UNDERMATCHING ELVEN VÁLASZTOTT HOZAGANYAG HATÁSÁNAK ELEMZÉSE NAGYSZILÁRDSÁGÚ ACÉLOK HEGESZTÉSEKOR
Mihályfi Tibor G2xMHT 3525 Miskolc Kazinczy Ferenc utca 14. 2/3.
−2−
EREDETISÉGI NYILATKOZAT Alulírott Mihályfi Tibor; Neptun-kód: WTN7ZS, a Miskolci Egyetem Gépészmérnöki és Informatikai Karának végzős Hegesztéstechnológia szakos hallgatója ezennel büntetőjogi és fegyelmi felelősségem tudatában nyilatkozom és aláírásommal igazolom, hogy „Undermatching elven választott hozaganyag hatásának elemzése nagyszilárdságú acélok hegesztésekor” című diplomamunkám saját, önálló munkám; az abban hivatkozott szakirodalom felhasználása a forráskezelés szabályai szerint történt. Tudomásul veszem, hogy szakdolgozat/diplomamunka esetén plágiumnak számít: − szószerinti idézet közlése idézőjel és hivatkozás megjelölése nélkül; − tartalmi idézet hivatkozás megjelölése nélkül; − más szerző publikált gondolatainak saját gondolatként való feltüntetése. Alulírott kijelentem, hogy a plágium fogalmát megismertem, és tudomásul veszem, hogy plágium esetén szakdolgozatom/diplomamunkám visszautasításra kerül.
Miskolc, 2014. 12.10.
…….……………………………….… Hallgató
−3−
Tartalomjegyzék BEVEZETÉS
5
1.
7
Nemesített nagyszilárdságú acélok hegesztése 1.1.
2.
3.
A nagyszilárdságú acélok bemutatása.........................................................7
1.1.1.
Karbontartalom növelése ....................................................................10
1.1.2.
Képlékeny hidegalakítás.....................................................................10
1.1.3.
Ötvözés ...............................................................................................11
1.1.4.
Szemcseméret-csökkentés ..................................................................13
1.2.
Nemesített nagyszilárdságú acélok ...........................................................19
1.3.
A nagyszilárdságú acélok hegeszthetősége, hegesztési problémák ..........21
1.3.1.
Hegesztett kötés hőhatásövezete ........................................................22
1.3.2.
A varrat szövetszerkezete ...................................................................22
1.3.3.
Ridegedés ...........................................................................................23
1.3.4.
Repedésérzékenység ...........................................................................24
1.3.5.
Kilágyulás és keménységcsúcsok.......................................................27
Hozaganyagválasztás szempontjai, „matching” kérdéskör
29
2.1.
„Overmatching” ........................................................................................30
2.2.
„Matching” ................................................................................................30
2.3.
„Undermatching” ......................................................................................31
Hegesztési kísérletek megtervezése
36
3.1.
Alapanyag..................................................................................................36
3.2.
Hozaganyag-választás „undermatching” elven .........................................37
3.3.
Védőgáz.....................................................................................................39
3.4.
Hegesztési paraméterek meghatározása ....................................................40
3.4.1.
Vonalenergia meghatározása..............................................................40
3.4.2.
Karbonegyenérték számítása ..............................................................42
3.4.3.
Az előmelegítési hőmérséklet meghatározása....................................43
3.4.4.
Kritikus hűlési idő ..............................................................................44
3.4.5.
Hegesztéstechnológiai paraméterablak meghatározása .....................45
−4−
4.
3.5.
Hegesztési próbadarabok elkészítése ........................................................48
3.6.
A minősítéshez szükséges anyagvizsgálati módszerek.............................52
3.6.1.
Szemrevételezés .................................................................................52
3.6.2.
Roncsolásos vizsgálatok .....................................................................52
3.6.2.1.
Szakítóvizsgálat ................................................................................53
3.6.2.2.
Hajlítóvizsgálat .................................................................................55
3.6.2.3.
Makrovizsgálat .................................................................................56
3.6.2.3.
Ütővizsgálat ......................................................................................56
3.6.2.4.
Keménységvizsgálat .........................................................................58
A szakítóvizsgálat eredményeinek értékelése optikai alakváltozásmérő rendszerrel 60 4.1. Szakítóvizsgálat normál méretű próbatestekkel.........................................60 4.2. Szakítóvizsgálat kisméretű próbatestekkel ................................................66
5.
