполняли на рас-тровом электронном микроскопе JSM-35CF фир-мы «JEOL».

Результаты механических испытаний на одно-осный разрыв в координатах условное напряже-ние σ – относительная деформация ε приведены

* Работа выполнена при поддержке Государственно фон-да фундаментальных исследований Украины (грант№ GP/F32/50 Президента Украины для поддержки молодыхученых).

Рис. 1. Микроструктура (×500) стали ВСт3сп

12 5/2012

на рис. 2. После наводороживания и последующейдегазации механические свойства стали ВСт3спвосстанавливаются (кривые 1, 2 на рис. 2). Уве-личение содержания диффузионного водорода[H]диф приводит к разрушению металла при мень-шей степени пластической деформации (кривые3, 4 на рис. 2). Разрушение металла, содержащеговодород, происходит после того, как напряжениядостигают значения временного сопротивленияразрыву, т. е. при начале локализации пластичес-кой деформации в виде шейки. Наиболее чувс-твительными к ВХ являются показатели пластич-ности металла — относительное удлинение и су-жение.

После механических испытаний образцы вы-держивали при комнатной температуре в течение7 сут. Содержание остаточного водорода в раз-рушенном металле выявляли с помощью термо-десорбционного анализа. С этой целью вырезалиобразцы из области с равномерной пластическойдеформацией. Результаты анализа представленына рис. 3. Первый пик в спектре термодесорбции

соответствует водороду, связанному с дислока-циями [H]дисл, а второй — молекулярному водо-роду [H]мол, который находится в микротрещинах,о чем свидетельствует температура его десорбции.В процессе пластической деформации металлапроисходит зарождение новых дислокаций, кото-рые являются ловушками водорода. Скоплениеводорода на дислокациях облегчает их слияние

Рис. 2. Влияние содержания диффузионного водорода [H]дифна разрушение образцов из стали ВСт3сп при одноосномрастяжении: 1 — исходное состояние (ψ = 54 %); 2 — посленаводораживания [H]диф ≈ 7 см3/100 г и дегазации (ψ == 62 %); 3 — [H]диф = 6,5 см3/100 г (ψ = 23 %); 4 — [H]диф == 8,5 см3/100 г (ψ = 15 %)

Рис. 3. Скорость удаления остаточного водорода vН из сталиВСт3сп после разрушения образца ([H]диф = 8,5 см3/100 г)

Рис. 4. Диаграммы растяжения образцов из стали ВСт3сп сразной предварительной деформацией: a — ε = 10 % (ψ[Н] == 51 %, ψ = 62 %); б — ε = 15 % (ψН = 49 %, ψ = 57 %); в —ε = 17 % (ψ[Н] = 39 %, ψ = 62 %); (ψH, ψ — среднееотносительное сужение образцов, соответственно содержа-щих и не содержащих водород): 1 — исходное состояние;2 — содержание водорода 7 см3/100 г (после предваритель-ной деформации образцы дегазировали)

5/2012 13

[1] и приводит к зарождению микротрещин. Припопадании водорода внутрь образовавшихся де-фектов, он молизуется.

Для определения влияния водорода на меха-низм зарождения микротрещин образцы из сталиВСт3сп предварительно деформировали до отно-сительного удлинения 10, 15 и 17 %, а затем де-газировали, после чего происходила их последую-щая деформация до разрушения. Содержание диф-фузионного водорода в образцах после электроли-тического насыщения составило 7 см3/100 г. Тер-модесорбционный анализ показал, что после де-газации деформированных образцов из сталиВСт3сп при температуре 50 °С в течение 7 сут,водород десорбируется из них при температуресвыше 200 °С. Таким образом, водород, связан-ный с дислокациями, удалился в процессе дега-зации. Результаты механических испытаний при-ведены на рис. 4. После разгрузки и вылеживанияпри температуре 50 °С происходит деформацион-ное старение металла. Значение упрочнения независит от наличия водорода и составляет50 МПа. При деформации до 10 % водород неоказывал существенного влияния на механичес-кие свойства образцов из стали ВСт3сп (см. рис. 4,а), то же имело место и при деформации 15 %

(рис. 4, б). При деформации металла на уровне17 % влияние последнего на механические свойс-тва металла значительно усиливается (рис. 4, в).На поверхности излома образцов, содержащих7 см3/100 г водорода, после предварительнойпластической деформации 17 % появилась мик-ротрещина, ориентированная под углом 45° к осиобразца (рис. 5). В образцах, не содержащих во-дород, такие трещины не обнаружены. Для оценкивлияния микротрещин, образовавшихся под дейс-твием водорода, на разрушение металла рассчи-тывали напряжение разрушения [3]. Для вычис-ления максимального напряжения в шейке образ-ца в момент разрушения SC использовали извес-тные зависимости Бриджмена [4] с учетом пред-ложенных Копельманом [5]:

SC = SK 1 + ln (1 + η ⁄ 2)(1 + η ⁄ 2)ln(1 + η ⁄ 2)

где η = 0,92(e – 0,1); e = ln(1/(1 – ψ); SK — среднеенапряжение в шейке в момент разрушения об-разца. Из рис. 6 видно, что с увеличением пред-варительной пластической деформации напряже-ние разрушения металла в исходном состояниивозрастает [6]. Это связано с тем, что микротре-щины, которые возникают в металле в результатепластической деформации и не приводят к раз-рушению в момент своего образования, при даль-нейшей пластической деформации затупляются[7]. При наличии диффузионного водорода в ме-талле имеет место обратная тенденция — нап-ряжение разрушения уменьшается с ростом пред-варительной пластической деформации. Этосвидетельствует о том, что в металле, содержащемводород, при пластической деформации образо-вавшиеся микротрещины не затупляются, а про-должают расти.

Пластическая деформация металла приводитк зарождению новых дислокаций, которые служатловушками водорода. Наличие водорода на дис-

Рис. 5. Микроструктура поверхности микротрещины сдвигав центре образца из стали ВСт3сп с содержанием водорода7 см3/100 г после предварительной деформации 17 %

Рис. 6. Влияние предварительной пластической деформацииεп образцов из стали ВСт3сп на напряжение разрушения SC:1 — исходное состояние; 2 — [H]диф = 7 см3/100 г (послепредварительной деформации образцы дегазировали)

Рис. 7. Схемы зарождения и роста трещины в металле,содержащем водород: а — образование систем скольженияпри растяжении; б — зарождение микротрещины в плоскостискольжения; в — рост трещины за счет зарождения новыхмикротрещин в ее вершине (τ — касательное напряжение)

14 5/2012

локациях приводит к уменьшению силы оттал-кивания дислокаций и локализации пластическойдеформации [1]. Ключевым этапом механизма ВХявляется слияние дислокаций в вершине трещины[8]. Схема зарождения и роста трещины при ис-пытании образца показана на рис. 7. Рост трещиныпо хрупкому и квазихрупкому механизму проис-ходит за счет зарождения новой микротрещиныв вершине старой и последующем их слиянии.Дислокационная модель этого процесса в металле,не содержащем водород, рассмотрена в работе [9].В металле, содержащем водород, при пластичес-кой деформации образовавшиеся микротрещиныпродолжают расти за счет зарождения новых де-фектов в вершине трещин (рис. 8, 9) [10].

Из изложенного выше можно определить, чтомеханизм ВХ заключается в следующем. В ре-зультате пластической деформации металла об-разуются дислокации, которые являются ловуш-ками для диффузионного водорода и приводят кперераспределению последнего. Наличие водоро-

да вокруг дислокаций приводит к их слиянию применьшем внешнем напряжении, что на макроу-ровне проявляется в виде облегчения деформациисдвига и локализации пластической деформации.Дальнейший рост трещины происходит за счетзарождения новой микротрещины в вершине ста-рой в результате локализации здесь пластическойдеформации под влиянием водорода.

Выводы1. Термодесорбционным анализом установлено,что причиной водородного охрупчивания металлапри пластической деформации является водород,связанный с дислокациями.

2. Наличие его на дислокациях приводит к об-легчению деформации сдвига и зарождению мик-ротрещины при меньшем внешнем напряжении, посравнению с металлом, не содержащим водород.

3. Хрупкий рост трещины происходит за счетзарождения новой микротрещины в вершине старойв результате локализации пластической дефор-мации в вершине трещины под влиянием водорода.

1. Дислокационная модель водородной локализации плас-тичности металлов с ОЦК решеткой / А. В. Игнатенко,И. К. Походня, А. П. Пальцевич, В. С. Синюк // Автомат.cварка. — 2012. — № 3. — С. 22–27.

2. Пальцевич А. П. Хроматографический способ определе-ния содержания водорода в компонентах электродныхпокрытий // Там же. — 1999. — № 6. — С. 45–48.

3. Pokhodnya I. K., Shvachko V. I., Stepanyuk S. N. The evalu-ation methods of HSLA steels susceptibility to hydrogen em-brittlement // Proc. Intern. conf. on HSLA steels «Highstrength low alloy steels’2000». — Xi’an (China), 2000. —P. 453–458.

4. Бриджмен П. Исследование больших пластических де-формаций и разрыва. — М.: Изд-во иностр. лит., 1955.— 444 с.

5. Копельман Л. А. Сопротивляемость сварных узлов хруп-кому разрушению. — Л.: Машиностроение, 1978. —232 с.

Рис. 9. Образование микропоры на линии сдвига перед вер-шиной трещины в образце из стали IN903, содержащем водо-род

Рис. 8. Распространение трещины в образцах из стали IN903 без водорода (а) и после его введения через 17 (б), 22 (в), 29 (г),32 (д) и 39 с (е)

5/2012 15

6. Развитие и применение локального PROMETEY-подхо-да для прогнозирования хрупкого разрушения корпус-ных реакторных сталей / Б. З. Марголин, В. А. Швецова,Г. П. Карзов и др. // Вопр. материаловедения. — 2009. —№ 3. — С. 290–314.

7. Котречко С. А., Мешков Ю. Я. Предельная прочность.— Киев: Наук. думка, 2008. — 296 с.

8. Gerberich W. W., Stauffer D. D., Sofronis P. A Coexistentview of hydrogen // Effects on mechanical behavior of crys-tals: HELP and HEDE effects of hydrogen on materials:

Proc. Intern. hydrogen conf., Wyoming, Sept. 7–10, 2008 /Eds B. Somerday, P. Sofronis, R. Jones. — Ohio, USA:ASM Intern. Materials Park, 2009. — P. 38–45.

9. Владимиров В. И. Физическая природа разрушения ме-таллов. — М.: Металлургия, 1986. — 280 с.

10. Robertson I. M., Birnbaum H. K. Dislocation mobility andhydrogen // A brief rev. intern. conf. on fracture (ICF11),Turin, Italy, March 20–25, 2005.http://www.icf11.com/proceeding/EXTENDED/5759.pdf.

The paper gives the results of investigation of hydrogen influence on metal fracture mechanism. In metal containingdiffusible hydrogen, plastic deformation leads to formation of residual hydrogen, which is connected to formed dislocationsand microcracks. Presence of hydrogen connected to dislocations, leads to localizing of plastic deformation of metal.Microcracks initiation occurs by the shear mechanism, and their further growth — due to formation of new defects inthe existing crack tip and their coalescence.

МОДИФИКАЦИЯ МЕТАЛЛА ШВОВ НА СТАЛЯХ 14ХН3АИ 20ХН3А С ЦЕЛЬЮ ПОВЫШЕНИЯ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ

СВОЙСТВ БУРИЛЬНЫХ ДОЛОТ

Научно-исследовательская работа по указанной теме была завершена в 2011 г. вИнституте электросварки им. Е. О. Патона (рук. темы — чл.-кор. НАНУ О. К. Назаренко)

Традиционные стали 14ХНЗА и 20ХНЗА, которые применяются в конструкции шарошечныхбуровых долот, имеют ограниченную свариваемость, и свойства металла сварных соеди-нений на этих сталях в ряде случаев не отвечают условиям высокоскоростного бурения. Присочетании сталей 40ХН и 14ХНЗА в конструкции алмазных долот еще больше осложняетсятехнологический процесс производства долот. С увеличением размеров долот и одновремен-но свариваемых толщин повышается вероятность образования мелких трещин в сварныхсоединениях, которые приводят к нарушению их гидроплотности и снижению срока эксплуа-тации.

С целью повышения эксплуатационных характеристик сварных соединений разработанытехнологии электронно-лучевой сварки с модифицированием металла сварных соединений.Предложена конструкция вставок-модификаторов, которая не нарушает качество сборкикомпонентов долота, не влияет на точность работы системы слежения за стыком и в тоже время обеспечивает формирование швов без кристаллизационных трещин. Наиболееоптимальным материалом для модифицирования швов шарошечных долот оказалась нержа-веющая аустенитная сталь 10Х18Н10Т толщиной 0,2 мм, а для швов алмазных долот —вставки фольги циркония также толщиной 0,2 мм. Ширина и длина пластинок-модификаторовзависит от типа свариваемых долот и может изменяться в пределах 15…20 мм по ширинеи 45…70 мм по длине.

В соответствии с разработанными технологиями проведены проектно-конструкторскиеразработки специализированной оснастки для установки ЭЛС буровых долот. Отработанопрограммное обеспечение ЭЛС долот с модифицированием сварных швов.

Выполнены комплексные исследования качества и свойств сварных соединений буровыхдолот при ЭЛС, включая использование элементов-модификаторов для повышения прочнос-ти и предупреждения кристаллизационного растрескивания соединений. Прочность сое-динений на разрыв при этом составила 95…98% временного сопротивления разрыву основ-ного металла. Все технологические, конструкторские разработки прошли проверку при изго-товлении опытной партии натурных изделий, которые были переданы для испытаний вусловиях реальной эксплуатации буровых долот.

16 5/2012

УДК 621.791.75.053.92

НОВЫЕ ВОЗМОЖНОСТИ МЕХАНИЗИРОВАННОЙ ДУГОВОЙТОЧЕЧНОЙ СВАРКИ С ПРИМЕНЕНИЕМ

ИМПУЛЬСНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙАкадемик НАН Украины Л. М. ЛОБАНОВ, В. А. ЛЕБЕДЕВ, С. Ю. МАКСИМОВ, доктора техн. наук,А. Н. ТИМОШЕНКО, канд. техн. наук, П. В. ГОНЧАРОВ, И. В. ЛЕНДЕЛ, Р. И. КЛОЧКО, инженеры

Рассмотрены вопросы, связанные с получением точечного соединения конструкций на вертикальной плоскости сиспользованием механизированного оборудования для дуговой сварки в среде защитных газов. Определено, чтоиспользование импульсной подачи электродной проволоки с регулируемыми параметрами позволяет существенноупростить процесс получения сварного соединения, обеспечить его необходимое качество и повторяемость резуль-татов. Показаны перспективы применения подобного способа сварки, в том числе и с применением источниковсварочного тока с импульсными алгоритмами работы, синхронизированными с импульсной подачей электроднойпроволоки.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая точечная сварка, электрод-ная проволока, подача, импульс, управление, формирование,повторяемость, оборудование

Механизированная и автоматизированная дуговаясварка плавящимся электродом в среде углекислогогаза получила широкое распространение благодаряцелому комплексу положительных свойств: прос-тоте, доступности материалов, сокращению сро-ков работ и снижению стоимости изготовленияконструкций, возможности ведения процесса вразличных пространственных положениях и др.Наиболее часто используется процесс с естест-венными периодическими короткими замыкани-ями дугового промежутка и переносом электрод-ного металла. При этом качество сварногосоединения, экономические показатели процессав значительной мере зависят от стабильности пе-реноса капель электродного металла [1].

Основными способами стабилизации переносаэлектродного металла являются [2]:

– выбор оптимальных параметров сварочногопроцесса и их стабилизация;

– использование активированных электродныхпроволок;

– применение импульсно-дугового процесса;– разработка и применение импульсных спо-

собов подачи электродной проволоки.Импульсная подача электродной проволоки с

регулируемыми параметрами импульсного движе-ния (частотой, относительной длительностью —скважностью, ускорением) — один из наиболеедейственных способов стабилизации характерис-тик переноса электродного металла с рядом до-полнительных эффектов [3]. В частности, это от-носится к сварке тонкими электродными прово-

локами в среде углекислого газа. В настоящеевремя имеется достаточно информации о сущес-твенном влиянии импульсной подачи на качествосварного соединения, выполняемого в различныхпространственных положениях [4–6]. Однако этиданные относятся к сварке на разных режимахшвов различной протяженности. Важно и перс-пективно оценить влияние импульсной подачиэлектродной проволоки на процесс дуговой то-чечной сварки (ДТС), что и является целью нас-тоящей работы.

Процесс ДТС — эффективный способ соеди-нения листовых конструкций с элементами рамыпри обшивке, например, вагонов, малых судов,других транспортных средств и объектов подоб-ного типа.

При ДТС в нижнем положении в большинствеслучаев получить качественное точечное соеди-нение не вызывает особых трудностей. При сваркена вертикали точечное соединение выполнить го-раздо сложнее, в частности, если свариваются лис-ты толщиной более 1 мм.

В работе [4] предложен алгоритм выполненияточечного соединения на вертикальной плоскостис использованием ДТС в среде углекислого газа,суть которого состоит в разделении цикла про-цесса сварки на несколько этапов. В начале циклаосуществляется прожиг обшивочного листа приповышенных значениях тока и напряжения. Затемполученное пространство заполняется электрод-ным металлом и металлом основы, к которой при-варивается обшивка. Проблемы возникают как разво время заполнения пространства прожига.

Основные сложности и возникающие дефектыпри выполнении точечного соединения заключают-ся в нестабильности повторения формы точечного

5/2012 17

соединения; короблении обшивочного листа; нап-лыве и даже стекании металла (рис. 1); отсутствиипроплавления металла основы, достаточного дляобеспечения прочностных характеристик.

Согласно проведенным исследованиям причи-нами неудовлетворительного качества точечногосоединения, выполненного с использованием ду-гового процесса, являются:

– нестабильность параметров процесса сварки(в частности, напряжения на дуге), возникающаявследствие ряда естественных причин (измененияреального вылета электродной проволоки, условийтокопередачи в токоподводящем наконечнике);

– изменения условий подачи электродной про-волоки, приводящие к неконтролируемым коле-баниям скорости подачи, а следовательно, тока,влияющего на характеристики плавления;

– нагрев металла от выполнения предыдущихсварных точечных соединений;

– отсутствие регулировки тепловложения вванну расплавленного металла для выполненияточки.

Математическая модель процесса ДТС, пред-ставленная в работе [7], позволила оценить оп-тимальные параметры внесения тепла, а также ос-таточные напряжения после сварки. Следствиемэтой оценки явилась разработка алгоритма под-бора сварочных параметров выполнения дуговоготочечного соединения, включающая несколькоциклов синхронного изменения тока и напряже-ния дугового процесса — модуляцию режима. Этопозволяет путем выбора параметров модуляции

осуществить в некоторых пределах регулированиетепловложения в сварочную ванну и несколькостабилизировать процесс выполнения точечногосоединения. Однако решить до конца проблемы,связанные с формированием сварного точечногосоединения, не всегда удается. Кроме того, не-обходимо учитывать еще условия подготовки кон-струкции к сварке, прежде всего обеспечениеплотности прилегания свариваемых поверхностейдруг к другу. При этом зазор должен быть нетолько минимальным, но и стабильным.

Большой проблемой при сварке с эффективной(глубокой) модуляцией режимов является перио-дическое прерывание горения и возбуждение сва-рочной дуги, при этом повторное возбуждение дуги,как показали исследования, оказывается не всегдаустойчивым из-за образования на торце проволокикапли электродного металла разного размера. Каквидно из рис. 2, где представлены различные ва-рианты формы застывшей капли электродного ме-талла, только форма капли 3, 4 позволяет надежноеповторное возбуждение дуги.

Исключить основные факторы влияния на фор-мирование точечного соединения можно с помо-щью способов управления переносом электродногометалла, в частности, управляемой импульсной по-дачи электродной проволоки. На рис. 3 представлениспытательно-исследовательский стенд для отра-ботки режимов сварки точек на вертикальнойплоскости. В качестве механизма импульсной по-дачи использовали новую разработку безредук-торного импульсного механизма подачи на основевентильного компьютеризованного электроприво-да с широким диапазоном управления парамет-рами импульсного движения электродной прово-локи такими, как шаг, частота, скважность, форма[8], при применении которого до настоящего вре-мени был уже решен ряд задач по формированиюсварного соединения протяженными швами, а так-же энерго- и ресурсосбережению [9].

Следует заметить, что цели управления пере-носом электродного металла при импульсной по-даче электродной проволоки можно считать дос-тигнутыми в том случае, если одному импульсуподачи соответствует акт переноса электродного

Рис. 1. Внешний вид точки при сварке на вертикальной плос-кости со стеканием расплавленного металла и неодинаковымформированием точечного соединения

Рис. 2. Внешний вид электродной проволоки диаметром 1,2 мм с застывшей каплей на момент окончания горения дуги: 1, 2— повторное возбуждение дуги затруднительно; 3, 4 — надежное зажигание

18 5/2012

металла. При сварке тонкими проволоками Св-08Г2С в углекислом газе (сварка короткой дугой)этот перенос происходит в момент короткого за-мыкания дугового промежутка. В иных видах уп-равляемого переноса процесс сопряжен со зна-чительными затратами энергии и должен решать-ся другим комплексом оборудования, сочетаю-щим импульсные алгоритмы источника свароч-ного тока и импульсного механизма подачи элек-тродной проволоки.

Цикл получения сварного точечного соедине-ния укрупненно можно разбить на два этапа: про-жог привариваемого металла на повышенном ре-жиме процесса и формирование точечного сое-динения.

На стенде отрабатывали второй этап сваркиточечного соединения с использованием импуль-сной подачи электродной проволоки. Целью эк-спериментального исследования явилось выявле-ние возможности стабилизации постановки точеч-ного соединения на вертикальной плоскости вэтом способе сварки. При этом одной из основныхзадач, которую необходимо было решить, явилосьопределение параметров импульсной подачи, ока-зывающих наиболее существенное влияние напроцесс и оптимизацию важнейших характерис-

тик точечного соединения, возможность их мно-гократного воспроизведения с минимальными от-клонениями в размерах и проплавлении.

Для работы использовали применяемые в тран-спортном машиностроении сочетания сталей Ст3и 09Г2С толщиной 1,0 + 4,0 и 2,5 + 7,0 мм. Сваркувели проволокой Св-08Г2С диаметром 1,2 мм срекомендованными расходами углекислого газана режимах: для соединения металлов толщиной1,0 + 4,0 мм напряжение сварки 26…28 В, сред-нее значение тока сварки для всех исследуемыхпараметров импульсной подачи 160 А; для сое-динения металлов толщиной 2,5 + 7,0 мм нап-ряжение сварки 28…30 В, среднее значение тока200 А.

На рис. 4 представлена «идеальная» циклог-рамма импульсной подачи. Исходя из имеюще-гося опыта применения импульсной подачи элек-тродной проволоки [10] использовали следующиерегулируемые параметры: частоту, скважность,шаг, скорость подачи в импульсе и при реверсеподачи. При этом скважность в соответствии собозначениями на рис. 4 можно определить сле-дующим соотношением:

S = Tц/tи.