Nagyciklusú fárasztóvizsgálat
70
5.1. A fárasztóvizsgálatnál használt próbatestek és a vizsgáló berendezés ......70 5.2. Nagyszilárdságú acélok fáradási tulajdonságai..........................................72 5.3. Fárasztóvizsgálati eredmények értékelése .................................................73 ÖSSZEFOGLALÁS
78
SUMMARY
80
IRODALOMJEGYZÉK
82
KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS
85
MELLÉKLETEK
86
−5−
BEVEZETÉS A hegesztett szerkezetekben alkalmazott acélok az elmúlt száz év során igen jelentős fejlődésen mentek keresztül. A növekvő felhasználói igények miatt új acélgyártó eljárásokat fejlesztettek ki. Az eleinte 235 MPa folyáshatárú, meleghengerléssel gyártott acéloktól mára eljutottunk az akár 1300 MPa folyáshatárú, nagyszilárdságú, nemesített szerkezeti acélokig. A nagyszilárdságú acélok fő előnye a szerkezetek sajáttömeg-csökkentése, hiszen a szilárdsági tulajdonságok növekedése kisebb szelvényvastagság alkalmazását teszi lehetővé, ezért kevesebb alapanyagra van szükség, így a varrattömeg, azaz a hozaganyag mennyisége is csökkenthető. Ez sok esetben a nagyobb anyagköltségek ellenére is a gyártási költségek csökkenését eredményezi. A nagyszilárdságú acélok alkalmazása egyre több területen jellemző. A sajáttömeg-csökkentés mozgó szerkezetek esetén különösen is előnyös a kisebb üzemanyag-fogyasztás és a nagyobb terhelhetőség miatt, ezért ezeket az acélokat főként ilyen szerkezetek gyártásakor alkalmazzák (például mobildaruk, földmunkagépek). A nagyszilárdságú acélok rendkívül nagy folyáshatára termomechanikus hengerléssel, hőkezeléssel, makro- és mikroötvözők alkalmazásával és a szennyezőtartalom csökkentésével érhető el. Ezért a nagyszilárdságú acélok hegesztése során nagy figyelmet kell fordítani arra, hogy a gyártásuk során létrehozott nem-egyensúlyi szövetszerkezetet csak a lehető legkisebb mértékben változtassuk meg, ez körültekintően kidolgozott hegesztéstechnológiát igényel. Jelen diplomamunka az MSZ EN 10025-6:2005 szabvány szerinti S960QL jelölésű, nemesített nagyszilárdságú acélon keresztül mutatja be a nagyszilárdságú szerkezeti acélok hegesztésének technológiai kihívásait. Ezen acélminőségek hegesztésekor előmelegítés szükséges, és a vonalenergia értékének szigorú korlátok között tartása, pontos beállítása és szabályozása szintén elengedhetetlen a megfelelő minőségű kötés létrehozásához. Ezért a 960 MPa minimálisan garantált folyáshatárú acélok hegesztése során meglehetősen szűk hegesztési paramétertartomány áll rendelkezésünkre, amelyhez kapcsolódóan a szoftveres úton is meghatározható hegesztéstechnológiai paraméterablak nyújt segítséget. A hegesztési hozaganyag alapanyaghoz viszonyított relatív folyáshatára alapján három kategóriát különböztetünk meg: „overmatching” esetén a varrat nagyobb folyás-
−6−
határú, mint az alapanyag, „matching” esetén a varrat és az alapanyag azonos folyáshatárúak, „undermatching” esetén pedig a varrat kisebb folyáshatárú, mint az alapanyag. Nagyszilárdságú acélok hegesztésekor az „undermatching” elven választott kisebb folyáshatárú és nagyobb alakváltozó képességű hozaganyag alkalmazása növeli a varrat repedéssel szembeni ellenálló-képességét, kisebb lesz a maradó feszültség és csökken a teraszos repedés megjelenésének kockázata [4]. Ezen kívül az „undermatching” elven választott hozaganyagok csökkentik az előmelegítési igényt. Diplomamunkámban a TÁMOP-4.2.2/A-11/1-KONV-2012-0029 jelű projekt részeként az S960QL jelű nemesített nagyszilárdságú acél „undermatching” elven választott hozaganyaggal készült hegesztett kötéseinek tulajdonságait hasonlítom össze a projekt során korábban vizsgált „matching” kötéseinek [32] tulajdonságaival. A húzóterhelés hatására bekövetkező különbségeket optikai alakváltozás-mérő rendszer segítségével vizsgáltam és hasonlítottam össze a matching és undermatching hozaganyaggal készült kötés esetén. Elvégeztük az „undermatching” kötések nagyciklusú fárasztóvizsgálatát, az eredményeket összevetettem az alapanyag és a „matching” kötés fáradási tulajdonságaival.