Влияние частот исследовали в диапазонах1…10; 20…30; 40…60 Гц. При этом эксперимен-ты проводили со скважностью S = 2 и двумя ва-риантами изменения импульсной подачи элект-родной проволоки: 50 % времени импульс, 40 —пауза, 10 — реверс; 50 % времени импульс, 50— пауза.

На рис. 5 представлена характерная осциллог-рамма с импульсом и паузой процесса ДТС, вы-полняемой на вертикальной плоскости с частотойимпульсной подачи 40 Гц и скважностью S = 2.Анализ осциллограмм свидетельствует о высокойстепени стабильности процесса переноса (одинимпульс подачи — одна капля электродного ме-талла), а следовательно, о стабильности процессав целом.

Рис. 3. Стенд для автоматической сварки точками на верти-кальной плоскости с импульсной подачей электродной про-волоки: 1 — кассета с электродной проволокой; 2 —механизм перемещения горелки; 3 — датчик скорости подачипроволоки; 4 — механизм подачи проволоки; 5 — горелкадля сварки на вертикальной плоскости; 6 — изделие

Рис. 4. «Идеальная» циклограмма импульсной подачи (vэ —скорость подачи; tр, tи, tп — время действия реверса, импуль-са и паузы соответственно; Tц — время цикла импульснойподачи)

5/2012 19

На частотах в диапазоне 1…10 Гц получитьстабильный процесс с формированием сварнойточки не удалось — наблюдалось сильное разб-рызгивание и потеки металла из расплавленнойванны. На частотах 20…30 Гц процесс сваркиболее управляем, сварная точка формируется, нопроисходит достаточно интенсивное разбрызги-вание электродного металла и металла ванны. На-иболее качественное формирование сварной точ-ки получено на частотах в диапазоне от 40…60 Гц, а при частоте 60 Гц процесс сварки имеетнаилучшие показатели с минимальным (не более2…3 %) показателем разбрызгивания. Результа-том такого алгоритма функционирования меха-низма управляемой импульсной подачи являетсяповторяемый ряд точек без потеков металла, пред-ставленный на рис. 6. Получены точки диаметром12 мм с хорошим внешним видом, отклонениямине более ±0,7 мм и стабильным гарантированнымпроплавлением основного металла, обеспечиваю-

щим требуемые механические свойства сварногосоединения (усилия на срез, отрыв и др.). Раз-рушающее усилие на срез для толщины соеди-няемых образцов 1,0 + 4,0 мм составляло14600…16000 Н, на отрыв 12450…14700 Н, ди-аметр ядра сварной точки 5,2 мм; для толщин2,5 + 7,0 мм усилие на срез было в пределах16900…22000 Н, на отрыв 15000…20000 Н, ди-аметр ядра сварной точки 8,5 мм. Геометрическиеразмеры точечных соединений соответствуютГОСТ 14776–79 («Дуговая сварка. Соединениясварные точечные. Основные типы, конструктив-ные элементы и размеры»).

Объяснением неудовлетворительного теченияпроцесса сварки точки на частотах подачи до20 Гц является не показатель частоты как тако-вой, а излишне большой шаг подачи электроднойпроволоки, который неизбежен из условий обес-печения заданной интегральной скорости подачи,а следовательно, средний ток дугового процесса,который обеспечивает новая разработка исполь-зованного современного компьютеризованноговентильного электропривода.

Важным обстоятельством применения импуль-сной подачи электродной проволоки является чет-кое повторное возбуждение дуги при технологи-ческом прерывании процесса (дополнительноенизкочастотное управление тепловложениями вванну). Это возможно при той форме капли ме-талла, которая представлена на рис. 2, поз. 3, 4.

Следует отметить, что в процессе работы фик-сировались уровни прямых затрат электроэнергиина ведение процесса сварки. При этом такие зат-раты сравнивали для процесса с конвенциальнойподачей электродной проволоки при одних и техже расходах электродной проволоки. Определено,что при частоте импульсной подачи 40 Гц и S == 2 прямая экономия электроэнергии составляет15…20 %, при этом очевидно, что в этих пределахпроисходит снижение тепловложения в ванну рас-плавленного металла, что для данной работы яв-ляется актуальным.

Влияние параметров импульсной подачи наформирование сварного соединения и проплав-ление можно оценить по макрошлифам попереч-ного сечения сварных точек, представленных нарис. 7.

Продолжение работ в данном направлении свя-зано с другими наборами толщин свариваемогоматериала, использованием большего разнообра-зия параметров импульсной подачи и режимовсварки на основе методов математического пла-нирования экспериментов.

Дальнейшее совершенствование технологииДТС, в том числе на вертикальной плоскости, свя-зано с новыми видами оборудования и возмож-ностями получения комбинированных импуль-сных воздействий. В работе [11] проанализиро-

Рис. 5. Осциллограммы процесса сварки с частотой импуль-сной подачи электродной проволоки 40 Гц и скважностьюS = 2: 1 — Uд; 2 — vэ

Рис. 6. Внешний вид точек, полученных с импульсной пода-чей электродной проволоки частотой 40 Гц

20 5/2012

ваны возможности влияния на процесс дуговоймеханизированной сварки комбинированного им-пульсного воздействия от импульсного механизмаподачи электродной проволоки и импульсного ис-точника сварочного тока с импульсными состав-ляющими тока в выходном напряжении. Ранеетехническая реализация этого способа сварки немогла быть осуществлена в полном объеме, таккак при создании оборудования для выполненияэтого решения возникает несколько достаточносложных технических задач, основными из ко-торых являются регулирование параметров им-пульсов для эффективного воздействия на расп-лавленную каплю, а также установление и под-держание порядка следования импульса от меха-низма подачи и источника. Упомянутые в нас-тоящей работе новые типы безредукторных ме-ханизмов подачи электродной проволоки и сов-ременных источников сварочного тока инвертор-ного типа с регулируемыми параметрами импуль-

сных воздействий, разработка специального прог-раммного обеспечения и ряда специальных тех-нических средств позволяют решить эти задачи,обеспечивая новые возможности сварки.

На рис. 8 представлены осциллограммы им-пульсных выходных воздействий от механизмаподачи и источника, алгоритмически согласован-ных по параметрам и фазовом сдвиге друг отно-сительно друга.

Выводы

1. Выполнение точечного нахлесточного соедине-ния тонкой электродной проволокой в среде угле-кислого газа сопряжено с рядом трудностей (неу-довлетворительным формированием сварной точки,протеканием основного и электродного металлов,низкой повторяемости результатов), обусловленныхкак возможностями самого процесса, так и слож-ностями подготовки конструкции под сварку (при-жим листов в месте постановки точки).

2. Импульсная подача электродной проволокипри сварке сталей в среде углекислого газа точ-ками нахлесточных соединений на вертикали ока-зывает существенное влияние на стабилизациюпроцесса, формирование сварного соединения, егоповторяемость, существенно улучшая эти харак-теристики процесса при оптимально выбранныхпараметрах импульсной подачи.

3. Выполненные исследования, подтвержден-ные экспериментальной проверкой, показывают,что способ получения сварных точечных соеди-нений с импульсной подачей электродной про-волоки уже на данном этапе может быть пред-ложен для применения в промышленном произ-водстве сварных конструкций и имеет продолже-ние по диапазону режимов, параметров и соче-таний с другими технологическими решениями.

4. Дальнейшим усовершенствованием техно-логии ДТС, а также стабилизации переноса элек-тродного металла является объединение процес-сов импульсной подачи электродной проволокис наложением импульсов тока.

1. Потапьевский А. Г. Сварка в защитных газах плавящим-ся электродом. Ч.1. Сварка в активных газах. — 2-е пе-рераб. изд. — Киев: Екотехнологія, 2007. — 192 с.

2. Лебедев В. А. Тенденции развития механизированной свар-ки с управляемым переносом электродного металла (Об-зор) // Автомат. сварка. — 2010. — № 10. — С. 46–53.

3. Лебедев В. А., Гедрович А. И. Техника и технология ду-говой сварки и наплавки (нестационарные процессы ирежимы работы). — Луганск: Ноулидж, 2010. — 255 с.

4. Лобанов Л. М., Гончаров П. В., Тимошенко А. Н. Дуго-вая точечная сварка нахлесточных соединений в верти-кальном положении // Автомат. сварка. — 2009. — № 1.— С. 34–37.

5. Pekoz T., McGuire W. Welding of sheet steel // Proc. Fifthintern. spec. conf. on cold-formed steel structures. — St.Louis, 1980.

6. Snow G. L., Easterling W. S. Strength of arc spot weldsmade in single and multiple steel sheets // Proc. nineteenth

Рис. 7. Поперечный макрошлиф точки сварного соединениялистов 2,5 + 7,0 мм с частотой импульсной подачи электрод-ной проволоки 60 (а) и 40 (б) Гц и скважностью S = 2

Рис. 8. Осциллограммы синхронного формирования импуль-сов механизма подачи электродной проволоки 1 и источникасварочного тока 2 для совместного воздействия на переносэлектродного металла

5/2012 21

intern. spec. conf. on cold-formed steel structures. — St.Louis, 2008.

7. Совершенствование технологии дуговой точечной свар-ки нахлесточных соединений по результатам математи-ческого моделирования / О. В. Махненко, П. В. Гонча-ров, А. Н. Тимошенко, А. Ф. Мужиченко // Автомат.сварка. — 2010. — № 11. — С. 28–34.

8. Лебедев В. А., Рымша В. В., Радимов И. Н. Современныевентильные электроприводы в системах механизирован-ного сварочного оборудования // Електромашинобуду-вання та електрообладнання. — 2009. — Вип. 74. —С. 22–24.

9. Анализ технических и технологических возможностейимпульсной подачи электродной проволоки в процессахдуговой сварки и наплавки / Б. Е. Патон, В. А. Лебедев,В. Г. Пичак и др. // Свароч. пр-во. — 2002. — № 2. —С. 24–31.

10. Лебедев В. А. Особенности сварки сталей с импульснойподачей электродной проволоки // Там же. — 2007. —№ 8. — С. 30–35.

11. Патон Б. Е., Лебедев В. А., Микитин Я. И. Способ ком-бинированного управления процессом переноса элект-родного металла при механизированной дуговой сварке// Там же. — 2006. — № 8. — С. 27–32.

The paper deals with the issues related to making a spot joint of structures on a vertical plane, using mechanizedequipment for gas-shielded arc welding. It is established that application of pulsed feed of electrode wire with controllableparameters allows an essential simplification of the process of producing the welded joint and ensuring its requiredquality and repeatability of the results. Prospects for application of such a welding process are shown, in particular withwelding current sources with pulsed operating algorithms, synchronized with pulsed feed of electrode wire.

ИССЛЕДОВАНИЕ СТРУКТУРНЫХ ПРЕОБРАЗОВАНИЙ ИНАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННЫХ СОСТОЯНИЙ ДЕТАЛЕЙ,РАБОТАЮЩИХ ПРИ ЦИКЛИЧЕСКИХ ТЕРМОМЕХАНИЧЕСКИХ

НАГРУЗКАХ И СОЗДАНИЕ НАУЧНЫХ ОСНОВНАПЛАВКИ ДЕТАЛЕЙ С ВЫСОКИМИ

УСТАЛОСТНЫМИ ХАРАКТЕРИСТИКАМИ

Научно-исследовательская работа по указанной теме была завершена в 2011 г. вИнституте электросварки им. Е. О. Патона (рук. темы — д-р техн. наук. И. А. Рябцев)

На основе современных моделей вязкопластического неизотермического течения, тер-мокинетических диаграмм распада аустенита наплавленного и основного металлов сиспользованием численного метода конечных элементов разработана методика расчета,которая в рамках единой модели позволяет рассчитывать напряженно-деформированноеи структурное состояние деталей при одно- и многослойной наплавке и их влияние наусталостную долговечность при циклических термомеханических нагрузках после на-плавки и в процессе эксплуатации.

Разработан и экспериментально подтвержден новый способ повышения термическойстойкости наплавленных деталей за счет наплавки подслоя из низкоуглеродистой низко-легированной стали, которая имеет высокую пластичность и усталостную прочность.Расчет напряженно-деформированного и структурного состояния в процессе наплавки иэксплуатационных циклических термических нагрузок деталей типа прокатных валков,наплавленных инструментальной сталью без и с пластическим подслоем, показал, что засчет релаксации напряжений наплавка с пластическим подслоем обеспечивает снижениена 25…30% напряжений в наиболее нагруженном внешнем рабочем слое, в результатечего на 30…35% повышается термическая стойкость наплавленной детали. Расчетыподтверждены экспериментальными исследованиями термической и механической уста-лостной долговечности наплавленных деталей.

Исследование позволило разработать новые наплавочные материалы и технологиинаплавки деталей, которые эксплуатируются в условиях изнашивания и циклическихмеханических или термомеханических нагрузок: приводного вала-шестерни и зубчатоговенца мельницы самоизмельчения; стальных валков трубопрокатного состояния ТПА 30-102 и листопрокатных состояний; штампов, деталей крана МКТ-250 и др.

22 5/2012

УДК 621.791.09:621.785

ВЛИЯНИЕ СТРУКТУРНО-ФАЗОВЫХ ПРЕВРАЩЕНИЙВ СОЕДИНЕНИЯХ АЛЮМИНИЕВО-ЛИТИЕВОГО СПЛАВА 1460

НА ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВАЛ. И. МАРКАШОВА, д-р техн. наук,

чл.-кор. НАН Украины А. Я. ИЩЕНКО, О. С. КУШНАРЕВА, В. Е. ФЕДОРЧУК, инженеры(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Выполнен анализ экспериментальных данных по оценке механических свойств соединений сплава с учетом химичес-кого состава металла шва, размеров зерен и субзерен, реальной плотности дислокаций, объемной доли фазовыхвыделений и т. п. Определено влияние каждого из конкретных структурно-фазовых параметров на механическиехарактеристики сварных соединений, их изменение под влиянием последующих термообработок и внешних на-гружений.

К л ю ч е в ы е с л о в а : термообработка, металл шва, алю-миниевый сплав, скандий, тонкая структура, фазовые выде-ления, плотность дислокаций, композитные фазовые выде-ления

В настоящее время техническая востребованностьматериалов с особыми свойствами возрастает.Особенно это относится к сверхлегким материа-лам, используемым в авиационной и аэрокосми-ческой технике, где необходимо обеспечиватьдостаточный уровень удельной прочности, плас-тичности и трещиностойкости в сложных эксплу-атационных условиях [1, 2]. К ряду таких мате-риалов относятся, в частности, сплавы Al–Li,отличающиеся высокой технологичностью и тре-буемым уровнем свойств при криогенных и по-вышенных температурах.

Однако ряд важных свойств высоколегирован-ных алюминиево-литиевых сплавов резко изме-няется в процессе изготовления и эксплуатацииконструкций, что в основном связывают с осо-быми структурно-фазовыми превращениями этихматериалов в ходе различных технологическихопераций [2, 3], в том числе под влиянием про-цесса сварки. Что касается алюминиево-литиевыхсплавов, легированных скандием, то в этом случаевозможно еще большее усложнение фазового сос-тава, поскольку сплавы подобного типа относятся

к материалам, склонным к старению, и отлича-ются, как правило, особой сложностью фазовыхпревращений в процессе термического воздейс-твия, в том числе при термообработке [4, 5]. Вэтом плане показательно и изменение механичес-ких свойств сплавов подобного типа, обусловлен-ное термообработкой, что во многом связываютс влиянием структурных факторов [2, 4–8] (таб-лица).

Поэтому с учетом сложности структурногосостояния материалов указанного типа и особеннопроцессов фазообразования в различных условияхтермодеформационного воздействия представля-ется актуальной оценка влияния различных кон-кретных структурно-фазовых составляющих наизменение наиболее значимых для эксплуата-ционных условий механических характеристиксварных соединений, т. е. показателей прочностии вязкости.

Представляют интерес исследования влиянияструктуры металла сварных соединений на харак-тер его деформации под действием внешних наг-ружений, т. е. структурных и фазовых составля-ющих на протекание процессов накопления внут-ренних напряжений, возможность их пластичес-кой релаксации, что является показателем трещи-ностойкости деформируемого материала.

Механические свойства металла соединения сплава 1460, выполненного с использованием присадочной проволокиСв1201 и Св1201+Sc после сварки и термообработки

Вид обработкиСв1201 Св1201+Sc

σв, МПа σ0,2, МПа HRB σв, МПа σ0,2, МПа HRB

После сварки 250,0 175,0 75,0 282,2 189,6 81

После искусственного старения (Т = 150 °С, t = 22 ч) 316,0 281,5 78,0 337,0 240,3 85

После отжига (Т = 350 °С, t = 1 ч) 248,2 204,3 71,7 345,5 295,0 92

5/2012 23

Для решения поставленных задач прежде всеготребуется наличие полной экспериментальной ба-зы, отражающей реальное представление о струк-турно-фазовом состоянии исследуемого матери-ала, которое формируется при используемых тех-нологических режимах сварки и изменениях этогосостояния в условиях последующих термообра-ботки и внешних нагружений.

Базовая экспериментальная информация оструктурно-фазовом состоянии металла шва свар-ного соединения алюминиевого сплава 1460 (Al–3 % Cu–2 % Li–0,08 % Sc) с присадочной про-волокой Св1201 (Al–6,5 % Cu–0,25 % Zr–0,3 %Mn) с легированием 0,5 % скандия и без него,требуемая для аналитических оценок механичес-ких свойств изучаемых материалов, получена приисследованиях на следующих этапах: непосред-ственно после аргонодуговой сварки (I); после-дующих после сварки термообработок (II) (искус-ственного старения при T = 150 °С, t = 22 ч иотжига при T = 350 °С, t = 1 ч); внешнего ди-намического нагружения (III). Для комплексныхисследований, включающих химический анализметалла сварного соединения, характера зерен-ной, субзеренной, дислокационной структуры исложных по составу, морфологии и распределе-нию фазовых выделений на различных стадияхих формирования, использовали оптическую, ана-литическую растровую микроскопию (СЭМ-515,фирма «Philips», Голландия), а также микродиф-ракционную просвечивающую электронную мик-роскопию (JEM-200СХ, фирма «JEOL», Япония)с ускоряющим напряжением 200 кВ. Тонкиефольги для просвечивающей микроскопии под-готавливали способом ионного утонения ионизи-рованными потоками аргона в специально раз-работанной установке [9].

В результате предварительных исследований[10–12] установлено следующее. В процессе крис-таллизации (состояние после сварки) при отсут-ствии скандия в присадочной проволоке (I) и сдобавкой скандия (II) особых различий в расп-ределении химических элементов в металле швов

не обнаружено. И в том, и в другом случае об-разуется комплексный насыщенный твердый рас-твор основных легирующих элементов меди и ли-тия при минимальной массовой доле меди в цен-тре зерен и некотором ее повышении к межзе-ренным границам. Однако при легировании скан-дием (для состояния II) характерны отдельныесегрегации скандия (от 0,06…0,8 %).

Для зеренной структуры изменения более су-щественные — легирование скандием способству-ет существенному (в два раза) измельчению зе-ренной структуры (рис. 1). При этом отмеченыи более значительные различия в характере тон-кой структуры. Если для металла шва без добав-ления скандия (I) характерно сравнительно рав-номерное распределение дислокаций (рис. 2, а)при невысокой их плотности (примерно(2…5)⋅109 см–2), то в случае добавок скандия (II)отмечается повышение дислокационной плотнос-ти на порядок (от 6⋅109 до (5…6)⋅1010 см–2) принерегулярном их распределении (рис. 3, а, б) стенденцией к формированию внутризеренныхслаборазориентированных субструктур.

Что касается процессов фазообразования, тои в том, и в другом случае непосредственно послесварки в объемах зерен зафиксировано форми-рование фаз достаточно крупных (более1…2 мкм) размеров (сложные конгломераты фазAl–Cu и Al–Li), а также фаз более дисперсныхразмеров (цирконий и литий, содержащие фазы).

Однако наиболее характерной особенностью(относится к скандийсодержащим состояниям) яв-ляется формирование в металле шва со скандиемособого типа структур — зон Гинье–Престона(ГП), имеющих вид плотных дислокационных пе-тель (рис. 3, а), распределенных в сегрегационныхскоплениях скандия, что, по-видимому, связано сначальными стадиями распада твердого раствора.

В состоянии после сварки для исследуемыхслучаев легирования металла шва обнаружены не-которые отличия и по структуре межзеренныхграниц. Так, при отсутствии добавок скандиявдоль межзеренных границ четко проявляются

Рис. 1. Микроструктуры (×500) металла шва сварного соединения сплава 1460 при использовании присадочной проволокиСв1201 (а) и Св1201 + 0,5 % Sc (б)

24 5/2012

достаточно широкие прослойки (примерно0,1…0,4 мкм), состоящие из плотных скопленийглобулярных литиевых фаз (рис. 2, б). Кроме того,характерно и формирование протяженных зерног-раничных эвтектических образований: либо слож-ных фаз типа Al–Cu, либо конгломерата фаз типаAl–Cu, Al–Li, причем состав зернограничных эв-тектик подобен таковому крупных внутризерен-ных фазовых выделений (рис. 2, а).

Для металла шва в случае легирования скандиемхарактерны отличия и по структуре самих межзе-ренных границ, и по фазообразованию в этой зоне.Так, в зонах межзеренных границ формируются фа-зы другого типа (Al3Li, Al3Sc), к тому же, болеемелкодисперсные по размеру (рис. 3, б).

Существенно отличаются и зернограничныеэвтектики, которым присуща неоднородность поразмерам и морфологии. Кроме того, наряду сплотными, монолитными эвтектическими образо-ваниями, более характерными для случая отсут-

ствия скандия, возрастает объем «рыхлых» эвтек-тик с включениями дисперсных фаз, содержащихскандий (рис. 3, а).

В ходе исследований состояния металла швапосле термообработки (T = 350 °С, t = 1 ч) не-зависимо от типа присадочной проволоки зафик-сированы более активное перераспределение хи-мических элементов и изменение структуры (см.рис. 1), что, по-видимому, обусловлено процес-сами распада твердого раствора и последующегообразования новых фаз. При этом в случае до-бавок скандия заметно повышается и общая плот-ность дислокаций, а также активация процессових перераспределения. Последнее, по-видимому,обусловлено значительным нарушением когерен-тности решеток матрица – фазовые выделения,связанное с интенсификацией процессов фазооб-разования в ходе термообработки, в данном случаелегирования, что способствует еще большему из-мельчению не только зеренной структуры, но и суб-

Рис. 2. Тонкая структура металла шва сварного соединения сплава 1460, выполненного присадочной проволокой Св1201 послесварки (I), термообработок при T = 150 °С, t = 22 ч (II) и T = 350 °С, t = 1 ч (III): а — протяженные зернограничные эвтектики(фазы типа Al–Cu), ×30000; б — выделение фаз типа Al–Li вдоль межзеренных границ, ×30000; в, г — распределениедислокаций и дисперсных фаз соответственно во внутренних объемах зерен (×30000) и вдоль межзеренных границ (×20000);д — уменьшение плотности распределения фаз (θ′, δ′) и дислокаций в приграничных зонах ЗСВ, ×50000; е — эвтектики намежзеренных границах, ×20000

5/2012 25

структуры — блоков, субзерен (рис. 3, д, е). При-чем активация процессов фазообразования послетермообработки при использовании указанного ти-па присадок подтверждается существенным увели-чением объемной доли внутризеренных фазовыхвыделений как средних (0,2…0,5 мкм), так и болеедисперсных (примерно 0,01…0,03 мкм) размеров.

При изменении легирования отличия прояв-ляются и в структуре межзеренных границ послетермической обработки. Так, в металле шва безскандия обнаружено расширение и структурноеусложнение области межзеренных границ послетермообработки (T = 350 °С, t = 1 ч). Кроме зонс плотными слоями литийсодержащих фаз, до-полнительно формируются протяженные зерног-раничные зоны, свободные от фазовых выделений(ЗСВ), для которых характерно также значитель-ное понижение плотности дислокаций. В резуль-тате области ЗСВ представляют собой слоистые,направленные вдоль границ, зернограничные про-

слойки с резким градиентом по плотности дис-локаций и наличию фаз (см. рис. 2, а).

В случае добавки скандия в металл шва, во-первых, структура межзеренных границ несколь-ко теряет свою плотность, т. е. границы «разрых-ляются», во-вторых, вдоль межзеренных границобъемная доля литийсодержащих фаз существен-но уменьшается, а образующиеся в ходе термо-обработки фазовые выделения заполняют (или су-щественно сужают) примыкающую к межзерен-ным границам область ЗСВ (рис. 3, е), что спо-собствует нивелированию негативного влиянияэтой зоны, четко проявляющейся при отсутствиискандия.

Что касается зернограничных эвтектических об-разований, то если для металла шва без скандиямассивные эвтектики являются более стабильно ус-тойчивыми (и после сварки, и после термообра-ботки), то в металле шва с добавками скандия притермообработке эвтектика в значительной степени

Рис. 3. Тонкая структура металла шва сварного соединения сплава 1460, выполненного присадочной проволокой Св1201+Scпосле сварки (I), термообработок при T = 150 °С, t = 22 ч (II) и T = 350 °С, t = 1 ч (III): а — сегрегационные и фазовыевыделения в зернограничных зонах металла шва типа Al–Cu с включениями скандия, ×20000; б — выделение фаз Al–Li вдольмежзеренных границ, ×37000; в, г — распределение дислокаций и ультрадисперсных фаз в объемах зерен (×30000) и вдольмежзеренных границ (×37000); д — заполнение ЗСВ вдоль межзеренных границ фазовыми выделениями Al3Sc, ×30000; е —распределение скандий- и литийсодержащих фаз в объемах зерен, ×30000

26 5/2012

«рассыпается» и разлагается на отдельные обо-собленные фазовые образования, что приводит ксущественному измельчению отдельных фаз, сос-тавляющих эвтектику, а ряд дисперсных фазовыхвыделений в эвтектике теряет четкие очертания,что свидетельствует об активном протекании про-цессов их диффузионного растворения.

Экспериментальные результаты, полученныена различных структурных уровнях от макро- (зе-ренного) до микро- (дислокационного), — поз-волили выполнить аналитические оценки для оп-ределения конкретного (дифференцированного)

вклада различных структурно-фазовых парамет-ров (фазового состава, размеров зерна и субзерна,плотности дислокаций и т. п.), формирующихсяв соответствующих термодеформационных усло-виях, в изменение общего (интегрального) зна-чения механических характеристик — прочности,пластичности и трещиностойкости.

При этом оценка суммарного значения при-ращения предела текучести Σσт для металла шваисследуемого сплава (без скандия и с ним) с уче-том химического состава (твердорастворное уп-рочнение Δσтр), реальной плотности дислокаций

Рис. 4. Гистограммы (а, в) дифференцированного вклада отдельных структурных параметров Δσт в общее (интегральное)изменение предела текучести Σσт металла шва сплава 1460 с использованием присадочных проволок Св1201 (а), Св1201+0,5%Sc (в) и секторные диаграммы объемной доли фаз, формирующихся при исследуемых режимах (б, г): I — после сварки; II,III — после термообработок при T = 150 °С, t = 22 ч при T = 350 °С, t = 1 ч; сплошная линия — σ0,2, штриховая — σт; 1 —Δσ0; 2 — Δσтр; 3 — Δσз; 4 — Δσс; 5 — Δσд; 6 — Δσч

5/2012 27

(дислокационное упрочнение Δσд), а также зерен-ного Δσз, субзеренного упрочнения Δσс, частицфазовых выделений Δσч и т. д. выполнялась поаналитическим зависимостям Холла–Петча, Оро-вана и др. [13–17].

Как видно из рис. 4, общее значение пределатекучести Σσт металла шва и конкретный вкладΔσт различных структурных факторов в указан-ную характеристику изменяются в зависимостиот технологических режимов (сварка, термообра-ботки) и легирования. Так, для металла шва (всравнении с легированием скандием и без него)обнаружен более высокий уровень нарастанияпрочностных характеристик σт — примерно на20 (10 %) и 85 МПа (26 %) непосредственно пос-ле сварки и термообработки (T = 350 °С, t = 1 ч).

При этом наибольший вклад в упрочнение Δσтвносят фазовые образования (примерно 40 %), аминимальный — дислокационная плотность (око-ло 10 %) (см. рис. 4).

Конкретная информация о вкладе в упрочне-ние других структурных факторов для исследу-емых составов металла шва при рассмотренныхрежимах приведена на рис. 4.

Оценивали также влияние структурных фак-торов на изменение параметров вязкости разру-шения K1С металла шва с различным типом ле-гирования (рис. 5, а). Значение K1C определялипо зависимости Краффта [18] K1C = (2Eσтdя)

–1/2,включающей экспериментальные данные фрак-тографического анализа изломов, где dя — размерфасеток или ямок на поверхности разрушения,значение которых приравнено к значению кри-тического раскрытия трещины δk; E — модульЮнга; σт — расчетное упрочнение. Анализ по-лученных результатов показал, что если непос-редственно после сварки в металле шва для ис-следуемых случаев легирования (без скандия ис ним) параметр вязкости разрушения K1C прак-тически не меняется при повышении уровня σти составляет примерно 35…36 МПа⋅м1/2 (рис. 5),то при термообработке (T = 350 °С, t = 1 ч) ха-рактер легирования оказывает влияние на K1C. Безлегирования скандием отмечено снижение пара-метра вязкости разрушения приблизительно на20 %, а при легировании скандием хотя и про-исходит повышение прочностных характеристик,параметр вязкости разрушения K1C практически

Рис. 5. Диаграмма изменения значений Σσт и вязкости разрушения K1C металла шва сварного соединения сплава 1460 безскандия после сварки (1) и термообработки T = 350 °С, t = 1 ч (2), а также после сварки со скандием (3) и термообработкишва скандием по указанному режиму (4): а — характер разрушения металла шва в условиях внешнего динамическогонагружения; б — квазихрупкое разрушение металла (Св1201); в — вязкое разрушение (Св1201+0,5% Sc) с четко выраженнойямочной структурой

28 5/2012

не меняется, что свидетельствует о хорошем со-четании прочностных и пластических характерис-тик металла шва (см. рис. 4, 5, а).

Что касается такой механической характерис-тики, как трещиностойкость, то здесь показателенхарактер изменения структурного состояния ис-следуемого материала в условиях внешнего наг-ружения, особенно в экстремальных условиях,т. е. внешних динамических нагружений длясварного соединения при легировании скандиеми без него, который оценивали путем изучениятонкой структуры на просвет.

В ходе исследований тонкой структуры уста-новлено, что в металле шва без скандия послетермообработки (T = 350 °С, t = 1 ч) и после-дующего динамического нагружения, во-первых,происходит неравномерное распределение и чет-кая локализация деформации εл в микрообъемахметалла (рис. 6). Во-вторых, деформируемый ме-талл приобретает неустойчивое (метастабильное)структурное состояние, что проявляется в лавино-образном безбарьерном течении металла, о чемсвидетельствуют мощные системы скольжения иполосы сдвига (ПС) (рис. 7, а, б). При этом об-наруживается значительная неравномерность враспределении плотности дислокаций ρ вдоль ПС,где ρ ~ 108…2⋅109 см–2 (область внутри ПС) иρ ~ 8⋅1010…2⋅1011 (непосредственно вдоль поло-совых границ). Последнее приводит к формиро-ванию резких градиентов по уровню локальныхвнутренних напряжений Δτл/вн в зоне контактаграниц полосовых структур и их внутреннихобъемов. В результате выполненных оценок τл/внпо зависимостям Конрада и Стро с учетом плот-ности дислокаций [19] и сопоставления этих зна-чений с теоретической прочностью τтеор матери-ала показано, что полосовые границы представ-ляют собой протяженные локальные концентра-торы внутренних напряжений, где τл/вн составляет600…1500 МПа (G/4,5…G/1,8)10, что соответс-твует 0,22…0,55τтеор. Здесь τ — модуль сдвига.В противоположность этому во внутреннихобъемах ПС значения τл/вн резко снижаются (прак-тически на два порядка) до уровня примерно

Рис. 6. Диаграммы распределения зон локализации дефор-мации εл в металле шва сплава 1460 с использованием приса-дочной проволоки Св1201 и Св1201+Sc после сварки (I) итермообработок при T = 150 °С, t = 22 ч (II) и T = 350 °С, t == 1 ч) (III)

Рис. 7. Изменение тонкой структуры термообработанного (T = 350 °С, t = 1 ч) металла шва сплава 1460 в условияхдинамического нагружения в зависимости от способа легирования (без скандия и с ним): а, б — мощные ПС в металле безскандия (соответственно ×20000 и ×30000); в, г — фрагментация структуры вследствие блокирования ПС фазами скандия вметалле со скандием, ×30000

5/2012 29

5…15 МПа (0,0016…0,0055τтеор) (рис. 8, а). Та-ким образом, вдоль полос сдвига формируетсярезкий протяженный градиент Δτл/вн локальныхвнутренних напряжений, т. е. Δτл/вн соответствует0,55τтеор (границы ПС)…0,0055τтеор (объем ПС).

Таким образом, локальное направленное тече-ние в металле шва (при отсутствии легированияскандием), способствующее формированию про-тяженных концентраторов внутренних напряже-ний в сочетании с направленным резким гради-ентом таких напряжений вдоль границ ПС, яв-ляется причиной трещинообразования, а значит,

и снижения уровня не только прочности, но ипластичности соединений, что также подтверж-дается слоистым характером микрорельефа повер-хности с элементами квазихрупкого разрушенияметалла шва (см. рис. 5, а).

В случае легирования скандием в металле швапри аналогичных условиях динамического нагру-жения формируется другой тип структуры, длякоторой характерно равномерное распределениедислокаций, а также общее измельчение (фрагмен-тация) структуры (см. рис. 7, в, г). При этом за-фиксировано устойчивое блокирование возникаю-щих систем скольжения фазовыми выделениями

Рис. 8. Распределение локальных внутренних напряжений τл/вн в металле шва типа Св1201 (а), Св1201+0,5%Sc (б) (термооб-работка при T = 350 °С, t = 1 ч) после внешнего динамического нагружения

Рис. 9. Изменение (в условиях термообработки при T = 350 °С, t = 1 ч) структуры (а, б — ×50000) и состава (в, г) θ′-фазовыхобразований в металле шва сварного соединения сплава 1460 в зависимости от способа легирования без скандия (а, в) и сним (б, г)

30 5/2012

особого типа — фазами конгломератного типа соскандийсодержащими составляющими (см. рис. 9),что приводит к фрагментации (диспергированию)структуры и более равномерному распределениювнутренних напряжений (τл/вн ~ 75 МПа или0,027τтеор) в металле шва (см. рис. 8, б). Форми-рование структур подобного типа способствуеттакже увеличению возможностей пластическойрелаксации внутренних напряжений в металлешва (особенно в экспериментальных условиях) засчет подключения дополнительных ротационныхмеханизмов релаксации, что подтверждается вяз-ким характером разрушения соединений (см.рис. 5, б).

Выводы1. Установлено, что легирование металла шваскандием при аргонодуговой сварке алюминиево-литиевого сплава 1460 приводит к существенномудиспергированию зеренной структуры, увеличе-нию плотности дислокаций, активации процессовформирования субструктур и процессам фазооб-разования (преимущественно скандийсодержа-щих фаз) во внутренних объемах зерен. Термо-обработка (T = 350 °С, t = 1 ч) в случаелегирования скандием способствует нивелирова-нию проблемных для исследуемых сплавов меж-зеренных структур (литийсодержащих зон, ЗСВ).

2. Выполнены аналитические оценки конкрет-ного (дифференцированного) вклада различныхструктурно-фазовых параметров в изменениесвойств прочности Δσт, пластичности K1C и тре-щиностойкости исследуемых сварных соедине-ний. Показано, что легирование скандием способ-ствует повышению общего (интегрального) зна-чения предела текучести Σσт металла шва при-мерно на 20 МПа (10 %) после сварки и приб-лизительно на 85 МПа (26 %) после термообра-ботки (T = 350 °С, t = 1 ч). Наибольший вкладв упрочнение Δσт вносят фазовые образования(около 40 %); минимальный — дислокационнаяплотность (примерно до 10 %).

4. Легирование скандием приводит к более рав-номерному распределению нарастающих локаль-ных внутренних напряжений и фрагментацииформирующихся в металле шва в условиях ди-намических нагружений мощных ПС, что способ-ствует трещиностойкости сварного соединения иповышению релаксационной способности метал-ла шва за счет подключения к дислокационным

дополнительных (ротационных) механизмов плас-тической релаксации.

1. Алюминий-литиевые сплавы. Структура и свойства /И. Н. Фридляндер, К. В. Чуистов, А. Л. Березина и др. —Киев: Наук. думка, 1992. — 192 с.

2. Production of ultrafine-grained metalic materials using anintense plastic straining technique / M. Furukawa, P. Berbon,Z. Horita et al. // Mater. Sсi. Forum. — 1997. — № 233/234.— P. 177–184.

3. Рязанцев В. И., Федосеев В. А. Механические свойствасварных соединений из алюминиевых сплавов системыAl–Cu // Свароч. пр-во. — 1994. — № 12. — С. 4–7.

4. Mechanical properties of submicron grained Al–Li alloys /N. K. Tsenev, R. Z. Valiev, O. V. Obraztsov, I. N. Fridlan-der // Proc. of 6th Intern. aluminium conf. (Germany, Gar-misch-Partenkirchen, Oct. 8–10, 1992). — 1992. —P. 1125–1135.

5. Ball H. D., Lloyd D. J. Particles apparently exhibiting five-fold symmetry in Al— Li—Cu alloys // Scr. Met. —1985. — № 19. — P. 1065–1068.

6. Gayle F. W., Vander Sande J. B. Composite precipitates inan Al–Li–Zr alloy // Ibid. — 1984. — № 18. — P. 473–478.

7. Fraction and phase spacing of fibrous intermetallic S–LiAlin hypoeutectic Al–Li alloys by unidirectional solidification /M. Gufnghui, Y. Huasyun, P. Delin, A. Geying // Mеталло-физика. Новейшие технологии. — 2000. — 22, № 4. —С. 58–61.

8. Furukawa M., Miura Y., Nemoto M. Temperature and strainrate dependences of yield stress of an Al–Cu–Li–Mg–Zralloy // Transaction Jap. Inst. Metals. — 1987. — № 28. —P. 655–665.

9. Метод препарирования для электронно-микроскопичес-ких исследований / Ю. Ф. Даровский, Л. И. Маркашова,Н. П. Абрамов и др. // Автомат. сварка. — 1985. — № 12.— С. 60.

10. Влияние добавок скандия на структурно-фазовое состоя-ние металла шва при сварке алюминиевых сплавов 1460/ Л. И. Маркашова, Г. М. Григоренко, А. Я. Ищенко и др.// Там же. — 2006. — № 1. — С. 17–24.

11. Влияние добавок скандия на тонкую структуру металлашва соединений алюминиевого сплава 1460 / Л. И. Мар-кашова, Г. М. Григоренко, А. Я. Ищенко и др. // Там же.— 2006. — № 2. — С. 22–28.

12. Влияние добавок скандия на структурно-фазовое состоя-ние металла шва соединений алюминиевых сплавов пос-ле термообработки / Л. И. Маркашова, Г. М. Григорен-ко, А. В. Лозовская и др. // Там же. — 2006. — № 6. —С. 9–14.

13. Конрад Г. Модель деформационного упрочнения дляобъяснения влияния величины зерна на напряжение те-чения металлов // Сверхмелкое зерно в металлах. — М.:Металлургия, 1973. — С. 206–219.

14. Petch N. J. The cleavage strength of polycrystalline // J. Ironand Steel Inst. — 1953. — 173, № 1. — P. 25–28.

15. Orowan E. Dislocation in metals. — New York: AIME,1954. — 103 p.

16. Ashby M. F. Mechanisms of deformation and fracture // Adv.Appl. Mech. — 1983. — № 23. — P. 118–177.

17. Келли А., Николсон Р. Дисперсионное твердение. — М.:Металлургия, 1966. — 187 с.

18. Романив О. Н. Вязкость разрушения конструкционныхсталей. — М.: Металлургия, 1979. — 176 с.

19. Роль дислокаций в упрочнении и разрушении металлов /В. С. Иванова, Л. К. Гордиенко, В. Н. Геминов и др. —М.: Наука, 1965. — 180 с.

Analysis of experimental data on assessment of mechanical properties of alloy joints was performed taking into accountthe weld metal composition, dimensions of grains and subgrains, real dislocation density, volume fraction of phaseprecipitates, etc. Influence of each of the specific structural-phase parameters on mechanical characteristics of weldedjoints, their change under the influence of subsequent heat treatments and external loading was determined.

5/2012 31

УДК 621.791.052:630.18

МИКРОСТРУКТУРНЫЕ ОСОБЕННОСТИ УСТАЛОСТНОЙПОВРЕЖДАЕМОСТИ И СПОСОБЫ ПОВЫШЕНИЯ

ДОЛГОВЕЧНОСТИ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СТАЛИ 09Г2СВ. Д. ПОЗНЯКОВ, д-р техн. наук, В. А. ДОВЖЕНКО, С. Б. КАСАТКИН, кандидаты техн. наук,

А. А. МАКСИМЕНКО, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Приведены результаты исследований влияния циклического нагружения изгибом на сопротивляемость хрупкомуразрушению металла ЗТВ, а также на накопления усталостных повреждений и изменения микроструктуры в стыковыхи тавровых сварных соединениях стали 09Г2С. Показано, что при наличии острого концентратора напряжений инизких температур (–40 °С и ниже) сопротивляемость хрупкому разрушению металла ЗТВ сварных соединенийс усталостными повреждениями снижается.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая сварка, низколегированнаясталь, сварные соединения, сопротивляемость хрупкомуразрушению, усталостные повреждения, микроструктура,долговечность

Одной из главных причин отказов и разрушениймашин, механизмов и инженерных сооруженийявляется усталость конструкционных материаловв отдельных наиболее нагруженных узлах изде-лий. Чаще всего это сварные узлы, в которых при-сутствуют конструктивные или структурные кон-центраторы напряжений. Несмотря на большиеуспехи в изучении закономерностей усталости иналичие различных приемов повышения долго-вечности сварных металлоконструкций количес-тво аварий по причине усталости по-прежнемузначительное. В связи с этим результаты иссле-дований в области усталости, а особенно уста-лостной повреждаемости конструкций представ-ляют большой интерес.

Следует отметить, что большинство исследо-вателей изучают усталостные явления в металлахи преимущественно дислокационную структурукак в пределах устойчивых полос скольжения, таки в матрице с помощью электронной микроскопии[1]. В последние годы интенсивно развиваютсяисследования, направленные на изыскание воз-можности прогнозировать степень усталостногоповреждения элементов конструкций или обору-дования. Прогнозирование сроков безопасной эк-сплуатации различных конструкций и оборудова-ния должно основываться на исследованиях осо-бенностей усталости металлов на микроуровне [2].Без детального исследования процессов, происхо-дящих в этих слоях металла, трудно, а порой не-возможно сделать обоснованное заключение о сте-пени развития усталостной повреждаемости в из-делии при циклическом нагружении. В техническойлитературе практически отсутствует информация,

позволяющая оценить влияние структурных из-менений, которые происходят вследствие усталос-тных явлений, на механические свойства сварныхсоединений высокопрочных сталей.

Основополагающим моментом при постановкезадачи исследования в данной работе явилось то,что в настоящее время количество циклов наг-ружения, предшествующих разрушению, рассмат-ривают как функцию циклических деформаций[2, 3] или напряжений [4], обусловливающих на-копление усталостных повреждений. Соответс-твенно различают два периода усталости — ин-кубационный, в котором происходит накоплениеусталостных повреждений, и активный, в которомимеет место возникновение и развитие усталост-ной трещины.

В настоящей работе изучали микроструктур-ные особенности усталостной повреждаемостипод действием циклического нагружения и по-явления пластической деформации, образованиеусталостных трещин, а также влияние цикличес-кого нагружения металла зоны термического вли-яния (ЗТВ) сварных соединений на их сопротив-ляемость хрупкому разрушению при последую-щем статическом нагружении стандартных образ-цов, вырезанных из тавровых образцов, подвер-гшихся циклическому нагружению, для опреде-ления критического коэффициента интенсивностинапряжений KIC и критического раскрытия тре-щин δс в зависимости от количества циклов наг-ружения тавровых соединений.

В качестве объекта исследований выбраныстыковые (С25) и тавровые с поперечным по от-ношению к действию усилий ребром жесткости(Т8 по ГОСТ 14771–76) соединения стали 09Г2Столщиной соответственно 30 и 10 мм. Их полу-чали механизированным способом сварки прово-локой сплошного сечения марки Св-08Г2С диа-

32 5/2012

метром 1,2 мм в углекислом газе. Химическийсостав и механические свойства сталей, а такжеметалла, наплавленного указанным материалом,приведены в табл. 1 и 2.

На первом этапе исследований из сварных со-единений вырезали образцы шириной 120 и дли-ной 480 мм, которые затем подвергали симмет-ричному циклическому нагружению изгибом счастотой 14 Гц. Установлено, что усталостныетрещины длиной более 2 мм в стыковых сварныхсоединениях, которые испытывали при напря-жении цикла σа = 100 и 130 МПа, образовывалисьсоответственно через 200000 и 110000 циклов (N == NFr, где N — количество циклов нагружений;NFr — количество циклов нагружений, при ко-тором образуются усталостные трещины), а в тав-ровых сварных соединениях, которые испытывали

при напряжении цикла 80 и 120 МПа выявленысоответственно через 880000 и 490000 циклов.

На втором этапе из сварных соединений в сос-тоянии после сварки, а также циклического наг-ружения при достижении N = 0,45; 0,70 и 0,80от NFr изготавливали стандартные образцы раз-мерами 15×30×145 мм (стыковое соединение) и10×20×100 мм (тавровое соединение) для оценкирезультатов испытаний с использованием крите-риев механики разрушения. Образцы вырезали та-ким образом, чтобы вершины усталостных тре-щин, которые инициируются у конца надреза, обя-зательно были расположены в зоне локализациипластической деформации металла. Таким учас-тком в сварных соединениях является линиясплавления шва с основным металлом, где распо-ложен естественный концентратор напряжений,обусловленный геометрией шва. Результаты ис-пытаний образцов на трехточечный статическийизгиб, проводившихся при температуре от +20 до–40 °С, представлены на рис. 1.