−7−
1. NEMESÍTETT NAGYSZILÁRDSÁGÚ ACÉLOK HEGESZTÉSE 1.1. A nagyszilárdságú acélok bemutatása A szerkezeti acélok az elmúlt évszázadban jelentős fejlődésen mentek keresztül, a XX. század elején ismert S235 jelű, meleghengerléssel gyártott, 235 MPa folyáshatárú acélhoz képest mára már megjelentek az 1300 MPa folyáshatárt is elérő nemesített nagyszilárdságú acélok, ezek a kezdeti melegen hengerelt acélminőségek folyáshatárának akár ötszörösével rendelkeznek. Az 1. ábrán végigkövethető az acélok folyáshatárának növekedése az elmúlt évszázadban és az új, modern acélgyártó technológiák megjelenése és fejlődése az évek során. A nemesített nagyszilárdságú acélok az 1960as években jelentek meg először, azóta folyamatosan növekedett ezen acélok folyáshatára (a kezdeti kb. 500 MPa-ról mára akár 1300 MPa-ra). A nemesített nagyszilárdságú acélokra vonatkozó MSZ EN 10025-6:2004 szabvány csak 960 MPa folyáshatárig tartalmazza a nemesített nagyszilárdságú acélokat, miközben napjainkban már 1300 MPa folyáshatárúak is léteznek, ezért ezekre is célszerű lenne kiterjeszteni a szabványokat.
1. ábra: A szerkezeti acélok fejlődése az elmúlt száz évben [3]
−8−
Hegesztett szerkezetek tervezésekor statikus mechanikai igénybevétel esetén a folyáshatárra történő méretezés, ismétlődő igénybevétel esetén pedig fáradásra történő méretezés jellemző. Látható, hogy az acél normalizálásával maximálisan körülbelül 500 MPa folyáshatár érhető el, nagyobb szilárdság eléréséhez különböző módszereket fejlesztettek ki. A folyáshatár növelése többféleképpen valósítható meg: a karbontartalom növelésével, hidegalakítással, ötvözéssel, hőkezeléssel, illetve termomechanikus kezeléssel. A nagyszilárdságú acélok iránti kereslet folyamatosan nő, fő előnyük a szerkezetek sajáttömeg-csökkentése, hiszen a folyáshatár növekedése kisebb szelvényvastagság alkalmazását teszi lehetővé, így kevesebb alapanyagra van szükség és a varrattömeg is csökkenthető. A kisebb varrattömeg kisebb hozaganyag-szükségletet eredményez, így a hegesztési költség és idő csökkenthető. A vékonyabb szelvény kisebb vonalenergiával hegeszthető, ezáltal csökken a szerkezetben keletkező termikus feszültség, így javulnak a szerkezet használati tulajdonságai.
2. ábra: Az acélok folyáshatár-növelésének következményei [8] A 3. ábrán a szerkezet varratkeresztmetszete látható az alkalmazható acélok folyáshatárának függvényében. A keresztmetszet csökkenése egyenesen arányos az acél folyáshatárának növekedésével, hiszen a szilárdsági méretezést a folyáshatárra végezzük 𝐹𝐹𝑦𝑦 el leggyakrabban (𝑅𝑅𝑦𝑦 = ). 𝐴𝐴
−9−
3. ábra: A varratkeresztmetszet és a folyáshatár közötti kapcsolat azonos terhelés mellett [8] Először főként az autóiparban alkalmaztak nagyszilárdságú acélokat, ma is a gépjárműipar jelenti az egyik legjelentősebb alkalmazási területet, de ezen kívül ma már számos különböző iparág is alkalmazza őket, például napjainkban már mobildaruk, hidak, földmunkagépek, teherautók rakodókeretei is nagyszilárdságú acélból készülnek. A nagyszilárdságú acélok másik nagy előnye az üzemanyag-megtakarítás, hiszen az ebből készült járművek kisebb sajáttömeggel rendelkeznek, így kevesebb az üzemanyag-fogyasztásuk, ez mind gazdaságossági, mind környezetvédelmi szempontból hosszú távon nagyon hasznos és kedvező lehet.