Результаты испытаний образцов, изготовлен-ных из стыковых соединений, показали, что притемпературе от +20 до –20 °С заметных измене-ний сопротивляемости металла ЗТВ сварных со-единений стали 09Г2С хрупкому разрушению непроисходит (рис. 1, а, б). Уменьшение значенийK1C и δс имело место при Tисп = –40 °С в томслучае, когда N/NFr ≥ 0,7. Аналогичные законо-мерности уменьшения значений K1C и δс в металлеЗТВ сварных соединений, циклическое нагруже-ние которых было приостановлено на стадии,предшествующей образованию усталостных тре-щин, имели место и при испытании образцов, из-готовленных из тавровых соединений стали

Рис. 1. Изменение показателей KIC (а, в) и δс (б, г) металла ЗТВ стыковых (а, б) и тавровых (в, г) сварных соединений стали09Г2С с увеличением количества циклов деформации (напряжения цикла стыковых соединений 100 (а), 130 (б) МПа итавровых 80 (в), 120 (г) МПа): 1 — Tисп = +20 и –20 °С; 2, 3 — Tисп = –40°С

Т а б л и ц а 1. Химический состав (мас. %) стали 09Г2Си металла, наплавленного проволокой Св-08Г2С

Материал C Mn Si S P

Сталь 09Г2С 0,10 0,71 0,57 0,024 0,021

Наплавленный металл 0,08 1,30 0,80 0,017 0,019

Т а б л и ц а 2. Механические свойства стали 09Г2С и ме-талла, наплавленного проволокой Св-08Г2С

Материал σт,МПа

σв,МПа δ5, % ψ, %

KCV, Дж/см2,при Tисп, °С

+20 –20 –40

Сталь 09Г2С 367 553 28 68 150 120 64

Наплавленныйметалл 375 508 23 66 145 65 15

5/2012 33

09Г2С (см. рис. 1, в, г). Это, очевидно, связанос тем, что в процессе циклического нагруженияв отдельных микрообъемах происходит сущест-венное накопление усталостных повреждений ипластические свойства металла исчерпываются, врезультате он теряет способность эффективносопротивляться хрупкому разрушению.

Исследование процесса накопления усталост-ных повреждений и особенностей изменения мик-роструктуры под действием циклического нагру-жения выполняли на образцах, вырезанных изстыковых и тавровых сварных соединений стали09Г2С, которые нагружали в течение различногоколичества циклов. Из них изготавливали мик-рошлифы, которые подвергали травлению в 4%-мрастворе HNО3 в этиловом спирте. После мно-

гократной периодической переполировки и трав-ления поверхности изучали микроструктуру мик-рошлифов с помощью микроскопа «Neophot-34»,сканирующего электронного микроскопа маркиSEM-515 фирмы «Philios» и микротвердомераМ-400 фирмы «LECO» под изменяющимися наг-рузками. Рентгеноструктурный анализ выполнялина дифрактометре «ДРОН-УМ-1» в монохрома-тическом CuKα-излучении методом шагового ска-нирования. В качестве монохроматора использо-вали монокристалл графита.

Как показали исследования, в металле всех ви-дов сварных соединений, которые подвергалициклическому деформированию, обнаруженыпризнаки усталостных явлений в виде усталост-ных повреждений (устойчивых полос скольжения,экструзии и интрузии) и усталостных изменениймикроструктуры (рис. 2, 3). Они возникали послеопределенного количества циклов деформирова-ния, неодинакового для разного вида образцов.

Наиболее многочисленными из выявленных ус-талостных повреждений в сварных соединенияхстали 09Г2С как стыковых, так и тавровых, былиустойчивые полосы скольжения, которые не исче-зали даже после многократной переполировки об-разцов. Независимо от вида сварного соединенияколичество полос скольжения возрастает с увели-чением количества циклов нагружения, а сами онипредставляют собой семейство линий скольжения.

С учетом того, что устойчивые полосы сколь-жения располагаются в плоскостях скольжения и,как правило, их ориентация совпадает с направ-лением поперечного скольжения дислокаций [5,6], можно предположить, что устойчивые полосыскольжения возникли в тех зернах, где были дос-тигнуты определенная плотность дислокаций икритический уровень напряжений. Как известно,после достижения критического уровня напряже-ний начинается движение дислокаций в направ-лении, нормальном к их плоскости скольжения(поперечное скольжение дислокаций), при этомкритическое напряжение прежде всего зависит отуровня развития субструктуры и находится с нейв обратно пропорциональной зависимости. Этим

Рис. 2. Полосы скольжения, экструзии, интрузии в металлеобразцов тавровых соединений стали 09Г2С: а, б — N == 230000 циклов, σа = 120 МПа; в — N = 720000 циклов, σа == 80 МПа; а — ×100; б — ×500; в — ×1000

Рис. 3. Усталостные изменения микроструктуры металла ЗТВстыковых сварных соединений стали 09Г2С: а — N = 230000циклов, σа = 120 МПа; б — N = 720000 циклов, σа = 80 МПа;а — ×500; б — ×1000

34 5/2012

объясняется тот факт, что в металле ЗТВ, а осо-бенно на участке перегрева, исследуемых намисварных соединений, полосы скольжения форми-ровались с большей частотой, чем в основномметалле. Это связано с тем, что превращение аус-тенита на данном участке в процессе сварки про-исходило по сдвиговому бездиффузионному ме-ханизму в отличие от тех участков металла ЗТВи основного металла, где его превращение осу-ществлялось по диффузионному механизму илине происходило вообще. Следует отметить, чтовыявление в металле ЗТВ устойчивых полосскольжения было затруднено вследствие наличияв структуре множества вторых фаз.

Еще в большей мере вторые фазы маскируютусталостные изменения в микроструктуре, вслед-ствие чего последние трудно обнаружить. Каквидно из рис. 4, основной структурной состав-ляющей участка перегрева металла ЗТВ стыковыхи тавровых соединений в исходном (после сварки)состоянии является бейнит глобулярной морфо-логии (микротвердость HV 50 = 1880…2120 МПа)и пластинчатой (HV 50 = 2200…2430 МПа). При-сутствуют в структуре также зернограничный (до-эвтектоидный) и изредка игольчатый феррит.

Известно [1], что в зависимости от исходногоструктурного состояния материала и условий цик-лического нагружения сопротивление материалациклическому деформированию с увеличениемколичества циклов нагружения может возрастать(а значит, материал упрочняется), снижаться илиоставаться без изменений. В зоне разупрочненияматериала развиваются такие поверхностные пов-реждения, как экструзии и интрузии [2], что яв-ляется следствием усталости материала [2, 3].

В настоящей работе с помощью измерениямикротвердости была изучена реакция металлаЗТВ и основного металла на циклическое дефор-мирование в зависимости от количества цикловнагружения. Результаты этих исследований, пред-ставленные на рис. 5, свидетельствуют о том, чтов процессе циклического нагружения сварных со-единений стали 09Г2С имеет место как упроч-нение, так и разупрочнение металла ЗТВ и при-легающих к нему участков основного металла.Упрочненные и разупрочненные участки имеютлокальный характер и чередуются между собой.

Установлено, что под воздействием цикличес-кого деформирования в структуре металла ЗТВсварных соединений стали 09Г2С происходят ус-талостные изменения (см. рис. 3), состоящие визменении характера распределения дислокаций,а именно, в их перераспределении с образованиемполосовых структур. Степень развития усталос-тных изменений микроструктуры в различныхмикрообъемах разная и, по-видимому, зависит отих кристаллографической чувствительности кнаправлению оси приложения нагрузки, локаль-

ной концентрации напряжений, а также концен-трационной неоднородности по примесным и ле-гирующим элементам.

Наряду с устойчивыми полосами скольжения,экструзиями, интрузиями и усталостными изме-нениями микроструктуры на поверхности образ-цов тавровых соединений, подвергнутых цикли-ческому деформированию при различных режи-мах нагружения, обнаружены поперечные мик-росдвиги (рис. 6). Тот факт, что при одинаковыхусловиях циклического нагружения поперечныемикросдвиги происходят в образцах тавровыхсварных соединений и отсутствуют в образцахстыковых соединений, по-видимому, можнообъяснить изначально большей жесткостью тав-ровых соединений. Спровоцировать микросдвиг,вероятнее всего, могли скопления дислокацийвблизи границ зерен, включений карбидов илиглобулей вторых фаз, а также сколы неметалли-ческих включений внутри зерен.

В настоящей работе исследован образец раз-мером 9×12 мм, изготовленный из циклически де-формированного таврового соединения (σа == 80 МПа и N = 720 000 циклов, что составляет0,8NFr), на поверхности которого выявлен участокс поперечным микросдвигом. Дифрактометричес-

Рис. 4. Микроструктуры (×500) стали 09Г2С (а) и металлаЗТВ (б) тавровых сварных соединений

Рис. 5. Микротвердость образцов тавровых сварных соедине-ний стали 09Г2С после сварки (1) и циклического нагруженияσа = 80 МПа до N = 400000 (2), 700000 (3) и 1000000 циклов(4) (n — количество замеров)

5/2012 35

кие исследования образца были выполнены с по-мощью рентгеноструктурного анализа. При этомоценивали величину DHKL блоков участков, на ко-торых происходят микроструктурные измененияи микронапряжения Δa/a, сопровождающие этиизменения. С этой целью выбраны две точки изме-рения: а — в центре поперечного сдвига; б —перед поперечным микросдвигом. Время экспо-зиции в точке составляло 40 с, а шаг измерения— 0,05°. Результаты дифрактометрических иссле-дований, приведенные в табл. 3, свидетельствуюто том, что в районе поперечного микросдвига про-исходит релаксация микронапряжений. Это зако-номерно, поскольку, как следует из работ [1–3],микросдвиг, который осуществляется путем раз-рыва атомных связей под действием внешнегонапряжения, является начальной стадией ростасубмикротрещины. Разрыв таких связей происхо-дит по плоскости с наименьшей плотностью упа-ковки атомов, имеющей самые низкие значения

поверхностной энергии. Для металловс ОЦК решеткой — это плоскость{100}.

Поскольку усталостные изменения всварных соединениях происходят в ло-кальных и вполне определенных его зо-нах, дальнейшие исследования былинаправлены на изыскание технологи-ческих путей повышения долговечноститаких соединений и восстановление ихспособности сопротивляться хрупкомуразрушению. Исследовали влияние про-

филактического ремонта с помощью сварки, ко-торый осуществляется на этапе, предшествующемобразованию усталостных трещин, и заключаетсяв наплавке по краям существующих швов допол-нительных валиков, а также разных видах упроч-нения металла (высокочастотной механическойпроковки, ударно-волновой и электроимпульснойобработки).

Эти исследования выполняли по методу огра-ниченной долговечности применительно к образ-цам, изготовленным из тавровых соединений стали09Г2С толщиной 10 мм. После сварки образцы цик-лически нагружали до 400 000 циклов (0,8NFr) принапряжении цикла 120 МПа. Затем их ремонтиро-вали с помощью сварки или упрочняли по разнымтехнологиям, а затем снова подвергали циклическомунагружению при указанной нагрузке до образова-ния усталостной трещины длиной 2 мм. Из другихотремонтированных или упрочненных сварных со-

единений изготавливали стандартные об-разцы (тип 11 по ГОСТ 9454–78) дляиспытаний на ударный изгиб, которыепроводили при Tисп = –40 °С.

Результаты исследований показали,что после профилактического ремонтас помощью сварки и высокочастотноймеханической проковки сварных соеди-нений их долговечность повышается в2,0…2,2 раза. Несколько меньше (в1,4…1,8 и 1,4…1,5 раза) увеличиваетсядолговечность сварных соединенийпосле электроимпульсной и ударно-вол-новой обработок.

Испытания на ударный изгиб пока-зали, что в состоянии после сварки удар-ная вязкость KCV–40 металла ЗТВ сва-рных соединений стали 09Г2С составляет10,0…13,1 Дж/см2, а в результате цик-лического нагружения снижается до6,8…8,2 Дж/см2. После профилактичес-кого ремонта с помощью сварки и уп-рочняющих обработок KCV–40 повышается,но по-разному. Практически на уровне исход-ного состояния (KCV–40 = 10,1…10,8 Дж/см2)ударная вязкость зафиксирована в свар-ных соединений после профилактичес-

Рис. 6. Микроструктуры с поперечными микросдвигами в образцах тавро-вых соединений стали 09Г2С: а — σа = 120 МПа, N = 400000 циклов; б–г— σа = 80 МПа, N = 720000 циклов; а — ×50; б — ×125; в — ×810; г —×5000

Т а б л и ц а 3. Результаты дифрактометрических исследованийТочки измерения Схема измерения DHKL, нм Δа/а⋅10–4

а→ 0 → – ∞

б 48,61 6,188

36 5/2012

кого ремонта сваркой. До 9,2…10,2 и8,9…9,6 Дж/см2 она возросла после высокочас-тотной механической проковки и ударно-волно-вой обработки. Существенного влияния наударную вязкость металла ЗТВ сварных соеди-нений стали 09Г2С электроимпульсная обработкане оказала.

Выводы

1. При циклическом нагружении изгибом (N/NFr ≥≥ 0,7) в металле ЗТВ сварных соединений стали09Г2С имеет место накопление усталостных пов-реждений — образуются устойчивые полосыскольжения, экструзии и интрузии, количество ко-торых увеличивается вместе с возрастанием цик-лов нагружения.

2. Накопленные в металле ЗТВ стали 09Г2Сусталостные повреждения способствуют его ох-рупчиванию и, как следствие, приводят к сни-жению хладостойкости на 20…40 %.

3. Эффективно повысить долговечность свар-ных соединений стали 09Г2С в 1,8…2,2 раза и

восстановить хладостойкость металла ЗТВ до ис-ходного состояния можно благодаря профилак-тическому ремонту, который выполняется наэтапе, предшествующем образованию усталос-тных трещин, путем наплавки дополнительныхваликов по краям швов и (или) осуществлениювысокопрочной механической проковки зоны пе-рехода от шва к основном металлу.

1. Горицкий В. М. Диагностика металлов. — М.: Металлур-гиздат, 2004. — 402 с.

2. Яковлева Т. Ю. Локальная пластическая деформация иусталость металлов. — Киев: Наук. думка, 2003. —236 с.

3. Иванова В. С., Терентьев В. Ф. Природа усталости ме-таллов. — М.: Металлургия, 1975. — 456 с.

4. Романив О. Н., Никифорчин Г. Н. Механизм коррозион-ного разрушения конструкционных сплавов. — М.: Ме-таллургия, 1986. — 294 с.

5. Иванова В. С., Орлов Л. Г., Терентьев В. Ф. Особенностиразвития дислокационной структуры при статическом ициклическом нагружениях малоуглеродистой стали //Физ. металлов и металловедение. — 1972. — 33. — № 3.— С. 617–633.

6. Wilson D. V., Tromans T. K. Effect of strain aging on fatiguedamege in low-carbon steel // Acta Metallurgica. — 1970.— 18. — P. 1197–1208.

The paper presents investigation results on the effect of cyclic bend loading on brittle fracture resistance of the HAZmetal, as well as accumulation of fatigue damages and peculiarities of structural changes in butt and T-welded joints insteel 09G2S. It is shown that the presence of a sharp stress raiser and low temperatures (–40 oC and lower) leads todecrease in brittle fracture resistance of the HAZ metal of the welded joints with fatigue damages.

Поступила в редакцию 03.02.2012,в окончательном варианте 05.03.2012

Международная конференция«Сварка и родственные техно-логии — настоящее и будущее»

25 – 26 ноября 2013 г. ИЭС им. Е. О. Патона (г. Киев)

Научные направления конференции

• технологии, материалы и оборудование для сварки и родственных технологий• прочность сварных соединений и конструкций, теоретические и экспериментальные исследования

напряженно-деформированных состояний и их регулирование;• новые конструкционные материалы;• неразрушающий контроль и техническая диагностика;• совершенствование и оптимизация сварных конструкций, автоматизация их расчета и проектирования,

оценка и продление ресурса;• инженерия поверхности;• сварка в медицине, технологии, оборудование, конструкционные и функциональные материалы;• экологические проблемы в области сварки и родственных технологий;• перспективные направления специальной электрометаллургии;• стандартизация, сертификация продукции сварочного производства, подготовка и аттестация специалистов.

Контакты: ИЭС им. Е. О. Патона НАН УкраиныУкраина, 03680, г. Киев, ул. Боженко, 11

факс: (38044) 528-04-86E-mail: office@paton.kiev.ua

5/2012 37

УДК 621.791.92.042

ВЛИЯНИЕ ДОБАВОК АЛЮМИНИЯВ ПОРОШКОВУЮ ПРОВОЛОКУ

НА СВОЙСТВА ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТОГОНАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА

С. Ю. КРИВЧИКОВ, канд. техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Исследована трещиностойкость и пористость низколегированного углеродистого сплава при наплавке самозащитнойпорошковой проволокой. Установлено, что легирование наплавленного металла более 0,7 мас. % алюминия приводитк увеличению в нем количества мартенситной фазы и снижению его стойкости против образования трещин.Показано, что максимальная твердость наплавленного металла при незначительном снижении его трещиностойкостиможет быть достигнута при содержании 0,5…0,7 мас. % алюминия.

К л ю ч е в ы е с л о в а : наплавка, самозащитная порошко-вая проволока, наплавленный металл, алюминий, трещинос-тойкость, микроструктура, твердость, микротвердость

В ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины разра-ботана самозащитная порошковая проволока ПП-АН160, предназначенная для широкослойной нап-лавки чугунных коленчатых валов двигателейавтомобилей*. Ввиду технологических особен-ностей широкослойной наплавки шеек коленча-тых валов и малого диаметра порошковой про-волоки (1,8 мм) ее сердечник не может содержатьболее 1,5 % газо- и шлакообразующих компонен-тов. Однако этого количества оказывается недос-таточно для надежной защиты капель электрод-ного металла и жидкой сварочной ванны откислорода и азота воздуха, что в свою очередьприводит к образованию пористости в наплавлен-ном металле. Основным металлургическим мето-дом предупреждения пористости, вызванной азо-том и кислородом воздуха, является введение всостав наплавленного металла необходимого ко-личества алюминия и (или) титана для связываниярастворенных в сварочной ванне газов в нерас-творимые соединения. Недостаточное или избы-точное содержание этих элементов может либоне полностью подавлять порообразование, либочастично принимать участие в легировании и из-менении физико-механических свойств наплав-ленного металла.

Цель настоящей работы заключается в иссле-довании влияния алюминия на пористость и свойс-тва износостойкого сплава, наплавленного самоза-щитной порошковой проволокой ПП-АН160.

Для исследований изготовили опытные само-защитные порошковые проволоки диаметром1,8 мм с различной массовой долей алюминия всердечнике. Многослойную наплавку производи-ли на режиме: Iн = 170…180 А, Uд = 19…21 В,vн = 14 м/ч, ток постоянный, полярность обратная.Наплавку каждого последующего валика выпол-няли после полного остывания предыдущего. Хи-мический состав наплавленного металла (в треть-ем слое) исследуемых образцов следующий, мас.%: 2,2…2,4 C; 0,7…0,8 Mn; 1,6…1,8 Si; 0,2…0,3Cr; 0,2…0,3 Ti; 0,035, 0,54, 0,82, 1,50 и 2,20 Al.

Как показали эксперименты, независимо от со-держания алюминия (в исследуемых пределах) ва-лики имели микротрещины, образовавшиеся впроцессе охлаждения наплавленного металла втемпературном интервале 450…250 °С со значи-тельным звуковым эффектом, что позволяет клас-сифицировать их как «холодные» трещины.

В ходе металлографических исследований ус-тановлено, что алюминий оказывает существенноевлияние на количество и морфологию микротрещинв наплавленном металле, а также на его пористость.В наплавленном образце, содержащем 0,035 мас. %Al (по данным химического анализа в случае от-сутствия алюминия в сердечнике порошковой про-волоки), обнаруживаются отдельные микротрещи-ны и большое количество пор диаметром до 2 мм.С увеличением массовой доли алюминия до 0,54 %количество микротрещин незначительно возраста-ет, а пор — уменьшается. Дальнейшее повышениесодержания алюминия приводит к увеличению про-тяженности и степени раскрытия микротрещин, ав наплавленном металле, содержащем 2,20 мас. %Al, появляются микротрещины, поражающие какнаплавленный металл, так и металл зоны сплав-ления (рис. 1). В образцах наплавленного металла,содержащего более 0,54 мас. % Al, поры отсут-ствуют.© С. Ю. Кривчиков, 2012

* Кривчиков С. Ю. Повышение триботехнических харак-теристик наплавленных чугунных коленчатых валов автомо-билей // Автомат. сварка. — 2008. — № 12. — С. 40–42.

38 5/2012

Структура наплавленного металла, не содер-жащего алюминий, состоит из продуктов распадааустенита (ферритно-перлитная смесь) и карбид-но-цементитной фазы. В плоскости шлифа кар-бидно-цементитная фаза имеет вид армирующейсетки.

В результате металлографических исследова-ний установлено, что легирование алюминием висследуемых пределах не оказывает существен-ного влияния на дисперсность дендритной струк-туры твердого раствора, но изменяет пространс-твенное строение карбидно-цементитной фазы.При 0,035 мас. % Al она образуется не во всехучастках межосевых пространств дендритов, по-этому имеет вид (в плоскости шлифа) разорваннойсетки. С увеличением содержания алюминия ееразветвленность возрастает.

Изменение претерпевает и фазовый состав нап-лавленного металла. Увеличение содержания алю-миния до 0,50 мас. % приводит к образованиюв структуре наплавленного металла примерно 3 %мартенсита. С увеличением массовой доли алю-миния до 2,20 % содержание мартенсита в струк-туре наплавленного металла возрастает до 18 %.Возможно, образование мартенсита является од-ной из причин снижения уровня трещиностой-кости наплавленного металла при массовой долеалюминия более 0,50 %.

Помимо структурных превращений, легирова-ние алюминием сопровождается изменением твер-дости наплавленного металла и его основных фа-зовых составляющих (продуктов распада аустенитаи карбидно-цементитной сетки). Как видно изрис. 2, кривые имеют максимумы при массовой

доле алюминия в наплавленном металле0,7…0,9 %. Повышение твердости наплавленногометалла HV и микротвердости зерен твердого рас-твора HVа при увеличении содержания алюминиядо отмеченного уровня обусловлено возрастаю-щей дисперсностью карбидно-цементитной фазы,а также, возможно, участием алюминия в упроч-нении феррита твердого раствора (продуктов рас-пада аустенита). При дальнейшем увеличении мас-совой доли алюминия проявляется его графитизи-рующее действие. При этом уменьшается содер-жание цементита, что приводит к уменьшениютвердости наплавленного металла HV и микротвер-дости зерен твердого раствора HVа. Несмотря нато что легирование алюминием сопровождается об-разованием мартенсита, твердость которого отно-сительно невелика (4600…4900 МПа), он не можетслужить препятствием для дальнейшего сниженияHV. Причина снижения микротвердости карбидно-цементитной фазы HVк, вероятно, связана с изме-нением стехиометрического состава карбидных сос-тавляющих наплавленного металла, вызванноголегированием алюминием.