4. ábra: Nagyszilárdságú acélok jellemző alkalmazási területei A következőkben a folyáshatár növelés alapvető módszereit foglalom össze.
− 10 −
1.1.1. Karbontartalom növelése Az acélok szilárdságnövelésének egyszerű és olcsó módja a karbontartalom növelése. Így nő az acélban jelen lévő kemény karbid fázis aránya és csökken a lágy ferrit aránya, ezért az acél szilárdsága nő, viszont az alakváltozó képessége csökken. Az acél szilárdsági és szívóssági tulajdonságainak változását a karbontartalom függvényében az 5. ábra szemlélteti.
5. ábra: A karbontartalom hatása a mechanikai jellemzőkre [8] A karbontartalom növekedésével egyre csökken az austenit martensitté alakulásának hőmérséklete (kezdeti M s és befejező M f hőmérsékletek). A martensites szövetszerkezet kialakulásának a hőhatásövezet szemcsedurvulási sávjában a legnagyobb a veszélye, a karbontartalom növelésével nő a martensit keménysége, így a hidegrepedés veszélye, ezt az 5. ábra jól szemlélteti.
1.1.2. Képlékeny hidegalakítás A képlékeny alakváltozás a feszültség hatására végbemenő diszlokáció mozgással jön létre. A diszlokációk mozgása során a számuk állandóan gyarapszik, üres rácshelyek és egyéb rácshibák jönnek létre, azaz a hidegalakítás mértékének növekedésével nő a diszlokáció-sűrűség. A képlékeny hidegalakítás során a sokszorozódó diszlokációk az egymáson elcsúszó síkok mozgásával szemben egyre több akadályt jelentenek. Ezen akadályok leküzdése, azaz a képlékeny alakváltozás egyre nagyobb feszültséget igényel. Ezt hívják alakítási keményedésnek, amely a szilárdsági jellemzők növekedésével és az alakváltozási jellemzők csökkenésével jár, ez a 6. ábrán látható [12].
− 11 −
6. ábra: Az alakítás hatása a mechanikai tulajdonságokra [13] A hidegalakított acél hegesztésekor azonban a bevitt hő hatására az alakítási keményedés megszűnik és szemcsedurvulás következhet be, ezért hegesztett szerkezeteknél ilyen acélok felhasználása nem előnyös.
1.1.3. Ötvözés A szilárdságnövelés leggyakoribb módszere. Ötvözéssel elért folyáshatár növelésre csak olyan elemek alkalmasak, amelyek a vassal szubsztitúciós szilárd oldatot alkotnak, a vas atomok helyébe lépve, torzítva a rácsszerkezetet. Minél jobban eltér az oldott elem atomsugara a vas atomsugarától, annál nagyobb rácstorzulást okoz. A nagyobb rácstorzuláshoz pedig nagyobb folyáshatár tartozik. Az ötvöző elemek szilárdságnövelő hatását az alábbi képlet fejezi ki: 𝑟𝑟 − 𝑟𝑟0 2 ∆𝜎𝜎 = 𝐺𝐺 ∙ � � ∙ 𝐶𝐶 𝑟𝑟0
ahol: ∆𝜎𝜎: folyáshatár-növekedés
G:
csúsztató rugalmassági modulus
r:
az ötvöző fém atomsugara
r0:
az alapfém atomsugara
C:
az ötvöző atom koncentrációja
A szilárdságnövelésnek azonban határt szab az a tény, hogy a vas atom méretétől minél jobban eltér az oldott elem mérete, az elem oldhatósága úgy csökken. Ezért az elérhető folyáshatár-növelés maximált [8].