На основании проведенных исследований мо-жно сделать вывод, что максимальная твердость,отсутствие пористости и удовлетворительнаястойкость против образования микротрещин ха-рактерны для наплавленного металла, содержа-щего около 0,5…0,7 мас. % Al.

The paper gives results of experimental studies on the effect of aluminium on crack resistance and porosity of a lowcarbon alloy in cladding using self-shielding flux-cored wire. It is established that alloying of the deposited metal withmore than 0.7 % aluminium leads to increase in the content of the martensite phase and decrease in its crack resistance.It is shown that the maximal hardness of the deposited metal at an insignificant decrease in its crack resistance can beachieved at the 0.5...0.7 % aluminium content.

Рис. 1. Микротрещина в зоне сплавления наплавленного ме-талла, содержащего 2,20 мас. % Al, ×160

Рис. 2. Влияние алюминия на твердость наплавленного ме-талла HV, микротвердость зерен твердого раствора HVа икарбидно-цементитной фазы HVк

5/2012 39

УДК 621.791:625.143.48

НОВАЯ ТЕХНОЛОГИЯ ЭЛЕКТРОДУГОВОЙ СВАРКИВАННЫМ СПОСОБОМ РЕЛЬСОВ В УСЛОВИЯХТРАМВАЙНЫХ И ПОДКРАНОВЫХ ПУТЕЙ

Г. В. КУЗЬМЕНКО, инж., В. Г. КУЗЬМЕНКО, д-р техн. наук,В. И. ГАЛИНИЧ, канд. техн. наук, В. М. ТАГАНОВСКИЙ, инж.

Описана новая технология сварки рельсов, разработанная в ИЭС им. Е. О. Патона, приведены примеры ее исполь-зования при реконструкции и строительстве трамвайных и подкрановых путей. Отмечено, что после соответствующейпроверки и получения разрешения она может рассматриваться в качестве альтернативы существующим способамсварки при выполнении работ в условиях железнодорожного пути.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электродуговая сварка, бесстыковойпуть, трамвайный путь, подкрановый путь, сварка рельсовв условиях пути, плавящийся мундштук, самозащитная по-рошковая проволока

Бесстыковой путь — наиболее прогрессивная кон-струкция верхнего строения пути, главным пре-имуществом которого является возможностьпрактически полной ликвидации стыков, что зна-чительно уменьшает динамические силы и сни-жает сопротивление движению поездов (в сред-нем на 10 %). Кроме того, бесстыковой путьтакже увеличивает срок службы элементов вер-хнего строения пути (с 1,3 до 2,2 раза), сокращаетрасходы на ремонт пути и подвижного состава(до 35 %), экономит металл на стыковых скреп-лениях (5…7 т на 1 км), повышает скорость дви-жения поездов до 160…200 км/ч и более [1]. Не-смотря на то что перечисленные преимуществабесстыкового пути относятся к магистральнымжелезным дорогам, они в той или иной степенитакже имеют место и при его использовании навсех видах рельсового транспорта — на путяхпромышленных предприятий, метрополитена,трамвайных и подкрановых.

Сварка рельсов — неотъемлемая составнаячасть путевых работ, оказывающая влияние наконструкцию и технико-эксплуатационные пока-затели верхнего строения пути. Особенности про-цесса сварки рельсов связаны со свойствами ихматериала. Рельсовые стали вследствие высокогосодержания углерода плохо свариваются и склон-ны к образованию горячих и холодных трещин.Для их сварки требуются специальные сварочныематериалы и особые технологии. Высокие требо-вания предъявляются также к точности соблюде-ния температурных режимов сварки [2].

Сварной шов должен соответствовать тем жетехническим требованиям, что и сам рельс. Пос-

ледний рассматривают как несущий и направля-ющий элемент пути, который выдерживает ста-тические и динамические нагрузки, обеспечиваетвысокую плавность хода и способен противосто-ять износу. В связи с этим шов, как и сам рельс,должен отвечать требованиям безопасности экс-плуатации и не создавать помех движению. Про-цесс сварки рельсов должен обеспечивать [3]:

• постоянство качества и удовлетворительныеэксплуатационные характеристики сварных сты-ков при минимальной зависимости от квалифи-кации сварщиков;

• максимально ограниченную общую продол-жительность процесса сварки, особенно при ре-монте путей, чтобы укладываться в продолжи-тельность выделяемых для этих целей временныхокон;

• возможность применения портативного сва-рочного оборудования, чтобы его можно былолегко транспортировать и обслуживать;

• исключение расхода рельсов и необходимос-ти перемещения их в продольном направлении;

• адаптируемость процесса к поперечным се-чениям всех типов используемых рельсов, а такжедостаточную гибкость для применения к рельсамс различной степенью износа;

• приемлемый уровень первоначальных рас-ходов на приобретение сварочного оборудованияи текущих расходов на выполнение собственносварки.

В настоящее время ни один из применяемыхспособов сварки рельсов (стыковая контактная,газопрессовая, алюмотермитная, электродуговаяванная сварка) в полной мере не удовлетворяетвсем перечисленным выше требованиям. Так, пристыковой контактной сварке, обеспечивающей на-ивысшее качество сварных соединений и высокуюпроизводительность (особенно в стационарных

40 5/2012

условиях), используется громоздкое и дорогосто-ящее оборудование, что затрудняет, а зачастуюделает экономически и технически нецелесооб-разным ее применение в полевых условиях, в час-тности, при выполнении ремонтных работ, когданеобходимо сварить относительно небольшое ко-личество стыков. Применение этого способа свар-ки усложняется также необходимостью переме-щения свариваемых рельсов и расшивки путей.Существуют также определенные сложности присварке данным способом крестовин и стрелочныхпереводов.

Газопрессовая сварка широко применялась в1930–1970-х годах на железных дорогах США восновном для соединения рельсов в стационарныхусловиях (в цехах и депо), однако увеличение осе-вых нагрузок в 1980-х годах привело к сущест-венному росту разрушений стыков, в связи с чемданный способ сварки был вытеснен стыковойконтактной сваркой [4]. В настоящее время га-зопрессовая сварка достаточно широко применя-ется на железных дорогах Японии [5].

Алюмотермитная сварка, применяемая ужеболее ста лет для соединения рельсов различногоназначения, отличается высокой мобильностью иуниверсальностью, однако не обеспечивает в дол-жной мере стабильности и высокого качествасварных соединений. В настоящее время возмож-ности улучшения этого процесса в целях повы-шения служебных характеристик сварных соеди-нений практически исчерпаны. Поэтому, несмот-ря на многочисленные технологические усовер-шенствования и организационные мероприятия,предпринятые фирмами-поставщиками услуг поалюмотермитной сварке, ожидать какого-либопрорыва в данном направлении не приходится [6].К тому же этот способ сварки в нашей стране напротяжении десятилетий не развивался, в резуль-тате чего для его применения приходится закупатьдостаточно дорогие импортные материалы.

В настоящее время электродуговая ваннаясварка покрытыми электродами в основном ши-роко применяется для соединения трамвайных икрановых рельсов. Однако этот способ не обес-печивает надежного качества сварных соедине-ний, так как существенно зависит от квалифи-кации сварщика и значительно уступает по про-изводительности другим способам сварки. Сцелью повышения производительности разрабо-тан процесс полуавтоматической электродуговойванной сварки стыков рельсов, который приме-няла Берлинская транспортная компания при ре-монте железнодорожных путей метрополитена[7]. При этом использовался специальный удли-ненный токоподводящий мундштук и самозащит-ная порошковая проволока. В результате произ-водительность сварки повысилась на 30 % посравнению с ручной электродуговой сваркой пок-

рытыми электродами. Электродуговая ваннаясварка успешно применялась, в частности, пристроительстве скоростной линии Ямагата–Шин-касен в Японии [8], где благодаря усовершенс-твованию технологии и сварочных материалов, атакже применению специальной термической об-работки удалось значительно улучшить качествосварных соединений. Тем не менее производи-тельность сварки осталась на низком уровне (вре-мя сварки стыка составило 75 мин) [9]. Компанией«Nippon Steel» разработан новый процесс, приз-ванный в перспективе заменить алюмотермитнуюи ручную электродуговую ванную сварку рельсов[9, 10]. Он основан на комбинации сварки в за-щитных газах вращающимся плавящимся элект-родом (сварка подошвы) и электрошлаковой свар-ки (сварка шейки и головки рельсов). Весь про-цесс осуществляется в автоматическом режиме спомощью аппарата, контролируемого компьюте-ром.

Данная технология обеспечивает значительноболее высокие механические свойства сварных со-единений, чем алюмотермитная сварка. Однаковремя сварки стыка составляет около 100 мин,хотя имеется возможность в перспективе сокра-тить его до 50…60 мин, что всего лишь приблизитданный процесс по производительности к алюмо-термитной сварке.

Неоднократно также предпринимались попыт-ки разработать процесс электрошлаковой сваркирельсов [11–14], однако несмотря на достаточносерьезную проработку вопроса достичь удовлет-ворительных результатов пока не удалось [15].

В Институте электросварки им. Е. О. ПатонаНАН Украины разработана новая технологиясварки рельсов, получившая название автомати-ческой электродуговой сварки ванным способомс использованием плавящегося мундштука, илисокращенно дуговой сварки плавящимся мунд-штуком. Его отличительной особенностью явля-ется использование самозащитной порошковойпроволоки, подаваемой через продольный каналв специальном плоском плавящемся мундштуке,что позволяет выполнять сварку при зазоре в сты-ке 12…16 мм, а в отдельных случаях до 22 мм.

Предлагаемый способ сварки, являясь дальней-шим развитием электродуговой ванной сварки, бла-годаря механизации процесса позволяет в 2...3 разаувеличить производительность работ и одновремен-но значительно улучшить качественные показателисварных соединений, сохраняя высокую мобиль-ность и универсальность оборудования.

В первую очередь он предназначен для сваркипутей промышленных предприятий, трамвайных(в том числе скоростного движения) и подкрано-вых путей, а также в перспективе после соответ-ствующей проверки и получения допуска — длявыполнения оперативных ремонтных работ на ма-

5/2012 41

гистральных железных дорогах. Разработано спе-циализированное оборудование — аппарат АРС-4(рис. 1).

Технические характеристики аппарата АРС-4Номинальное напряжение питающей сети постоян-

ного тока, В ..................................................................... 24Мощность, потребляемая источником, кВ⋅А,

не более ...........................................................................15 (3×380 В)Номинальный сварочный ток, А, при ПВ = 100 % .....350Диаметр применяемой порошковой проволоки, мм ...2,4Пределы регулирования скорости подачи электродной

проволоки, м/ч ...............................................................50…300Скорость перемещения электрода, м/ч ........................4…12Поперечный ход электрода, мм ....................................180Частота колебаний электрода, Гц .................................0,5…2,0Амплитуда колебаний конца электрода, мм ................0…20Габаритные размеры ДФШФВ, мм ..............................1320×520×850Масса аппарата без проволоки и башмаков, кг,

не более ...........................................................................40

Он отличается портативностью и благодарясменной формирующей оснастке легко перенаст-раивается на сварку рельсов различных типораз-меров. В качестве сварочного источника исполь-зуется инвертор ФОРСАЖ-500 Рязанского госу-дарственного приборного завода. Питание можетосуществляться как от трехфазной сети напряже-нием 380 В, так и от автономного электрогене-ратора мощностью 25…30 кВ⋅А, при этом пот-ребляемая при сварке мощность составляет до

15 кВ⋅А. Среднее машинное время сварки стыкарельсов типа Р65 составляет около 20 мин, что свод-ной бригаде из пяти человек (два оператора-свар-щика и три рабочих-путейца) позволяет достигнутьпроизводительности до 16 стыков за смену.

Сварку осуществляют плавящимся мундшту-ком, совершающим возвратно-поступательныеперемещения переменной амплитуды (рис. 2),благодаря чему обеспечивается полный проварсвариваемых кромок по всему сечению рельса.Сварку подошвы выполняют на керамическойподкладке многопроходной сваркой, после чегоспециальным рычажным механизмом без преры-вания процесса осуществляют прижатие медныхбашмаков, обеспечивающих формирование боко-вых поверхностей шва при сварке шейки и го-ловки рельсов.

В большинстве случаев предварительный по-догрев перед сваркой не проводится, лишь притемпературе ниже +5 °С требуется подогрев сты-ка до 250…300 °С, при этом сварку можно вы-полнять при температуре окружающего воздухадо –5 °С.

Дуговая сварка плавящимся мундштуком ранеебыла внедрена при монтаже подкрановых путейбалкерного терминала Туапсинского торгового мор-ского порта (2009–2010 гг.) и Ильичевского морс-кого рыбного порта (2011 г.) (рис. 3). На этих объек-тах выполняли сварку стыков крановых рельсовКР100 и КР120 (рис. 4).

На протяжении 2009–2011 гг. данным способомтакже было сварено более 900 стыков рельсов Р65,Т62 (рис. 5, а, б) и бесшеечных рельсов низкогопрофиля LK-1 (рис. 5, в) при реконструкции линиискоростного трамвая в Киеве и трамвайных путейво Львове.

Разработанные специальные сварочные матери-алы и технология сварки обеспечивают достаточновысокие показатели механических свойств сварных

Рис. 1. Аппарат АРС-4 для сварки рельсов

Рис. 2. Схема перемещения мундштука при электродуговойсварке рельсов ванным способом с исполльзованием плавя-щегося мундштука

Рис. 3. Сварка подкрановых путей

42 5/2012

Рис. 4. Крановые рельсы КР100 (а, б) и КР120 (в, г) после сварки (а, в) и шлифовки (б, г)

Рис. 5. Сварка рельсов Р65 (а), Т62 (б) при реконс-трукции линии скоростного трамвая в Киеве и LK-1(в) при реконструкции трамвайных путей во Львове

5/2012 43

соединений. Так, твердость металла шва сварногосоединения рельсов Р65 составляет НВ 260…320;предел прочности металла шва — 800…900 МПа.Разрушающая нагрузка при испытании рельсов настатический изгиб составляет 1500…1650 кН припрогибе 16…22 мм.

Преимуществами данного способа сварки яв-ляются:

• более высокое и стабильное качество свар-ных соединений по сравнению с ручной дуговойванной и алюмотермитной сваркой;

• высокая производительность — до 16 стыковза смену;

• не требуется защитный газ или флюс;• не требуется подогрев (при температуре

+5 °С и выше) и термическая обработка стыка;• низкое энергопотребление (потребляемая

мощность до 15 кВ⋅А);• легкое перенастраивание оборудования для

сварки рельсов различных типоразмеров;• высокая мобильность, что особенно важно

при выполнении ремонтных работ.Таким образом, разработанный в ИЭС им. Е. О.

Патона новый процесс электродуговой сваркирельсов ванным способом плавящимся мундшту-ком, благодаря своим преимуществам, может рас-сматриваться в качестве альтернативы сущест-вующим способам сварки при выполнении работв условиях пути.

1. Будівництво та реконструкція залізничної мережі Ук-раїни для збільшення пропускної спроможності та зап-ровадження швидкісного руху поїздів / М. Д. Костюк,В. В. Козак, В. О. Яковлєв та ін. — К.: ІЕЗ ім. Є. О. Па-тона, 2010. — 216 с.

2. Свойства сварных соединений рельсовой стали приэлектродуговой сварке / В. Д. Позняков, В. М. Кирьяков,

А. А. Гайворонский и др. // Автомат. сварка. — 2010. —№ 8. — С. 19–24.

3. Sun J., Davis D., Steel R. TTCI searching for improved in-track welding methods // Railway Track & Structures. —2001. — № 1. — P. 13–15.

4. Sun J., Kristan J. Gas-pressure welding: is it feasible forNorth American railroads? // Ibid. — 2003. — № 2. —P. 12–14.

5. Yamamoto R. Advances in gas pressure welding technologyfor rails // Railway Technology Avalanche. — 2007. — 17,№ 3. — 99 p.

6. Lonsdale C. P. Thermit rail welding: history, process deve-lopments, current practices and outlook for the 21st century(PDF) // Proc. of the AREMA 1999 annual сonf. — TheAmerican railway engineering and maintenance-of-way as-sociation. — 1999. — Sept. — P. 2.

7. Stronger than a storm // Weld+vision. — 2007. — № 19. —P. 14–15 (яп. яз.).

8. Takimoto T. Latest welding technology for long rail and itsreliability // Tetsu-to-Hagane. — 1984. — 70, № 10. —P. 40.

9. Development of field fusion welding technology for railroadrails / M. Okumura, K. Karimine, K. Uchino, N. Yurioka //Nippon Steel Techn. Rept. — 1995. — 65, № 4. —P. 41–49.

10. Steel welding technologies for civil construction applications/ H. Tachikawa, T. Uneta, H. Nishimoto at al. // Ibid. —2000. — 82, № 7. — P. 35–41.

11. Светлополянский Ю. И. Полуавтоматическая электрош-лаковая сварка рельсов // Автомат. сварка. — 1966. —№ 3. — С. 53–54.

12. Коперман Л. Н., Муканаев К. К. Электрошлаковая сваркакрановых рельсов // Свароч. пр-во. — 1967. — № 5. —С. 32.

13. Turpin B., Danks D. Electroslag field welding of railroadrail. Contract Number HSR-37. — Transportation ResearchBoard, Washington, D.C., Jan. 2003.

14. Gutscher D., Danks D., Turpin B. Electroslag welding: a po-tential alternative to conventional rail welding // Proc. tech-nology digest TD-08-043. — Association of American rail-roads, transportation technology center, Inc., Pueblo, Colo,Oct., 2008.

15. Gutscher D. Development and evaluation of electroslag wel-ding for railroad applications // Railway Track and Structu-res. — 2009. — № 11. — р. 53–58.

Advantages and drawbacks of both existing rail welding methods and some of those under development are considered.Description of the new rail welding method developed by the E.O.Paton Electric Welding Institute is presented. It isexpected that after appropriate verification and authorisation this method can be regarded as a serious alternative to theexisting welding methods for performing field operations.

44 5/2012

УДК 621.791.947.2

ОБОРУДОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИЯ ЭЛСПРИ КОСМЕТИЧЕСКОМ ЗАГЛАЖИВАНИИ И РЕМОНТЕОБРАТНЫХ ВАЛИКОВ ШВА ТРУБЧАТЫХ ИЗДЕЛИЙ

Л. А. КРАВЧУК, канд. техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Приведены аппаратурные и технологические решения для косметического заглаживания и ремонта линейных обратныхваликов шва длиной до 1200 мм внутри неповоротных протяженных трубчатых изделий прямоугольной формы спомощью системы преломления электронного пучка на 90°. Применительно к титановому сплаву ВТ20 полученыпараметры электронно-лучевого заглаживания, обеспечивающие формирование плавного перехода от основного металлак шву, гладкую поверхность расплавленного металла и исключение подрезов глубиной до 0,15 мм.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электронно-лучевая сварка, сквозноепроплавление, обратный валик шва, подрезы, электронныйпучок, поворотная система, протяженные трубчатые из-делия, рабочее расстояние, фокусировка, глубина и ширинапроплавления, кратер

При электронно-лучевой сварке (ЭЛС) со сквоз-ным проплавлением неповоротных и поворотныхстыков протяженных трубчатых изделий круглой,квадратной и прямоугольной формы в ряде слу-чаев внутренняя поверхность является рабочей.Выполнить косметический проход или ремонт дляустранения неровностей на поверхности обратно-го валика шва, небольших кратеров и подрезовпо краям валика с помощью электронного пучкаобычным способом не представляется возможнымиз-за ограниченности внутренних размеров изде-лия и затрудненного доступа к месту обработки.

Известен способ оплавления внутренней по-верхности трубчатых изделий с помощью элект-ронного пучка, отклоненного электрическим по-лем [1]. Использование медного отражателя, ус-тановленного на керамическом изоляторе, позволя-ет накопить заряд при попадании на него элект-ронного пучка и создать поле между стенкой трубыи отражателем, с помощью которого пучок откло-няется по заданной траектории на внутреннюю по-верхность оплавляемой трубы. При управлении от-клонением электронного пучка изменяются уголнаклонной торцевой поверхности отражателя, рас-стояние между отражателем и оплавляемой трубой,форма отражателя и регулировка параметров пер-вичного электронного пучка. Недостатком данногоспособа оплавления является необходимость под-держания зазора между отражателем и внутреннейповерхностью трубы не менее 3 мм, а также рас-положения стыка или обратного валика шва на глу-бине не более 110 мм.

Исследования по ремонту и косметическомузаглаживанию обратных валиков шва производи-

ли на установке КЛ-138 конструкции Институтаэлектросварки им. Е. О. Патона с компьютернымуправлением всеми параметрами и системами. Ус-тановка укомплектована энергетическим комп-лексом на базе ЭЛА-60/60 и электронно-лучевойпушкой, которая перемещается внутри вакуумнойкамеры по линейным координатам X, Y, Z, а такжеповорачивается вокруг оси Y–Y по координате QGна угол 0…90°. Вакуумная камера, имеющая внут-ренний размер 4500×3000×3000 мм и объем40,5 м3, откачивается в автоматическом режимеуправления до рабочего вакуума 2,66⋅10–2 Па(2⋅10–4 мм рт. ст.) менее чем за 30 мин. Приме-нение в процессе откачки криогенератора типаPOLYCOLD позволило существенно уменьшитьвремя откачки и количество влаги в вакуумнойкамере и стыке свариваемых кромок, что особенноважно при сварке титановых сплавов [2]. При ус-коряющем напряжении Uуск = 60 кВ диапазон то-ка электронного пучка Iп = 0…1000 мА перекры-вается с помощью двух оптик: 500 мА (Iп == 0…500 мА) и 1000 мА (Iп = 0…1000 мА). Точ-ность позиционирования электронно-лучевой пу-шки по координатам составила не хуже 0,1 мм.Изображение места сварки во вторично-эмиссион-ных электронах, а также совмещение электрон-ного пучка со стыком с погрешностью 0,1 мм вы-полняли с помощью системы РАСТР.

Для ремонта и косметического заглаживаниялинейных и кольцевых обратных валиков швавнутри трубчатых изделий длиной до 1200 мм, атакже исключения трудоемкой механической об-работки корневой части шва при сварке, которуювыполняют с внешней стороны изделия, разрабо-тана система преломления электронного пучка на90°, работающая по принципу воздействия наэлектронный пучок неоднородным магнитным по-лем путем изменения постоянного тока в катушкеэлектромагнита. Как показано на рис. 1, поворот-ную систему устанавливают на торцевой повер-

5/2012 45

хности электронно-лучевой пушки. Она состоитиз полой трубы требуемых диаметра и длины, атакже водоохлаждаемой электромагнитной пово-ротной системы. Положение в пространстве по-воротной системы выбирается таким образом,чтобы после преломления на 90° электронный пу-чок следовал строго вертикально вниз. Получениеизображения стыка и обратного валика внутритрубчатых изделий, а также наведение электрон-ного пучка выполняются с помощью отклоняю-щей системы, установленной перед поворотнымэлектромагнитом, датчика вторично-эмиссионно-го сигнала и системы РАСТР. Отклоняющая сис-тема основной электронно-лучевой пушки при ра-боте системы преломления электронно-лучевогопучка на 90° отсоединяется от системы РАСТР, ееиспользуют для юстировки электронного пучка иего установки в промежутке между полюсными на-конечниками электромагнита. Экспериментальноопределено, что конструкция системы преломленияэлектронного пучка на 90° обеспечивает надежнуюи долговременную работу при токе пучка Iп == 0…100 мА.