− 12 −
7. ábra: A ferrit szilárdságának növelése szubsztitúciós szilárd oldatot alkotó ötvözőkkel [8] Az ötvözőelemek megváltoztatják az izotermikus és a folyamatos hűtésű átalakulási diagramok alakját és az alapfém mechanikai, fizikai és kémiai tulajdonságait, szövetszerkezetét. Az acél fő szilárdságnövelő ötvözőinek mechanikai tulajdonságokra és hegeszthetőségre gyakorolt hatása az 1. táblázatban látható. Anyagtulajdonságok Szakítószilárdság Szívósság Hegeszthetőség
Mn nő csökken nincs hatása
Si nő csökken nincs hatása
Ötvözőelemek Cr Ni nő nő csökken nő rontja nincs hatása
Mo nő csökken rontja
V nő csökken rontja
1. táblázat: Az ötvöző elemek hatása az acél tulajdonságaira [14] A hegesztéssel történő felhasználásra fejlesztett acélokban alapvetően a mangán (Mn) ötvözésével érik el a folyáshatár-növelést. A mangán a 𝛾𝛾 mezőt tágítja, azaz austenitképző ötvöző. Növeli az acél szilárdságát, az átalakulási diagramot jobbra tolja, a kritikus lehűlési sebességet csökkenti, ezáltal növeli az acél edzhetőségét. Dezoxidáló hatású, továbbá megköti a ként (S), ezáltal csökkenti a melegrepedési veszélyt. A mangán ötvözésű acélok esetén az előmelegítés és a nagyobb vonalenergia miatt bekövetkező lassúbb hűlés okozta szemcsedurvulás nem rontja sem a varrat, sem a hőhatásövezet mechanikai tulajdonságait, sőt, a hőhatásövezet normalizált sávjában a tulajdonságok kedvező irányban változhatnak meg [8]. A szilícium (Si) erősen dezoxidáló és karbidképző ötvöző. Növeli az acél szilárdságát, csökkenti a szakadási nyúlást és a hidegalakíthatóságot. Javítja a kopásállóságot és a reveállóságot. A Si elősegíti hegesztéskor a kisebb olvadáspontú salak kialakulását (szilikátok), a hegesztési hozaganyag és fedőpor ötvözője. A króm (Cr) szűkíti a 𝛾𝛾 mezőt, ferrit-, erős karbid-, nitrid és oxidképző ötvöző. Növeli az acél szilárdságát, keménységét, a folyamatos hűtésű átalakulási diagramokat
− 13 −
(CCT görbéket) jobbra tolja, csökkenti a kritikus hűlési sebességet, növeli az edzhetőséget. A nikkel (Ni) austenitképző ötvöző, növeli a folyáshatárt, emellett növeli az ütőmunkát, különösen kis hőmérsékleten. A krómhoz hasonlóan a folyamatos hűtésű átalakulási diagramokat jobbra tolja, csökkenti a kritikus hűlési sebességet, növeli az edzhetőséget. A nikkel nagyon drága ötvöző, ezért elsősorban a nagyszilárdságú acélok hegesztéséhez való hozaganyagokat ötvözik nikkellel, az alapanyagok szilárdságát inkább a hengerlési és hőkezelési technológiával növelik. A molibdén (Mo) ferrit-, karbid- és nitridképző ötvöző, szemcsefinomító hatású és növeli az edzhetőséget és a megeresztés-állóságot [14]. A hozaganyag ötvözőtartalmának növelésével nő varrat edződési hajlama a folyamatos hűlésű görbe orrpontjának hosszabb idők felé való eltolódásával.
1.1.4. Szemcseméret-csökkentés A szilárdságnövelés fontos és gyakori módszere a szemcseméret csökkentése. A szemcseméretnek a folyáshatárra gyakorolt hatását a Hall-Petch összefüggés írja le:
ahol: R eH : folyáshatár R 0 : egykristály folyáshatára k:
anyagtól függő állandó
d:
szemcseméret
𝑅𝑅𝑒𝑒𝑒𝑒 = 𝑅𝑅𝑜𝑜 +
𝑘𝑘
√𝑑𝑑 [MPa]
[MPa]
[MPa ∙ √m] [mm]
A szemcseméret csökkenése és az ezzel járó szemcsehatár-növekedés és rácsrendezetlenség-növekedés hatására nő a szakítószilárdság és a folyáshatár, azonban a folyáshatár / szakítószilárdság hányados csökken, ez jól látható a 8. ábrán. Ez az R eH / R m arány fontos jellemzője a nemesített acéloknak, ezzel jellemezhető, hogy mennyi alakváltozási tartalékkal rendelkeznek. A finomszemcsés szövetszerkezet az acél hőkezelésével és ötvözők (makro- és mikroötvözők) adagolásával érhető el, előnye, hogy a szilárdság növekedése mellett csökken az átmeneti hőmérséklet, azaz alacsonyabb hőmérsékletekig viselkedik szívósan az acél.
− 14 −
8. ábra: A szemcseméret csökkenésével bekövetkező szilárdságnövekedés [12] A kívánt finomszemcsés szövetszerkezet eléréséhez mikroötvözőkre van szükség. Az acél kristályosodásakor ezek kristályosodási csírákat képeznek, kristályosodáskor csökken a primer kristálycsirák, a kiinduló austenit mérete, így csökken a kialakuló ferrit szemcse mérete is. A legfőbb mikroötvözők az alumínium (Al), a titán (Ti), a nióbium (Nb), a vanádium (V) és a cirkónium (Zr), ezek lekötik a nitrogént és a karbont, stabil, finoman kiváló nitrid, illetve karbonitrid keletkezik, ezek akadályozzák a szemcsedurvulást, ez hegesztés során is előnyös. Ezek oldódási görbéi a 9. ábrán láthatók.
9. ábra:Mikroötvözött acélok karbidjainak és nitridjeinek oldódása [8] A finomszemcsés szövetszerkezetet a mikroötvözők adagolásán kívül a fejlett acélgyártó eljárások biztosítják. Az acélok szilárdságnövelése vékonylemezek esetén (s < 3 mm) a többfázisú szövetszerkezet elérésével biztosítható, ennek fajtái: − TRIP (Transformation-Induced Plasticity): fázisátalakulás indukálta képlékenység (ferrit + bainit + maradék austenit) − TWIP (Twinning-Induced Plasticity): ikerképződés indukálta képlékenység − DP (Dual Phase): kettős szövetű acélok (ferrit + martensit) − CP (Complex Phase): komplex szövetű acélok (perlit + ferrit / bainit mátrixban martensit, maradék austenit)
− 15 −
Ezek az acélok a 3 mm-es vastagságkorlát miatt főként az autóiparban használatosak. A sajáttömeg-csökkentés melletti előnyük a kiváló alakíthatóság, mely megközelíti a lágyacélokét. A többes fázisú acélok szövetszerkezetét a 10. ábra szemlélteti, azonban ezek a szilárdságnövelő módszerek csak vékonylemezek esetén alkalmazhatók. Ezen acélok hegesztése során ügyelni kell a kedvező ferrit-martensit arány elérésére a varratban és a hőhatásövezetben is, amely biztosítja a kötés kellő szilárdságát és alakváltozó képességét, ezért fontos a hegesztési paraméterek és az előmelegítés helyes megválasztása a megfelelő hűlési idők eléréséhez, amellyel biztosítható a megfelelő arányú szövetszerkezet.
10. ábra: A TRIP, TWIP, DP és CP-acélok jellemző szövetszerkezete [9] Ennél vastagabb lemezek esetén a folyáshatár-növelést a mikroötvözés mellett három különböző gyártási eljárással lehet megvalósítani: nemesítéssel (Q+T), termomechanikus kezeléssel (TMCP) és direktedzéssel (Q). Mindezen eljárások célja olyan acél gyártása, amely egyidejűleg nagy folyáshatárral és jó szívóssággal rendelkezik, ezt a bainites és/vagy kis karbontartalmú martensites szövetszerkezet biztosítja. Ezen acélminőségek hegesztése során fontos gondosan ügyelni a vonalenergia és a hűlési idők helyes megválasztására. A 11. és a 12. ábrán megfigyelhető a fejlett acélgyártó eljárásokkal készült acélok mechanikai tulajdonságainak javulása a hagyományos ötvözésű acélokhoz képest.