Ремонт и косметическое заглаживание линей-ных обратных валиков выполняли на пушке с оп-тикой 500 мА внутри трубчатых изделий прямо-угольной формы длиной до 1200 мм, изготовлен-ных из титанового сплава ВТ20, при перемещениисистемы преломления электронного пучка на 90°вдоль обратного валика. Выбор материала изделияобусловлен неравномерным формированием об-ратного валика шва с подрезами по краям, осо-бенно характерными при сквозном проплавленииэлектронным пучком титановых сплавов толщи-ной более 6 мм [3].

Выбор оптимальных параметров (тока пучкаIп, скорости сварки vсв, тока фокусировки Iф ирабочего расстояния lраб от среза системы пре-ломления электронного пучка на 90° до изделия)процесса электронно-лучевого заглаживания и ре-монта осуществляли путем выполнения ряда

проплавлений на сплошном образце титановогосплава ВТ20 толщиной 17 мм.

После проплавления на рабочем расстоянииlраб = 100 мм и приготовления поперечных мак-рошлифов получена экспериментальная зависи-мость глубины hпр = f(Iп) и ширины проплавленияна поверхности образца В = f(Iп) от значения токапучка в диапазоне Iп = 10…100 мА при скоростисварки vсв = 3, 6 и 10 мм/с. Как показано на рис. 2,при vсв = 6 мм/с и Iп = 20 мА глубина проплав-ления hпр ≅ 2,5 мм, а ширина В ≅ 5,3 мм. Такойрежим рекомендован для косметического загла-живания обратного валика шва шириной 1…3 мм.При выполнении ремонта по устранению илиуменьшению неравномерности формирования об-ратного валика по длине, а также небольших кра-теров достаточно повысить ток пучка Iп.

В случае протяженных трубчатых изделий пря-моугольной формы при изменении положения об-ратного валика по высоте, т. е. с изменением по-перечного сечения по длине изделия, необходимоопределить значение коэффициента K = Δlраб

⁄ ΔIф.Установлено, что для системы поворота элект-ронного пучка на 90° длиной 1200 мм при изме-нении рабочего расстояния lраб в диапазоне100…200 мм коэффициент K = 20 мм/мА, т. е.ток фокусирующей линзы электронно-лучевойпушки с оптикой 500 мА изменится на ΔIф == 5 мА при изменении рабочего расстояния наΔlраб = 100 мм. Такая слабая зависимость Iф == f(lраб) свидетельствует о том, что в данном слу-чае имеет место длиннофокусная система.

Отработку режимов косметического заглажи-вания обратных валиков швов с применением сис-темы преломления электронного пучка на 90° про-изводили на плоских образцах из титанового спла-ва ВТ20 толщиной 17 мм. Сварные швы и обрат-ные валики предварительно были получены послевыполнения сквозного проплавления на весу безподкладки титановых образцов горизонтальнымэлектронным пучком на скорости сварки vсв == 30 мм/с основной электронно-лучевой пушкой

Рис. 1. 90°-Поворотная система для ремонта и косметическо-го заглаживания обратного валика шва

Рис. 2. Зависимость глубины hпр и ширины В проплавлениясплава ВТ20 от тока пучка при vсв = 3 (1), 6 (2) и 10 (3) мм/спри Uуск = 60 кВ, lраб = 100 мм

46 5/2012

установки КЛ-138 без системы преломления элек-тронного пучка на 90° поворота при движениипушки в горизонтальной плоскости [4]. Путем из-менения амплитуды поперечных колебаний элек-тронного пучка по пилообразному закону удалосьсформировать бездефектные лицевые валики шваи обратные валики с небольшими подрезами ибез подрезов шириной 1,2…2,0 мм и высотой0,5…0,8 мм. Как показано на рис. 3, косметичес-кий проход по обратным валикам швов шириной1,2 мм (рис. 3, а, в) и 1,8 мм (рис. 3, б, г) наподобранном режиме (Uуск = 60 кВ, Iп = 20 мА,vсв = 6 мм/с, lраб = 100 мм) позволил сформиро-вать корневую часть шва с плавными переходамиот основного металла ко шву, получить гладкуюповерхность без капель расплавленного металлаи устранить небольшие подрезы глубиной до0,15 мм. Высота обоих обратных валиков умень-шилась и составила не более 0,4 мм, а глубинапроплавления со стороны корня шва — 2,5 мм,что согласуется с результатами, приведенными нарис. 2.

Полученные результаты реализованы прикосметическом заглаживании обратного ва-лика шва на протяженном трубчатом из-делии прямоугольной формы сложной кон-фигурации с расположением обратного ва-лика на нижней поверхности. При движениисистемы поворота электронного пучка на 90°вдоль обратного валика lраб = 100…250 мм.При составлении компьютерной программыуправления косметическим заглаживаниемвсе параметры электронного пучка сохраня-ются постоянными, кроме тока фокусировкиIф. Такой прием позволил получить практи-чески постоянную ширину проплавления повсей длине изделия, которая составила B ≅≅ 5,3 мм.

Исследования по косметическому загла-живанию линейных обратных валиков швав полной мере могут быть применены приЭЛС со сквозным проплавлением поворот-ных стыков протяженных трубчатых изде-лий круглой формы. В этом случае задачазаглаживания упрощается, так как рабочеерасстояние сохраняется постоянным. Привыполнении ЭЛС протяженных изделий из

тугоплавких материалов с глубиной проплавленияhпр ≤ 6 мм, например, таких, как волноводы и ре-зонаторы [5], применение системы преломленияэлектронного пучка на 90° является единственновозможным вариантом косметического заглажи-вания обратного валика шва с образованием глад-кой поверхности без подрезов.

1. Боровик В. М., Фролов О. В., Шубин Ф. В. Оплавлениевнутренней поверхности цилиндрических образцов отк-лоненным пучком // Материалы XI Всесоз. науч.-техн.конф. по электронно-лучевой сварке ( г. Николаев, 1–3окт. 1991 г.). — Л.: Судостроение, 1991. — С. 73–74.

2. Назаренко О. К. Сокращение времени откачки крупнога-баритных вакуумных камер электронно-лучевых свароч-ных установок // Автомат. сварка. — 2008. — № 3. —С. 54–55.

3. Нудельман Я. Б., Задерий Б. А. Формирование швов приэлектронно-лучевой сварке сплавов титана толщиной до25 мм // Там же. — 1988. — № 5. — С. 29–30.

4. Кравчук Л. А. Устранение подрезов при ЭЛС со сквоз-ным и несквозным проплавлением // Там же. — 2010. —№ 6. — С. 26–29.

5. Жданевич М. Л. Деформации резонаторов при электронно-лучевой сварке // Тез. докл. Всесоюз. науч.-техн. конф.«Электроннолучевая сварка в машиностроении» (г. Нико-лаев сент. 1989 г.). — Николаев, 1989. — С. 41–42.

Given are hardware and technological solutions for cosmetic smoothing and repair of linear back beads of up to 1200mm long welds inside extended position tubular parts of a rectangular shape obtained by using the system for refractionof the electron beam by 90o. Parameters of electron beam smoothing for titanium alloy VT20 were determined, providingformation of a smooth transition from the base metal to weld, smooth surface of molten metal and elimination ofundercuts down to 0.15 mm deep.

Рис. 3. Макроструктура (×27,5) сварных соединений сплава ВТ20 иформирование обратных валиков шва шириной 1,2 (I) и 1,8 мм (II) до(а, б) и после (в, г) их косметического заглаживания

5/2012 47

УДК 621.791:669.14:018.-2

РАЗВИТИЕ ПОВЕРХНОСТНОГО ТРЕЩИНОПОДОБНОГОДЕФЕКТА В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ СТАЛИ 06ГБ-390

ПРИ ЦИКЛИЧЕСКОМ НАГРУЖЕНИИА. Ю. БАРВИНКО, канд. техн. наук, В. В. КНЫШ, д-р техн. наук, Ю. П. БАРВИНКО, канд. техн. наук,

А. Н. ЯШНИК, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Приведены результаты экспериментальных исследований развития поверхностного трещиноподобного дефекта всварном стыковом соединении на плоских образцах стали 06ГБ-390 в условиях циклического нагружения дообразования сквозной трещины. Применительно к расчетным поясам стенки резервуаров для хранения нефтиустановлена зависимость подрастания в вертикальных стыковых сварных соединениях стенки поверхностноготрещиноподобного дефекта от количества циклов нагружения. Показано, что применение листового проката изстали 06ГБ-390 для расчетных поясов стенки резервуаров существенно повышает безопасность их эксплуатациипри наличии поверхностных дефектов в сварных соединениях.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая сварка, стыковые сварныесоединения, поверхностный трещиноподобный дефект, цик-лическое нагружение, зарождение усталостной трещины,развитие трещины, толщина стенки резервуара

Эксплуатация резервуаров для хранения нефти содной и двумя стенками (основной и защитной)предусматривает ежедневный визуальный осмотрих поверхностей с констатацией факта наличияили отсутствия на них визуально обнаруживаемыхповерхностных трещин или нефтяных пятен отпросачивающейся через сквозные трещины неф-ти. Появление следов нефти на поверхности стен-ки является результатом конечного этапа развитияповерхностного или внутреннего трещиноподоб-ного дефекта. Поверхностная трещина после под-растания и выхода на противоположную повер-хность стенки резервуара является наиболееопасным дефектом. Поэтому определение коли-чества циклов слива–налива нефти в резервуарпри принятом режиме его эксплуатации, что при-водит к образованию сквозной трещины, являетсяактуальной задачей как для обычных резервуаровс одной стенкой, так и для двустенных. Уста-новленная циклическая долговечность сварныхсоединений стенок резервуаров с рассматривае-мым поверхностным дефектом позволяет уточ-нить время их ремонта и предотвратить даль-нейшее развитие сквозной трещины. Исследова-ния циклической долговечности подрастания по-верхностной трещины, включая ее выход на про-тивоположную поверхность образца, являетсяпервым этапом. Они продиктованы применениемв последние годы для резервуаров вместимостьюV = 50…75 тыс. м3 новых сталей класса прочностиС440, С390 и С350 [1], которые отличаются отрекомендуемых нормативным документом [2, 3]

низким содержанием углерода и серы, а такжемеханическими свойствами (пластичностью, хла-достойкостью, КСV), значительно превышающи-ми существующие требования [2, 3].

Отметим, что в нормативных документах [2,3] в числе рекомендуемых для стенок резервуаровсталей фактически не представлены стали классаС390 c толщиной 10…30 мм, требуемой ударнойвязкостью КСV ≥ 50 Дж/см2 при температуре T == –20…40 °С. Эту нишу заполняют стали новогопоколения 06ГБ-390 и 09Г2СЮч-У [1, 4] (далеев марке стали 06ГБ-390 класс прочности будетопускаться). Листовой прокат из стали 06ГБ ус-пешно прошел апробацию при строительстве че-тырех резервуаров вместимостью V = 50 тыс. м3

на ЛПДС «Мозырь» (Республика Беларусь). Стальтолщиной 8…50 мм имеет КСV > 118 Дж/см2 приT = +20…–40 °С [1]. Температура T = –40 °С яв-ляется минимальной расчетной для всех странСНГ и Европы. Поскольку результаты испытанийобразцов при T = +20 и –40 °С находятся на вер-хнем участке кривой зависимости КСV от темпе-ратуры испытаний, то данные, полученные приT = +20 °С, распространяются на все верхнее пла-то этой кривой.

На рис. 1 представлены схема и размеры ис-пытуемых образцов сварных соединений с тре-щиноподобным надрезом. Технология сварки лис-тового проката стали 06ГБ, разработанная ИЭСим. Е. О. Патона, обеспечивает равнопрочностьсварного соединения с основным металлом [5].Поперечный стыковой шов имел полное проплав-ление по толщине. Механические свойства лис-тового проката стали 06ГБ, полученные на трехобразцах, следующие: толщина δ = 20 мм; пределтекучести σт = 387,4 МПа/мм2; временное сопро-

48 5/2012

тивление σв = 477,9 МПа/мм2; относительноеудлинение δ5 = 35,6 %; относительное сужениеψz = 79,6 %; ударная вязкость КСV–40 == 232 Дж/см2; σт/σв = 0,81.

При испытании сварных соединений на ста-тический разрыв разрушения происходили поосновному металлу. По линии сплавленияКСV–40 металла сварного соединения составляла341,1 Дж/см2 (среднее по трем образцам).

Надрез в сварных образцах наносили полинии сплавления фрезой с радиусом закруг-ления r = 0,25 мм, глубина его составляла6 мм, а длина — 39 мм (рис. 1). Всего испы-тано девять образцов, семь — из стали 06ГБ. Трииз них перед испытанием подвергали предвари-тельному растяжению до получения остаточнойдеформации δост = 0,8…1,0 %. Для сравнениядва образца изготовили из стали 09Г2С-12 с со-держанием 0,01 мас. %S и 0,013 мас. % P.

Образцы испытывали при гармоническомциклическом нагружении Pцикл на пульсатореЦДМ-200пу с частотой 5 Гц. Максимальное нап-ряжение цикла составляло σmах = 2/3σт, что со-ответствует значениям максимальных кольцевыхнапряжений в стенке резервуара, а минимальное— σmin = = 0,1σmаx. Поперечное сечение образцовиз стали 06ГБ принято 160×20 мм, а из стали09Г2С-12 — 160×16 мм. Размеры образцов и мак-симальные напряжения при циклическом нагру-жении позволяли проводить испытание на трещи-ностойкость сварных соединений с развитием по-верхностного трещиноподобного надреза в усло-виях плоского деформированного состояния до об-разования на противоположной поверхности образ-ца сквозной трещины и ее развития до длины l =2а (30…40 мм). Принятые размеры начального над-

реза близки к визуально выявляемым трещинамв вертикальных сварных соединениях стенки ре-зервуаров вместимостью V = 10, 20 и 50 тыс. м3.На первом этапе испытаний определяли количествоциклов нагружения, отвечающее моменту образо-вания усталостной трещины по всему фронту над-реза, и выявляли последовательность процесса ееразвития от надреза до выхода на противоположнуюповерхность образца. Схема образования сквознойтрещины приведена на рис. 2. Результаты испыта-ний образцов представлены в таблице.

На четырех образцах, которые испытывали безпредварительного растяжения, среднее количест-во циклов до зарождения трещины по всей длиненадреза составило 14,5 тыс. Испытание двух об-разцов (№ 6, 7) при начальной остаточной дефор-мации растяжения δост = 0,8…1,0 % показало уве-

Рис. 1. Схема (а) и размеры (б) образцов сварных соединенийстали 06ГБ для испытания на циклическую трещиностойкость: 1— надрез по линии сплавления в ЗТВ; 2 — усиление шва снято сдвух сторон

Результаты испытаний образцов с начальным поверхностным надрезом по линии сплавления ЗТВ сварного соеди-нения сталей 06ГБ и 09Г2С-12

№ об-разца

Маркастали

Состояниесварного

соединения

Количество цик-лов к моментузарождения тре-щины по всемуфронту надреза,

тыс.

Начальнаядлина трещи-ны на поверх-ности образ-

ца, мм

Количество цик-лов от зарождениятрещины по всемуфронту надрезадо образования

сквознойтрещины, тыс.

Длина трещины состороны надрезапри образованиисквозной трещи-

ны, мм

Длина сквознойтрещины при выхо-де ее на противопо-ложную поверх-

ность, мм

1 06ГБ После сварки в сво-бодном состоянии

16,9 42 13,4 59 15

2 12,6 40 10,0 56 10

3 14,2 42 12,8 56 10

4 14,2 40 10,0 57 10

5 06ГБ Предварительноеудлинение образцадо 0,8…1,0 %при остаточнойдеформации

9,9 40 7,9 59 10

6 20,0 40 7,2 59 10

7 18,2 41 10,9 58 11

8 09Г2С-12 После сварки в сво-бодном состоянии

20,4 41 13,6 54 12

9 49,2 41 13,3 49 8

5/2012 49

личение количества циклов до зарождения тре-щины по всему фронту надреза почти на 30 %.Такой результат получен вследствие уменьшенияостроты надреза при предварительном растя-жении образцов до их пластического деформиро-вания. Подрастание трещины на образце № 5 мож-но рассматривать как результат отклонения над-реза от линии сплавления или отсутствия четкойлинии сплавления по толщине образца. После об-разования на образцах по всему фронту надрезаусталостной трещины коэффициент концент-рации напряжений в их вершинах стал одинако-вым. В этих условиях количество циклов нагру-жений у образцов № 1–7 до выхода усталостнойтрещины на противоположную поверхность об-разца (с учетом разброса) фактически было оди-наковым и составляло в среднем N = 10,3 тыс.Одинаковую длину на всех образцах имеют тре-щины на поверхности надреза и на противопо-ложной стороне. Процесс образования усталост-ной трещины и ее подрастание до выхода на про-тивоположную поверхность хорошо иллюстриру-ет рис. 3. Симметрия излома нарушена наличиемдефекта в шве (несплавление с правой стороны).На рис. 3 видно, что вначале усталостная трещинаобразуется глубиной около 5 мм по всему фронтунадреза, а затем она развивается по толщине об-разца с выходом на противоположную его повер-хность (ее начальная длина составляет 10...5 мм).

Результаты испытания образцов из стали09Г2С-12 подтвердили известные данные о том,что стали с развитой площадкой текучести имеютвысокую сопротивляемость против зарождения иразвития усталостных трещин [6, 7]. Однако низ-кая хладостойкость (по значению ударной вязкос-ти) указанных сталей существенно ограничиваетих использование в конструкциях, работающих вусловиях низкой температуры.

Для практического применения важно знатьколичество циклов нагружения стенки резервуа-ров, время зарождения усталостной трещины от

имеющегося поверхностного трещиноподобногодефекта (надреза) и ее подрастания по толщинеобразца до образования сквозной трещины. Приэтом рассматривали результаты испытания толькообразцов № 1–4, не имеющих смягчения остротынадреза. Среднее количество циклов составило14,5 и 10,3 тыс. Для реальных конструкций оцен-ка полученных на образцах результатов выпол-нена с учетом коэффициента запаса на количествоциклов нагружения. Межгосударственным иссле-довательским комитетом по сосудам давленияданный коэффициент рекомендуется приниматьравным 20 [8]. Тогда реальное циклов нагружениядо образования усталостной трещины составляет725, а до ее подрастания с образованием сквознойтрещины — 515 циклов. Полученные данные по-казывают, что при применении для расчетных по-ясов стенки резервуаров стали 06ГБ и количествециклов нагружения 120 в год (режим эксплуа-тации большинства резервуарных нефтепарков)зарождение усталостной трещины от имеющегосяна поверхности стенки поверхностного острогонадреза длиной 40 мм можно ожидать через 6лет. Процесс перехода образовавшейся усталост-ной трещины в сквозную при толщине стенки ре-зервуара 20 мм происходит за четыре года экс-плуатации. Полученные данные хорошо согласу-ются с нормативным документом [9], по которомупредусмотрено выполнять частичное обследова-ние новых резервуаров через пять лет (после 20лет эксплуатации — через четыре года) и полноеобследование соответственно через десять и во-семь лет. Такие сроки позволяют при частичномобследовании визуально определить наличие об-разовавшегося на стенке поверхностного дефекта,а в случае развития из него усталостной трещинывыявить ее ультразвуковым контролем при пол-ном очередном обследовании резервуара.

Таким образом, представленные результатыдают оценку только процесса зарождения уста-лостной трещины от поверхностного дефекта иее подрастания по толщине образцов до выходана противоположную его поверхность. Однако за-рождение усталостной трещины может быть и отвнутренних трещиноподобных дефектов (несп-лавления по кромкам, различных плоских вклю-чений и пр.) или поверхностного дефекта, распо-ложенного на внутренней поверхности стенки ре-

Рис. 2. Схема образования начальной трещины от надреза иее подрастание до сквозной трещины с выходом на противо-положную поверхность образца: 1 — начальная сквознаятрещина; 2 — исходный надрез; 3 — длина трещиноподоб-ного механического надреза; 4 — длина исходной трещины;5 — длина трещины при ее подрастании до сквозной тре-щины

Рис. 3. Вид поверхности усталостной сквозной трещины (об-разец № 1)

50 5/2012

зервуара. В этом случае поверхностная трещинапроявит себя уже на стадии сквозной. Эта частьисследований является вторым этапом работы, вкоторой будет изучен процесс развития сквознойусталостной трещины на начальном участке ди-аграммы усталостного развития [8] по линиисплав- ления сварного соединения стали 06ГБ тол-щиной 20 мм применительно к стенке резервуа-ров для хранения нефти. Результаты этихисследований будут опубликованы в одном изпоследующих номеров журнала.

Выводы1. Сварные стыковые соединения листового про-ката стали 06ГБ применительно к стенке резер-вуаров для хранения нефти имеют высокую стой-кость против развития от поверхностных острыхдефектов усталостной трещины в направлениитолщины листа при циклическом нагружении вусловиях плоской деформации.

2. Принятые в нормативных документах срокичастичного и полного обследования резервуаров изстали 06ГБ позволяют выявлять на их стенках по-верхностные острые дефекты до зарождения от нихусталостной трещины, а в случае ее зарождения

принимать необходимые меры безопасности иустранять выявленные дефекты.

1. ТУ У 27.1-05418923-085:2008. Прокат листовой сварива-емый из качественной стали классов прочности 355–590для машиностроения. — Введ. 28.12.2006.

2. ГОСТ 31385–2008. Резервуары вертикальные цилиндри-ческие стальные для нефти и нефтепродуктов. Общиетехнические условия. — Введ. 02.06.2009.

3. ПБ 03-605–03. Правила устройства вертикальных цилин-дрических резервуаров для нефти и нефтепродуктов. —Введ. 09.06.2003.

4. ТУ 14-1-5065–2006. Изменения № 1. Прокат толстолис-товой из низколегированной стали марок 09Г2СЮч,09Г2СЮч-У, 09ХГ2СЮч и 09ХГ2СЮс-У. — Введ.27.12.2011.

5. Хладостойкость и сопротивляемость слоистому разру-шению сварных соединений стали 06ГБ-390 / В. Д. Поз-няков, А. Ю. Барвинко, Ю. П. Барвинко и др. // Автомат.сварка. — 2012. — № 3. — С. 45–49.

6. Новиков В. И., Гиренко В. С., Бернацкий А. В. Анизотропиясвойств металлопроката и работоспособность сварных кон-струкций // Там же. — 1985. — № 12. — С. 13–19.