− 16 −
11. ábra: Az egyes acélcsoportok folyáshatára és átmeneti hőmérséklete [8]
12. ábra: A fejlett gyártási eljárásokkal készült acélok folyáshatára és átmeneti hőmérséklete [22] A 12. ábrán a különböző acéltípusok jellemző folyáshatár-tartománya és átmeneti hőmérséklet-tartománya látható. A kékkel jelölt normalizált acéloknál látható, hogy az ötvözőkkel és mikroötvözőkkel elért szemcsefinomodás hatására csökken az átemeneti hőmérséklet. Megfigyelhető továbbá, hogy nagyon alacsony üzemi hőmérsékletek esetén a termomechanikusan hengerelt acélok a legmegfelelőbbek, hiszen ezek átmeneti hőmérséklete igen alacsony, akár -100 °C körüli érték is lehet, ezért nagy negatív üzemi hőmérsékletek esetén sem ridegednek el, így az offshore alkalmazásokra ezek az acélok a legalkalmasabbak (hajógyártás, offshore platformok, hideg helyeken üze-
− 17 −
melő nagynyomású csővezetékek). A 2. táblázat a négy fő acélgyártó eljárás jellemzőit mutatja be. Jellemzők
Gyártási eljárás Normalizálás (N)
− Durvaszemcsés szövetszerkezet átalakulása egyenletes, finomszemcsés szövetszerkezetté
Termomechanikus hengerlés (TM)
− Finomszemcsés szövetszerkezet létrehozása − Alacsonyabb karbontartalom és kisebb szemcseméret, mint a normalizálásnál − Nagyobb alakváltozó-képesség és szívósság
Termomechanikus hengerlés + irányított hűtés (TM+AcC)
Nemesítés (Q+T)
− − − − −
Növeli a ferrit szemcsefinomodását Perlit képződés megelőzése hűlés során Legfinomabb szemcseméret Alacsonyabb karbontartalom Legnagyobb szívósság
− A megeresztés hatására a túlzott keménység és a maradó feszültségek csökkentése − Martensit ridegségének csökkentése − Legnagyobb szilárdság, növelt alakváltozóképesség és szívósság
2. táblázat: Acélgyártó eljárások és főbb jellemzőik A 13. ábra a fejlett gyártási eljárásokkal elérhető szövetszerkezetet hasonlítja össze a hagyományos, normalizált acél szövetszerkezetével. A normalizált acél ferrit-perlites szövetszerkezetű. A termomechanikusan hengerelt acélok két fő eltérése a normalizálttól; egyrészt, hogy kevesebb perlitet tartalmaznak az alacsonyabb karbontartalomnak köszönhetően, másrészt, hogy kisebb a szemcseméretük. Irányított hűtéssel érhető el a legfinomabb és legegyenletesebb szemcseszerkezet, ez jelentős előny a normalizált acélhoz képest, hiszen a szemcseméret finomodása folyáshatár-növekedéssel is jár. A nemesített acél ezektől eltérő szövetszerkezettel rendelkezik, megjelenik a diffúziómentes átalakulással képződő martensit, amely tűs mikroszerkezetű.
− 18 −
13. ábra: A nemesített (Q+T) és a termomechanikusan kezelt (TM) acélok szövetszerkezetének összehasonlítása a normalizált acélokéval [6] A különböző gyártási eljárásokkal készült acélokra eltérő vegyi összetétel jellemző. A normalizált és a termomechanikusan kezelt acélok alacsony ötvözőtartalmuk és karbonegyenértékük miatt jó hegeszthetőséggel rendelkeznek. A nemesített acéloknak (pl. S690QL, S960QL) azonban nagyobb az ötvözőtartalmuk, ebből adódóan nagyobb a karbonegyenértékük, emiatt hegesztésüknél szükség van előmelegítésre, illetve gondos figyelmet kell fordítani a hegesztési paraméterek pontos betartására. A hegesztés a leggyakoribb módszer a különböző szerkezeti elemek egyesítésére. Sok tekintetben a varratok a legkritikusabb elemei a teherviselő acélszerkezeteknek. Ahhoz, hogy a végső termék megfelelő legyen, az egyes alkotóelemek gyártásánál ügyelni kell a kötéskialakításra, a hegesztőeljárásra és annak paramétereire, a hegesztés felügyeletére és a szerkezet minőségellenőrzésére, a hegesztett kötéseinek anyagvizsgálatára. Alacsony üzemi hőmérsékleteken fontos szempont az alacsony átmeneti hőmérséklet, a kötés megfelelő alakváltozó képessége, amelyre nagyszilárdságú acélok esetén is figyelni kell. Mielőtt nagyszilárdságú acélokat kezdenek alkalmazni régi szerkezetekben, az egész szerkezetet újra kell tervezni. A szerkezetek elemeinek egyszerű keresztmetszetcsökkentése nem elegendő, mert kihajlás, horpadás és csavarodás is bekövetkezhet, amelyekre történő méretezéskor nem lehet 100%-ban kihasználni a nagy szilárdságból származó előnyöket. A tervező mérnököknek fontos ismerniük azokat a tényezőket, amelyek befolyásolják az említett tulajdonságokat. Mivel nagyszámú gyártó készít nagyszilárdságú acélokat eltérő gyártási eljárásokkal, fontos ezen acélok tulajdonságbeli különbségeinek megismerése.