7. Никифорчин Г. Н., Студент А. З. Использование нели-нейной механики разрушения для оценки сопротивленияросту коррозионных трещин // Методы и средства оцен-ки трещиностойкости конструкционных материалов: Сб.науч. тр. — Киев: Наук. думка, 1981. — С. 258–262.

8. Никольс Р. В. Конструирование и технология изготовле-ния сосудов давления. — М.: Машиностроение, 1975. —464 с.

9. ДСТУ-Н Б А.3.1-10:2008. Настанова з проведеннятехнічного діагностування вертикальних сталевих резер-вуарів. — Чинний з 2009 р.

The paper presents results of experimental studies on development of a surface crack-like defect in a butt welded jointon flat specimens of steel 06GB-390 under cyclic loading conditions to formation of a through crack. The dependenceof growth of the surface crack-like defect in vertical butt joints on the loading cycle quantity was established for designrings on oil storage tank walls. It is shown that in the presence of surface defects in the welded joints the use of rolledplates of steel 06GB-390 for the design rings of the tank walls provides a substantial improvement of their operationalsafety.

Поступила в редакцию 21.02.2012,в окончательном варианте 05.03.2012

Научно-техническая конференция«СОВРЕМЕННЫЕ ПРОБЛЕМЫ МЕТАЛЛУРГИИ,

ТЕХНОЛОГИИ СВАРКИ И НАПЛАВКИСТАЛЕЙ И ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ»

К 100-летию со дня рождения засл. деятеля науки и техники,проф. Д. М. Рабкина и д-ра техн. наук, проф. И. И. Фрумина

25-26 октября 2012 г. Киев ИЭС им. Е. О. Патона

Организаторы конференции: Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, Общество сварщиков Украины

Контакты: (044) 200 54 06; 200 63 57; 200 24 66; 200 82 77E-mail: office@paton.kiev.ua; tzu@e-mail.ua

5/2012 51

УДК 621.791.75.03

СПОСОБ ИЗГОТОВЛЕНИЯ КРУПНОГАБАРИТНЫХКОВАНО-ЛИТЫХ ЗАГОТОВОКЭЛЕКТРОШЛАКОВОЙ СВАРКОЙ

А. И. ВОЛОШИН, К. П. ШАПОВАЛОВ, В. А. БЕЛИНСКИЙ, С. Н. ЛИТВИНЕНКО, инженеры(ПАО «НКМЗ», г. Краматорск),

академик НАН Украины К. А. ЮЩЕНКО, И. И. ЛЫЧКО, канд. техн. наук, С. М. КОЗУЛИН, инж.(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Приведены результаты освоения новой технологии получения комбинированных биметаллических деталей с исполь-зованием электрошлаковой сварки плавящимся мундштуком швами усложненной конфигурации.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электрошлаковая сварка, комбини-рованная биметаллическая заготовка, плавящийся мунд-штук, стыки и швы П-образной формы

Создание современных машин и агрегатов куз-нечно-прессового, прокатного и энергетическогооборудования неразрывно связано с производс-твом крупногабаритных монолитных заготовокмассой до 300 т и более. На современном этапев основном это решается двумя путями: первый —использование соответствующих мощностей ста-леплавильного, кузнечно-прессового и литейногопроизводства, позволяющих получать крупнога-баритные заготовки; второй — укрупнение заго-товок с помощью сварки.

На Новокраматорском машиностроительномзаводе (НКМЗ) решения о выборе способа полу-чения заготовок принимают инженерные службына основании анализа конструктивных, техноло-гических и экономических аспектов проблемы,при этом целью является минимизация затрат иобеспечение требуемого качества изделия. С уче-том этого на заводе созданы технологические воз-можности для использования электрошлаковойсварки прямоугольных сечений размером5000×6000 мм и автоматической сварки под слоемфлюса цилиндрических изделий диаметром до4000 мм с толщиной стенки до 500 мм [1].

При прочностных расчетах и проверке рабо-тоспособности конструкции (эти процедуры наНКМЗ выполняются с использованием програм-

мных средств ABAQUS, SIMULATION и COS-MOS-MOTION) становится понятным, что не всяконструкция нагружается равномерно. Экономи-чески нецелесообразно назначать материал длявсей детали, ориентируясь на напряженное сос-тояние в максимально нагруженных местах. Же-лательно обеспечивать требуемые механическиесвойства материала в отдельных частях детали,минимизируя при этом излишние запасы проч-ности, а следовательно, излишние затраты.

В настоящее время на НКМЗ эта задача реша-ется путем создания комбинированных биметал-лических крупногабаритных изделий. Использо-вание кованых вставок из легированных сталей вмаксимально нагруженных местах детали, изго-товленной из нелегированного стального литья,способствует значительному снижению издержекна производство качественных заготовок, умень-шению себестоимости и повышению конкурен-тоспособности продукции.

Примером может служить ковано-литая конс-трукция шабота штамповочного молота, в котороймаксимальный уровень напряжений возникаетпод действием рабочей нагрузки в средней зонешабота.

При разработке конструкции шабота было при-нято решение изготовить его биметаллическим,скомбинировав кованую среднюю часть из сталиИЦ-1А (аналог сталь 16ГНМА) с литыми боко-винами из стали 30Л. Химический состав и ме-

Та б л и ц а 1. Химический состав материалов, используемых при изготовлении шабота, мас. %Материал шабота C Si Mn Ni P S Mo Cr

Сталь 30Л(ГОСТ 977–75)

0,27…0,35 0,20…0,52 0,40…0,90 — ≤ 0,04 ≤ 0,04 — ≤ 0,3

Сталь ИЦ-1А(сталь 16ГНМАГОСТ 2246–80)

0,12…0,18 0,17…0,37 0,80…1,10 1,0…1,3 ≤ 0,04 ≤ 0,04 0,40…0,55 ≤ 0,3

52 5/2012

. 1 2.

, - ( ) -

( . 1). -

-, - ( . 2) -

. - , - -

( . 3) -

. . . ,

- [1] -

[2] - - -

2. , - (T = 20 ° )

, , , % , % U,/ 2

30 480 260 17 30 350

-1 560 400 21 60 1200

. 1. :1 — ( 30 ); 2 — -

. 2. -

. 3. - 20 2

5/2012 53

— GS-45( 25 ) -

420 680 2590 20 2 , - ( . 4).

- , . 5, , -

( . 5) 1100 . - -

, -, -

( . 6) ,

-, . -

. . . -

1. « - » /

. . , . . , . . . // . . — 2002. — 2. — . 50–52.

2. / . . . -. — .: , 1980. — 511 .

Given are the results of application of a new technology for production of combined bimetal parts by using consumable-nozzleelectroslag welding with the complicated-configuration welds.

15.03.2012

. 4. , -

. 5. ( ) ( ): 1 — ; 2 —

; 3 — ( ); 4 — - ; 5 — ; 6 —

; 7 —

. 6. -

54 5/2012

3 февраля 2012 г. в Нижнем Тагиле состоялся научно-практический семинар, посвя-щенный 90-летию д-ра техн. наук, проф. М. И. Разикова (1922–1975) — известного

ученого в области сварки и наплавки, много лет проработавшего заведующим кафед-рой сварки Уральского политехнического института. Михаил Иванович был также

организатором и первым руководителем отраслевой лаборатории наплавкипри Уральском политехническом институте. В семинаре приняли участие более 80

специалистов и руководителей от 35 предприятий и организаций из 17 городовРоссии и Казахстана, в том числе ряд ведущих горно-металлургических предприятийУральского региона — Нижнетагильского и Челябинского металлургических комбина-тов, Каменск-Уральского и Серовского металлургических заводов, Уралвагонзавода,

Качканарского и Высокогорского ГОКов, Уралмашзавода и др. На семинаре подробноосвещалась тема совершенствования ремонта деталей горно-металлургического

оборудования путем применения плазменной закалки. Доклад д-ра техн. наук В. А. Ко-роткова об опыте применения установки плазменной закалки УДГЗ-200

на различных предприятиях представлен ниже.

От редакции

УДК 621.791.72

ОПЫТ ПРИМЕНЕНИЯ УСТАНОВКИ ПЛАЗМЕННОЙ ЗАКАЛКИУДГЗ-200 НА ПРЕДПРИЯТИЯХ УРАЛЬСКОГО РЕГИОНА

В. А. КОРОТКОВ, д-р техн. наук (НТИ(ф) УрФУ, г. Нижний Тагил, РФ)

Известно, что сжатая дуга (плазма) широко ис-пользуется для сварки, наплавки, нанесения за-щитных покрытий, поверхностной закалки и др.В ООО «Композит» (г. Нижний Тагил) была раз-работана и сертифицирована мобильная установкаУДГЗ-200, позволяющая выполнять плазменнуюзакалку ручным инструментом. Установка имеетдвухкорпусное исполнение массой 20 + 20 кг ипитается от сети 380 В, потребляемая мощность10 кВт. В качестве плазмообразующего и защит-ного газа используется аргон, расход которогосоставляет 20 л/мин. Производительность уста-новки 25…85 см2 обработанной поверхности вминуту. В зависимости от марки обрабатываемойстали твердость закаленного слоя составляет HRC45…65, а его толщина 0,5…1,5 мм. Обработкеподвергаются углеродистые или инструментальныестали, поэтому специальное охлаждение обрабаты-ваемой детали не требуется, что упрощает орга-низацию работ. Необходимая скорость охлажденияобеспечивается теплоотводом в тело детали.

Значительное распространение получила плаз-менная закалка штампов различного назначения.Так, на Уралвагонзаводе применение установкиплазменной закалки УДГЗ-200 позволило увели-чить твердость рабочих кромок вырубных штам-пов из стали 5ХВ2С до HRC 61, из сталей 5ХНМ

и 7Х3 до HRC 64 и из стали У8 до HRC 58. Врезультате плазменной обработки стойкость шта-мпов увеличилась примерно в 2,7 раза. Матрицадля вырезки донышка ресивера после плазменнойзакалки приведена на рис. 1. Видимые цвета по-бежалости, обычно появляющиеся при нагревеметалла, не приводят к ухудшению параметровшероховатости поверхности.

На Челябинском трубопрокатном заводе про-водится плазменная закалка чугунных штампов(вкладышей) для формовки труб большого диа-метра (рис. 2). Ранее на заводе применяли газоп-ламенную закалку этих штампов. Применениеплазменной закалки ручным инструментом вза-мен газопламенной закалки увеличило твердостьэтих штампов с HRC 50 до HRC 60. В результатепримерно в 3 раза увеличилась их стойкость.

В корпорации ВСМПО-АВИСМА полученыположительные результаты от применения плаз-менной закалки на многотонных штампах из стали5ХНМ. Для более высокой твердости и износос-тойкости отпуск этих штампов после закалки спечного нагрева проводили при пониженной тем-пературе, но это повлияло на прочность штампов— они начали раскалываться. Поверхностнаяплазменная закалка без понижения твердости иизносостойкости позволила повысить температу-ру отпуска для предотвращения расколов. К по-

5/2012 55

добному шагу в порядке эксперимента прибеглина Каменск-Уральском металлургическом заводе(рис. 3).

Многие крупные штампы имеют длительныйцикл изготовления с разрезанием на относительно

небольшие части для объемной закалки в печахи последующей трудоемкой подгонкой закален-ных фрагментов в единое целое. На Волжскомавтозаводе провели эксперимент, заменив объем-ную закалку поверхностной плазменной закалкой(рис. 4), что позволило избежать подгонки зака-ленных частей (около 30 % общей трудоемкостиизготовления штампа), поскольку их выполниликак единое целое по чертежным размерам. Штамп,на котором изготовлено более 70 тыс. изделий(задняя балка крыши автомобиля), находится вработоспособном состоянии. При этом трудоем-кость ремонтных «зачисток» за счет сокращенияих частоты и продолжительности уменьшиласьпримерно в 10 раз.

Подобный результат получен также на Горь-ковском автозаводе при опытной закалке матрицштамповки правого и левого переднего автомо-бильного крыла (рис. 5).

На Лискинском заводе монтажных заготовоктри комплекта матриц для изготовления штам-посварных трубных тройников диаметром 530,720, 820 мм (сталь 30ГСЛ) из-за низкой твердостипримерно после 50-ти штамповок пришли в не-годность. Плазменная закалка с последующей за-чисткой поверхностей (рис. 6) позволила восста-новить работоспособность матриц, выдержав тоже количество штамповок (50 шт.), они осталисьпригодными для дальнейшей эксплуатации.

Установка УДГЗ-200 успешно используется дляупрочнения зубчатых и шлицевых зацеплений с мо-дулем m ≥ 6 (рис. 7). Плазменной закалкой упроч-няются зубчатые венцы мельниц, шевронные зубья

Рис. 1. Матрица для вырубки донышка ресивера после плаз-менной закалки

Рис. 2. Плазменная закалка штампа на Челябинском трубо-прокатном заводе

Рис. 3. Штамп сложной формы после плазменной закалки(ООО «КУМЗ»)

Рис. 4. Фрагмент разрезного штампа после плазменной за-калки

Рис. 5. Матрица автомобиля ГАЗ после плазменной закалкиприжимного контура

56 5/2012

и шлицы на валах-шестернях; приводные шестер-ни железнодорожных локомотивов и др. В ре-зультате плазменной обработки срок службы за-цеплений увеличивается в 2…3 раза.

Одним из наиболее изнашиваемых мест на те-лежке грузового вагона является бурт подпятника.Благодаря применению на Уралвагонзаводе плаз-менной закалки бурта твердость (рис. 8) возрослав 2 раза — с НВ 180 до НВ 360, что значительноснизило его износ (с 1000 до 50 мкм/100 тыс. км).

На этом же предприятии имеется опыт плаз-менной закалки транспортирующих рельсов налинии по производству осей железнодорожныхколесных пар. После изготовления 200 тыс. осейэти рельсы износились по высоте на 3,2 мм. Ана-логичные рельсы после плазменной закалки из-носились всего лишь на 0,5 мм при объеме про-изводства 320 тыс. осей. Таким образом, в ре-зультате плазменной закалки износостойкостьрельсов повысилась более чем в 6 раз. В насто-ящее время на Уралвагонзаводе проводятся ме-роприятия по внедрению плазменной закалки в

серийное производство вагонов.Аналогичный результат получен на рельсовых

путях для цеховых передаточных тележек на Че-лябинском трубопрокатном заводе. До примене-ния плазменной закалки рельсы заменялись с час-тотой один-два раза, а на наиболее нагруженныхучастках — до шести раз в квартал. Это создавалобольшую напряженность, так как рельсы былиособого сортамента и поставлялись из Германии.После плазменной закалки в 2006–2007 гг. рельсови колес изнашивание замедлилось в десятки рази замена рельсов была проведена лишь в 2011 г.

На том же заводе выполняли плазменную за-калку крановых рельсов тяжелого типа КР-100.При одинаковом сроке эксплуатации износ зака-ленных рельсов составил около 0,2 мм, незака-ленных — около 2 мм.

Рис. 6. Матрица для формовки трубных тройников большогодиаметра после плазменной закалки

Рис. 7. Плазменная закалка зубьев крупномодульной шес-терни

Рис. 8. Плазменная закалка бурта подпятника вагона и фраг-мент закаленной поверхности

Рис. 9. Бункер пресс-ножниц, футерованный листами послеупрочнения плазменной закалкой

5/2012 57

Рабочие поверхности клетей пильгер-стана длязащиты от быстрого износа покрываются лице-выми планками, которые в течение года эксплу-атации из-за износа заменяются три раза. Приэтом и сама клеть под лицевыми планками изна-шивается до 10 мм и раз в год ее приходитсянаплавлять с последующей фрезеровкой наплав-ленного слоя. После плазменной закалки лицевыхпланок и рабочей поверхности клети износ за-медлился и расход планок и количество наплавокклети сократились в 3 раза. Аналогичный эффект

получен при плазменной закалке футеровочныхлистов бункера пресс-ножниц на металлургичес-ком заводе «Камасталь» (рис. 9).

В настоящее время ООО «Композит» с по-мощью установок УДГЗ-200 в год производитплазменную закалку до 1 тыс. м2 рабочих повер-хностей различных деталей. Эту установку приоб-рели Уралвагонзавод, ВСМПО-АВИСМА, ОРМЕ-ТО-ЮУМЗ, заводы горного оборудования Орска,Бакала, предприятия Казахстана и Украины.

РАЗРАБОТКА И ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИИ СВАРКИРАЗНОРОДНЫХ ТЕПЛОСТОЙКИХ ХРОМИСТЫХ И ЖАРОПРОЧНЫХ

СТАЛЕЙ ДЛЯ ОСНАЩЕНИЯ СОВРЕМЕННЫХ ЭНЕРГОБЛОКОВ

Научно-исследовательская работа по указанной теме была завершена в 2011 г. в Институтеэлектросварки им. Е. О. Патона (рук. темы — канд. техн. наук А. К. Царюк)

Объект исследования — теплоустойчивые и жаропрочные стали с повышенными служебнымисвойствами и их сварное соединение.

Цель исследования — определение физико-металлургических факторов, определяющих фор-мирование структуры и механических свойств соединений теплоустойчивых хромистых мар-тенситных сталей с жаропрочными аустенитными сталями и разработка технологии их сварки.

Методы исследований — спектральный, микрорентгено-спектральный, металлографическийанализы, измерение твердости и микротвердости, испытания механических свойств по ГОСТ6996–66.

В работе показано, что при сварке мартенситной хромистой стали типа 10Х9МФБ с хромонике-левой сталью типа 18-10 аустенитными материалами в зоне сплавления имеет место структур-ная и химическая неоднородности, которые проявляются в образовании мягких обезуглероженныхпрослоек структурно свободного феррита в ЗТВ стали 10Х9МФБ. Размер этой зоны уменьшаетсяпри снижении погонной энергии сварки, но полностью избежать ее образования невозможно дажепри сварке на минимальных погонных энергиях.

Предотвратить образование прослойки феррита в ЗТВ стали 10Х9НМФБ можно при наплавкечисто никелевого металла, но при этом невозможно обеспечить необходимые служебные свойствасварного соединения. Установлено, что прослойка феррита не образуется при предварительнойоблицовке стали 10Х9НМФБ мартенситным наплавленным металлом.

В последнее время наряду с традиционной технологией сварки разнородных соединений ма-териалами аустенитного класса все большее распространение приобретает направление, кото-рое предусматривает применение низкоуглеродистого хромистого присадочного металла леги-рованного никелем, молибденом и др.

Для обеспечения прочности зоны сплавления на уровне стали 08Х18Н10Т рекомендована пред-варительная облицовка основного металла материалами, которые обеспечивают наплавленныйметалл типа 05Х6М, а заполнение основного объема шва можно выполнять как мартенситными,так и аустенитными материалами.

Разработана новая шлаковая система фторидно-магниевого оксидного вида, которая обес-печивает снижение содержимого углерода в наплавленном металле до 0,04% при достаточнонизком содержании диффузионного водорода. Разработанные на базе этой системы электродыимеют хорошие сварочно-технологические свойства и обеспечивают оптимальный химическийсостав наплавленного металла и его механические свойства.

58 5/2012

Знаменательные даты

ЛЕГКИЕ СВАРОЧНЫЕ ТРАКТОРЫИЭС им. Е. О. ПАТОНА

65 лет назад в ИЭС им. Е. О. Патона было создано сварочное оборудование нового поколения: разработансамоходный сварочный аппарат САГ-4 и серия специализированных тракторов типа ТС для автома-тической сварки под флюсом. Сварочный трактор ТС-17 поставил рекорд «долгожительства» аппа-ратов для дуговой сварки.

Аппараты для дуговой автоматической сварки подфлюсом с постоянной скоростью подачи элект-родной проволоки, созданные в Институте элек-тросварки в годы войны, получили широкое при-менение при массовом производстве танков, авиа-бомб и другого вооружения.

В мастерских института и на заводах было из-готовлено около 700 подвесных сварочных голо-вок в комплекте со вспомогательным оборудова-нием, перемещающим изделие, или с тележками,перемещающими головки. Послевоенная конвер-сия требовала создания более универсальной ап-паратуры, пригодной для широкой номенклатурыизделий и специализированных сборочно-свароч-ных установок для конвейеров. Основным нап-равлением научно-технического прогресса в об-ласти сварки стало решение задач повышенияпроизводительности и стабильности функциони-рования оборудования, облегчение условий рабо-ты и т. п. Необходимо было разработать аппаратыдля механизированной сварки под флюсом, в томчисле для выполнения относительно короткихшвов, а также устройств для сварки в простран-ственных положениях, отличных от нижнего.

Совершенствование аппаратуры было обус-ловлено необходимостью повышения надежностиподачи флюса, направления конца электрода пооси шва, безотказного возбуждения дуги, поддер-жки в реальном режиме времени без вмешатель-ства оператора параметров ввода энергии в зонусварки. Очень актуальным являлось сохранениепреемственности и унификации узлов и деталейуже зарекомендовавших себя образцов оборудо-вания. Аналогичные задачи решали также свар-щики США, Великобритании, Германии и другихстран.

В ИЭС им. Е. О. Патона при решении этихзадач использовали системный анализ всех сос-тавных частей сварочной техники, изучали опыт,накопленный в машино- и аппаратостроении, атакже специфику процесса сварки. Чтобы снизитьтребуемую квалификацию рабочих, исключитьтрудности при отладке, следовало упростить уп-равление аппаратами.

Сконструированный в 1945 г. в ИЭС порта-тивный трактор ТС-6 (В. Е. Патон) открыл серию

специализированных легких сварочных аппара-тов. Этот трактор по сравнению с головками воен-ного периода был менее громоздким, допускалболее широкий диапазон регулирования по высо-те, углу наклона, радиусу поворота, количествокнопок и ручек управления было сведено к ми-нимуму.

На протяжении 1945–1947 гг. в ИЭС им. Е. О.Патона была разработана серия специализирован-ных тракторов ТС-11 и ТС-12 (для сварки сты-ковых швов соответственно с обработкой и безобработки кромок), ТС-13 (для сварки угловыхсоединений «в лодочку»), которые при токах600…1000 А обеспечивали скорость сварки от 22до 44 м/ч. Без проволоки и флюса масса тракторов

Строгая приемка модели трактора ТС-6

ТС-17 на полевом стане газопровода Дашава – Киев

5/2012 59

составляла около 40 кг. Однако для многих об-ластей производства необходим был универсаль-ный портативный переносной аппарат для дуго-вой автоматической сварки под флюсом. В 1947г. В. Е. Патоном был создан трактор ТС-17 длясварки стыковых и угловых швов. В этом аппаратеудалось оптимально совместить сравнительно не-большие размеры и массу (42 кг) с простотой вэксплуатации. Копирующим элементом трактораслужит сам аппарат, в котором в зависимости оттипа сварного соединения передние или задниеколеса заменяют клинообразными роликами. Нес-колько вариантов настройки трактора делают егоуниверсальным, в том числе он позволяет выпол-нять сварку круговых швов внутри сосудов.

Трактор типа ТС-17 быстро завоевал популяр-ность во многих отраслях промышленности и эк-

сплуатировался несколько десятилетий. Более то-го, стал прототипом для гаммы средств механи-зации сварочного производства. На его основе, снебольшими переработками, были разработаныаппараты для дуговой сварки тонкой проволокой,сварки алюминия по слою флюса, плазменно-ду-говой сварки (А-1044, А-1054), однодуговой свар-ки стыковых соединений листового материала заодин проход на скользящей водоохлаждаемоймедной подкладке с одновременным формирова-нием обратной стороны шва (ТС-32 и ТС-44) идр. Трактор ТС-17 и его модификации не имелианалогов за рубежом и до сих пор считаются од-ними из лучших в мире.

В то же время в СССР продолжалась работанад сварочными головками, в основном для ста-ционарных станков и установок. В ИЭС им. Е. О.Патона в 1947 г. были разработаны самоходные,перемещающиеся по рельсам на тележках головкиСАМ, а потом УСА-2, которые выпускали мас-терские института и завод «Искра». Стремясь ктипизации и унификации сварочного оборудова-ния, коллектив конструкторов ИЭС им. Е. О. Па-тона (П. И. Севбо, В. Е. Патон и др.) скон-струировал головку АБС с постоянной скоростьюподачи электродной проволоки. На основе узловэтого аппарата была создана серия унифициро-ванных аппаратов, в том числе головки А-348,А-639 и др. Сварочная головка АБС и ее «про-изводные», выпускавшиеся несколько десятиле-тий, эксплуатируются и сегодня.

А. Н. Корниенко, д-р ист. наук

ТС-17 на потоке

ИССЛЕДОВАНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ УСТАЛОСТИСВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ,

ВЫПОЛНЕННЫХ СОВРЕМЕННЫМИ СПОСОБАМИ СВАРКИНаучно-исследовательская работа по указанной теме была завершена в 2011 г. в Институте элек-

тросварки им. Е. О. Патона (рук. темы — чл.-кор. НАНУ В. И. Кирьян)

Дана количественная оценка факторов (концентрация напряжений, остаточные напряжения и др.),обусловленных технологическими процессами современных способов сварки тонколистовых алю-миниевых сплавов (плавящимся и неплавящимся электродами, трением с перемешиванием), которыеоказывают влияние на служебные свойства сварных соединений; установлено, что при усталостныхиспытаниях сварных соединений алюминиевых сплавов толщиной 1…3 мм остаточную напряженностьможно моделировать на сравнительно узких (ширина 80…100 мм) образцах; исследовано сопротивлениеусталости сварных соединений для указанных способов сварки; установлены оптимальные режимывысокочастотной механической проковки (ВМП) сварных соединений тонколистовых алюминиевыхсплавов для повышения их сопротивления усталости, приблизив его к уровню основного металла; до-казано, что ВМП является эффективным методом снижения концентрации напряжений, обусловленнойне только выпуклостью сварного шва, но и угловой деформацией; проведенные исследования показалиперспективность расширения диапазона толщин алюминиевых сплавов различных систем легированияот 1 до 3 мм для сварки высокопроизводительной технологией плавящимся электродом (в отличие оттребований ГОСТ 14806–80) при изготовлении конструкций транспортного назначения, работающихв условиях переменного нагружения; получены расчетные значения ограниченных пределов вы-носливости сварных соединений, необходимых при проектировании и оценке ресурса конструкций тран-спортного назначения.

60 5/2012

ДИССЕРТАЦИЯ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИИнститут электросварки им.Е. О. Патона НАН УкраиныО. И. Олейник (ИЭС им. Е. О.Патона НАН Украины) защи-тил 18 апреля 2012 г. канди-датскую диссертацию на тему«Повышение эффективности ибезопасности ремонта дуговойсваркой магистральных газоп-роводов в условиях эксплуа-тации».

Диссертационная работа посвящена вопросамповышения эффективности мероприятий, которыеобеспечивают безопасное выполнение дуговойсварки при проведении ремонтных работ на ма-гистральных газопроводах под давлением и рабо-тоспособность отремонтированных участков.

Разработана численная методика оценки рискаотказа дефектных мест магистральных газопро-водов и сформулированы принципы ранжирова-ния повреждений по степени опасности при ре-монте в условиях эксплуатации. Показана прин-ципиальная возможность определения очеред-ности ремонтов на протяжении прогнозируемогосрока как единичных дефектов, так и целых учас-тков магистрального газопровода с большим ко-личеством повреждений. Изучено влияние факто-ров, обеспечивающих безопасность при ремонтесваркой утонений стенок труб. Установлены рас-четные зависимости для определения критичес-ких размеров дефектов в продольном и окружномнаправлениях для различных типоразмеров труб(Ду 1000, 1200, 1400 мм), характеристик материала,

условий эксплуатации (давление 5,5 и 7,5 МПа).Разработаны диаграммы допустимых линейныхразмеров дефектов, которые позволяют опреде-лить минимально необходимый уровень сниже-ния давления в магистрали для гарантированногообеспечения безопасности при выполнении ре-монтных работ. Оценена степень влияния условийсварки и эксплуатации магистралей на риск об-разования холодных трещин в сварных соедине-ниях при ремонте утонений стенок труб. Детальнорассмотрено влияние диффузионного водорода,поступающего в ЗТВ через стенку трубы изнутригазопровода. Показано, что количество этого газане может повлиять на вероятность образованияхолодных трещин. Сформулированы условия,обеспечивающие эффективность применениясварных герметичных муфт различных конструк-ций при ремонте магистральных газопроводов поддавлением. Установлено, что недопущение спон-танного разрушения стенки трубы можно обес-печить за счет регулирования давления в магис-трали на время ремонта и натяга конструкции приее монтаже на трубопровод. Касательно муфт снаполнителем определено, что для обеспечениятребуемого уровня работоспособности конструк-ций наиболее эффективным является увеличениетолщины стенки муфты с одновременным увели-чением ширины шва.

Предложена система методических мероприя-тий, обеспечивающих эффективность и безопас-ность ремонта сваркой при выполнении работ намагистральных газопроводах в условиях эксплуа-тации.

5/2012 61

УДК 621.791.009(100)

IV СПЕЦИАЛИЗИРОВАННАЯ ВЫСТАВКА«МЕТАЛЛ. ОБОРУДОВАНИЕ. ИНСТРУМЕНТ-2012»

22–24 февраля 2012 г. во Львове состоялась IV Спе-циализированная выставка «Металл. Оборудование.Инструмент», организатором которой была компа-ния «ExpoLviv». На выставке были представленыэкспозиции более 60 предприятий-участников, срединих такие ведущие компании Украины, как: ОООАФТ ГРУПП, ООО «Инструмент плюс», ООО «Три-ада-Сварка», ООО «Империя металлов», АГ Галика,ООО «Фрониус Украина», АБПЛАНАЛП Украина,ООО «Хенкель Украина», ООО «Станкоинструмен-тимпорт», ГП «Лиаг Техник Сервис Украина».

В качестве целей организаторы обозначили: ока-зание содействия предприятиям в продвижениипродукции на рынок, расширение хозяйственных иторговых связей, обмен опытом, определение пер-спективных путей развития и объединение усилийв поддержку отечественной промышленности.

Экспозиция выставки была представлена в такихтематических разделах: металлопрокат; оборудова-ние для обработки металла, включая оборудованиедля сварки; металлорежущие станки и оснащение;металлорежущие инструменты; вспомогательноеметаллообрабатывающее оборудование; ручной ин-струмент для слесарных и монтажных работ; элек-троинструмент; приборы контроля качества, анти-коррозионные материалы, метизы, изделия для со-единения и крепления; трубы из черных, цветныхметаллов и сплавов; соединительные элементытруб; арматура; провод, обработка провода.

Традиционно деловая программа выставки быланасыщенной и максимально полезной в коммерчес-ком и информационном плане. В частности, на нейбыли проведены тематические семинары, презен-тации, вызвавшие немалый интерес у посетителей.Так, на семинаре «Диагностика и контроль матери-алов, изделий, элементов конструкций» были пред-ставлены тематические доклады участников о кон-трольно-измерительных инструментах, технологи-ческих способах и оборудовании для диагностикии контроля. В ходе семинара своими достижениямиподелились ведущие специалисты ФМИ им. Г. В.Карпенко НАН Украины (Совет молодых научныхработников), а также представители специализиро-ванных компаний.

Кроме того, компанией ООО «ТендерПро» былапроведена презентация «Новые технологии прове-дения коммерческих электронных закупок товаров

и услуг для предприятий Украины», которая раск-рыла преимущества использования высокотехноло-гического программного продукта, а именно техно-логии TenderPro.

На выставке был представлен практически весьассортимент сварочной продукции известной ком-пании «Фрониус» (Австрия) с возможностью прак-тической демонстрации оборудования в работе.ООО «Триада-Сварка» (г. Запорожье) представилаширокий спектр сварочных материалов. Общениена этих стендах в тесной и дружеской атмосфереспособствовало налаживанию новых деловых кон-тактов.

Проводя параллели с прошлогодней выставкой,следует отметить значительные изменения к луч-шему в совершенствовании вида экспозиций, а так-же условий работы на них.

По мнению участников и организаторов, выставкапрошла на должном уровне. Она стала важным со-бытием как для лидеров отрасли, так и для тех,кто только выходит на рынок и посетил выставкувпервые. Участие в данном мероприятии позволилокомпаниям продемонстрировать свою надежность иустойчивое положения на рынке, поспособствовалопродвижению продукции; при этом личный контактс потенциальными покупателями, поставщикамисыграл немаловажную роль. Подтверждением этомуслужит то, что многие экспоненты отметили поло-жительный эффект от участия и выразили намерениеучаствовать в выставке и в следующем году.

О. А. Рыбакова, инж.

62 5/2012

Справка

НАШИ ПОЗДРАВЛЕНИЯ!

Коллектив Института электросваркиим. Е. О. Патона НАН Украины

и редколлегия журнала «Автоматическаясварка» горячо и сердечно поздравляютИгоря Витальевича Кривцуна с избрани-ем в действительные члены НАН Украиныи Владимира Михайловича Нестеренкова— в члены-корреспонденты НАН Украины.Желаем им доброго здоровья, счастья, новыхдостижений и дальнейших творческих успехов!

И. В. Кривцун окончил физический факультет Киевскогогосударственного университета им. Т. Г. Шевченко; с 1976 г.работает в Институте электросварки им. Е. О. Патона НАНУкраины, с 2004 г. — заведующий отделом физики газовогоразряда и техники плазмы, с 2008 г. — заместитель директорапо научной работе; кандидат физико-математических наук поспециальности «Теоретическая и математическая физика»(1987 г.), доктор технических наук по специальности «Элек-тротермические процессы и установки» (2003 г.), член-коррес-пондент Национальной академии наук Украины по специаль-ности «Материаловедение, сварка металлов» (2006 г.); авторболее 170 научных трудов, в том числе трех монографий исеми патентов.

И. В. Кривцун — широко известный ученый в областифизики газового разряда и теории сварочных процессов,внесший выдающийся вклад в развитие указанных научныхнаправлений. Его основные работы посвящены исследова-нию физических явлений, протекающих в низкотемператур-ной технологической плазме (сварочные дуги, плазменныеструи, оптический и другие виды газового разряда), а такжепроцессов взаимодействия электродуговой плазмы и лазер-ного излучения с обрабатываемым материалом в условияхдуговой, плазменной, лазерной и гибридной сварки, наплав-ки и нанесения покрытий.

Наряду с плодотворной научной деятельностью И. В.Кривцун ведет большую педагогическую и научно-органи-зационную работу. В 2009 г. он стал профессором кафедрылазерной техники и физико-технических технологий НТУУ«КПИ», а с 2010 г. является заведующим этой кафедрой;руководит аспирантурой и докторантурой при Институтеэлектросварки им. Е. О. Патона НАН Украины; им подго-товлены два кандидата и один доктор наук. Он является пос-тоянным членом специализированных советов по защитедиссертаций при НТУУ «КПИ» и при ИЭС им. Е. О. Патона,членом редколлегии журнала «Автоматическая сварка».И. В. Кривцун — действительный член Американского сва-рочного общества (AWS), член Информационного обществапо материалам (ASM International); активно сотрудничает сразличными научно-техническими организациями Германии,России, США, Китая и других стран.

В. М. Нестеренков окончил Брянский институт транспор-тного машиностроения по специальности «Технология и обо-рудование сварочного производства»; с 1973 г. работает вИнституте электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины;в 1980 г. защитил кандидатскую диссертацию, в 2004 г. —докторскую в области электронно-лучевой сварки металловбольшой толщины; в настоящее время ведущий научный сот-рудник, заместитель заведующего отдела исследования фи-зических процессов, технологии и оборудования для элек-тронно-лучевой и лазерной сварки, лауреат Государственнойпремии Украины 2006 г.

В. М. Нестеренков — известный ученый, внесший су-щественный вклад в развитие теоретических основ физико-металлургических процессов при электронно-лучевой сваркеметаллов большой толщины и определение критериев ста-бильного поведения сварочной ванны в разных пространс-твенных положениях. Им исследованы гидродинамическиепроцессы в парогазовых каналах большой глубины, разра-ботаны технологические процессы сварки низколегирован-ных сталей толщиной до 200 мм и высокопрочных алюми-ниевых сплавов толщиной до 300 мм. В. М. Нестеренковпредложил научно обоснованные рекомендации по приме-нению параллельного сканирования луча и пространствен-ной ориентации сварного стыка при электронно-лучевойсварке крупногабаритных изделий ответственного назначе-ния, а также целесообразность модификации металла швовс целью повышения прочности и эксплуатационной надеж-ности соединений. С использованием научных достиженийВ. М. Нестеренкова были выполнены работы по 25 конт-рактам с фирмами «Framatome», «Aerospatiale» (Франция),«Airbus» (Англия), HBC, WBC (Китай) и «K+S Services» и«Alcoa» (США).

Основные положения научных исследований В. М. Нес-теренкова опубликованы в 72 работах, включая 12 авторскихсвидетельств, докладывались и обсуждались на многочис-ленных международных конференциях по электронно-луче-вым технологиям.

5/2012 63

ПРЕЗЕНТАЦИЯ ТЕХНОЛОГИЙ ДУГОВОЙ СВАРКИНЕПОВОРОТНЫХ СТЫКОВ ТРУБ

МАГИСТРАЛЬНЫХ ТРУБОПРОВОДОВ19–20 марта 2012 г. по инициативе ООО «АРКСЭЛ» (г. Донецк), ЗАО НПФ «ИТС» (г. С.-Пе-

тербург), ПАО Электромашиностроительный завод «Фирма СЭЛМА» (г. Симферополь) на тех-нической базе МУАЦ ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины в присутствии представителей ГК«Укртрансгаз», НАК «Нафтогаз Украины» и специалистов научных отделов ИЭС им. Е. О. Патонабыла проведена демонстрация технологий сварки неповоротных стыков труб из стали классапрочности К60 диаметром 1420 мм с толщиной стенки 24 мм с использованием сварочныхпроволок марок ARCSEL-13-O, POWER PIPE 60R, POWER BRIDGE 60M производства ООО«АРКСЭЛ» (рис. 1, 2).

На презентации были продемонстрированы две технологии сварки:I — полуавтоматическая сварка корневого шва проволокой сплошного сечения АРКСЭЛ-13-О

диаметром 1,14 мм в среде CO2 + автоматическая сварка заполняющих и облицовочных слоевшва порошковой проволокой POWER PIPE 60R диаметром 1,2 мм в смеси защитных газов 75 %Ar + 25 % CO2;

II — полуавтоматическая сварка корневого шва металлопорошковой проволокой POWER BRID-GE 60M диаметром 1,0 мм в среде CO2 + автоматическая сварка заполняющих и облицовочныхслоев шва порошковой проволокой Power Pipe 60R диаметром 1,2 мм в смеси защитных газов75 % Ar + 25 % CO2.

Рис. 1 Рис. 2

Рис. 3 Рис. 5 Рис. 4

64 5/2012

Обе технологии предусматривали использование сварочного выпрямителя ВД 506ДК У3, ме-ханизма подачи проволоки ПДГО-511 У3.1 (рис. 3) (полуавтоматическая сварка), сварочныхголовок ВОСХОД (рис. 4) производства завода «Фирма СЭЛМА» (автоматическая сварка).

Сварку производили в соответствии с предварительными технологическими инструкциямипо сварке pWPS 001 и pWPS 002. Подготовка кромок под сварку, сборка и параметры сварногошва представлены на рис. 5. В таблице выше приведены параметры сварки.

Для подтверждения демонстрируемых технологий сварки были представлены результатыранее проведенных механических испытаний образцов сварных соединений труб.

Результаты испытаний образцов подтвердили, что данные технологии обеспечивают меха-нические свойства сварных соединений, удовлетворяющие требованиям нормативной докумен-тации на магистральные трубопроводы. По результатам испытаний Институтом электросваркиим. Е. О. Патона были аттестованы представленные технологии сварки.

№ слоя Кол-вопроходов

Способсварки

Сварочныйток, А

Напряжение надуге, В

Скоростьсварки, мм/с

Погонная энер-гия, кДж/мм

Род тока,полярн.

1 1(корневой) 135 140...160 13,5…15,5 16...20 0,56…0,60

Пост.обратная

2 1 (заполняющий) 136 220...240 20,0…22,5 52...59 0,40…0,44

3, 4 Первые 2 заполн. 136 190...220 20,5…23,0 24...26 0,78…0,94

5, 6, 7, 8 Послед. 8 заполн. 136 190...220 20,5…23,0 24...26 0,78…0,94

9 Облицов. 3 136 220...260 21,0…24,0 23...24 0,97…1,25

Сварочное оборудование: Выпрямитель ВДУ-508У3, ВД 506ДК У3, механизм подачи проволоки ПДГО-511 У3.1, сварочныеголовки ВОСХОД.

5/2012 65

Презентация вызвала значительный интерес у специалистов ГК «Укртрансгаз», НАК «Наф-тогаз Украины», СМФ «Укргазпромстрой», рассматривающих эти технологии как перспективныедля применения при ремонте и строительстве отечественных газопроводов. Во время презен-тации были обсуждены также вопросы обучения и аттестации специалистов сварочного про-изводства для НАК «Нафтогаз Украины» на технической базе Межотраслевого учебного ат-тестационного центра ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины.

М. В. Карасев, генеральный директор НПФ «Инженерный и технологический сервис», г. С.-Петербург,А. М. Микитенко, директор ООО «АРКСЭЛ», г. Донецк,

П. П. Проценко, директор МУАЦ ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины,Н. А. Проценко, вед. инж.-технолог ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины

66 5/2012

5/2012 67

Подписку на журнал «Автоматическая сварка» можно оформить непосредственно черезредакцию или по каталогам подписных агентств «Пресса», «Идея», «Саммит», «Прессцентр»,KSS, «Блицинформ», «Меркурий» (Украина) и «Роспечать», «Пресса России» (Россия).

ПОДПИСКА — 2012 на журнал «Автоматическая сварка»

Украина Россия Страны дальнего зарубежья

на полугодие на год на полугодие на год на полугодие на год

480 грн. 960 грн. 2700 руб. 5400 руб. 90 дол. США 180 дол. США

В стоимость подписки включена доставка заказной бандеролью.

РЕ КЛАМА в ж у р н а л е «Ав т ом а т и ч е с к а я с в а р к а »Реклама публикуется на

обложках и внутренних вклей-ках следующих размеров

• Первая страница обложки(190×190 мм) 700$• Вторая (550$), третья (500$) ичетвертая (600$) страницыобложки (200×290 мм)• Первая, вторая, третья, четвер-тая страницы внутреннейобложки (200×290 мм) 400$• Вклейка А4 (200×290 мм) 340$• Разворот А3 (400×290 мм) 500$• 0,5 А4 (185×130 мм) 170$

Технические требования крекламным материалам

• Размер журнала после обрези200×290 мм

• В рекламных макетах, для текс-та, логотипов и других элементовнеобходимо отступать от краямодуля на 5 мм с целью избе-жания потери части информацииВсе файлы в формате IBM PC• Corell Draw, версия до 10.0• Adobe Photoshop, версия до 7.0• QuarkXPress, версия до 7.0• Изображения в формате TIFF,цветовая модель CMYK, разре-шение 300 dpiСтоимость рекламы и оплата• Цена договорная• По вопросам стоимости разме-щения рекламы, свободной пло-щади и сроков публикации прось-ба обращаться в редакцию

• Оплата в гривнях или рубляхРФ по официальному курсу• Для организаций-резидентовУкраины цена с НДС и налогомна рекламу• Для постоянных партнеров пре-дусмотрена система скидок• Стоимость публикации статьина правах рекламы составляетполовину стоимости рекламнойплощади• Публикуется толькопрофильная реклама (сварка иродственные технологии)• Ответственность за содер-жание рекламных материаловнесет рекламодатель

Подписано к печати 06.04.2012. Формат 60×84/8. Офсетная печать.Усл. печ. л. 9,04. Усл.-отт. 9,84. Уч.-изд. л. 10,24 + 10 цв. вклеек.Печать ООО «Фирма «Эссе».03142, г. Киев, просп. Акад. Вернадского, 34/1.

Контакты:тел./факс: (38044) 200-82-77; 200-54-84E-mail: journal@paton.kiev.ua

Подписка на электронную версию журнала «Автоматическая сварка» на сайте:http://www.rucont.ru.

По подписке доступны выпуски журнала, начиная с 2009 г. в формате *.pdf. Подписка возможна на отдельные выпуски и на весь архив,

включающий все выпуски за 2009–2011 гг. и текущие выпуски 2012 г.Подписка доступна физическим и юридическим лицам.

68 5/2012

Международный научно технический и ... · 2014-01-14 · А....

Documents

Transcript of Международный научно технический и ... · 2014-01-14 · А....

ТОРГОВОЕ ОБОРУДОВАНИЕ и МЕБЕЛЬ

Крановое оборудование Технический каталогpodem-rus.ru/katalogi/Podem-main-rus.pdf1 Podemcrane 50 лет опыта и инноваций 1 Апреля,

Устройство компьютера и периферийное оборудование .

Add your company slogan ” NTZMK.pdf · современное оборудование и инновационные технологии, реализовывать технический

Инструмент и оборудование "КРАТОН"

Лесотаксационные Приборы и Оборудование

SKIOLD...СТАНОЧНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ СТАНОЧНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ SKIOLD ДЛЯ ЭФФЕКТИВНОГО И СОВРЕМЕННОГО РАЗВЕДЕНИЯ

Оборудование и инструмент Бош Модуля

«Технологии и оборудование для строительства и ЖКХ»

Скачать ГОСТ Р 52299-2013 Оборудование и покрытия … · ГОСТ Р 52167—2012 Оборудование и покрытия детских игровых

Человек и технический прогресс (19 век)

Оборудование и алмазный инструмент

Технологические машины и оборудование

Оборудование и технологии BWT

КМР презентация 02...МУЗЫКАЛЬНЫЕ ИНСТРУМЕНТЫ МУЛЬТИМЕДИЙНОЕ ОБОРУДОВАНИЕ ЗВУКОВОЕ И СВЕТОВОЕ ОБОРУДОВАНИЕ

Складское оборудование и тара

Оборудование линий убоя и переработки птицы

ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ И ...scma.ru/Articles/CM_11_16.pdf · 2018-05-23 · ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ

ИНВАСК - Музыкальное оборудование и инструменты ...

Актан - вакуумное и криогенное оборудование