− 19 −
1.2. Nemesített nagyszilárdságú acélok A nemesítés a legkorábban megjelent, nagyszilárdságú acélok gyártására alkalmas technológia, ma a nemesített acélok csoportja a legnagyobb arányban és a legnagyobb lemezvastagság-tartományban (10…100 mm) felhasznált nagyszilárdságú acélcsoport. A nemesített nagyszilárdságú acélok kiváló mechanikai tulajdonságait a három hőkezelési ciklusból álló gyártástechnológiával érik el. A nemesített acélok jellemző folyáshatár-tartománya 460…960 MPa, de létezik 1300 MPa folyáshatárú képviselőjük is.
14. ábra: Nemesített nagyszilárdságú acélok gyártási folyamata [15] A nemesített nagyszilárdságú acélok gyártásakor az A 3 hőmérséklet feletti meleghengerlést követően szobahőmérsékletre hűtik a lemezt, amelyet aztán újra A 3 felé hevítenek, törekedve arra, hogy a csúcshőmérséklet ne haladja meg túlságosan ezt a hőmérsékletet, mert ellenkező esetben a szemcsedurvulás jelensége léphetne fel. Emellett a hőntartási időt is a lehető legrövidebbre választják, ugyanakkor garantálva a teljes keresztmetszetben homogén austenites tartomány elérését. Ezt követően egy rendkívül intenzív hűtési technológiával (rendszerint vízedzéssel) érik el, hogy az edzési folyamat végére lényegében a lemez teljes keresztmetszetében martensites szövetszerkezet alakuljon ki. Ez a martensit alacsony karbontartalommal rendelkezik, ezért a folyamatot vakedzésnek is nevezik. A martensites átalakulás megvalósítását a folyamatos hűtésű átalakulási diagramokat jobbra toló ötvözők (pl. Cr, Mo) hozzáadásával érik el. A martensit azonban csekély alakváltozó-képességgel és kis szívóssággal rendelkezik, ezért az edzést követő rövid ideig tartó, magas hőmérsékletű megeresztési folyamat során az acélgyártók olyan szövetszerkezetet igyekeznek kialakítani, amely a kimagasló szilárdság mellett kedvező szívóssággal és fajlagos nyúlással jellemezhető [15]. Ezeket az acélokat gyakran negatív hőmérsékleteken is üzemelni képes hegesztett szerkezetekben (pl. mobil autódaruk, hidak) alkalmazzák, ezért gyakran a garantált ütőmunkát -40 °C-on írják elő. A megeresztés hőmérsékletének növelésével nő az
− 20 −
ütőmunka értéke és csökken az átmeneti hőmérséklet, ezt a 15. ábra szemlélteti (az A1 a legkisebb, az A4 a legnagyobb megeresztési hőmérséklet). A repedésérzekénység, és ezáltal a hegeszthetőség szempontjából is fontos célkitűzés, hogy ezek az acélok a kimagasló szilárdsági jellemzők mellett elfogadható fajlagos nyúlással is rendelkezzenek, ezért van szükség az edzést követő megeresztési műveletre, amely jelentősen megnöveli ezen acélok alakváltozó-képességét. A megeresztés hőmérsékletének növelésével nő az alakváltozó-képesség és csökken a keménység, ez a 16. ábrán látható.
15. ábra: A megeresztési hőmérséklet hatása nemesített nagyszilárdságú acél (S890QL) átmeneti hőmérsékletére (A1 = 450 °C; A2 = 500 °C; A3 = 600 °C; A4 = 680 C°) [6]
16. ábra: A megeresztési hőmérséklet hatása a keménységre és az alakváltozó képességre (S890QL, t HTT = 2 h) [6]
− 21 −
Az ily módon, nemesítéssel létrehozott acél szövetszerkezetét szemlélteti a 17. ábra.
17. ábra: Az S960QL jelű nemesített nagyszilárdságú acél (WELDOX 960E) szövetszerkezete (N = 1000x nagyítás, maratószer: Nital (2% HNO 3 )) [15]
1.3. A nagyszilárdságú acélok hegeszthetősége, hegesztési problémák A hegeszthetőség a hegesztéstechnológiától függő alkalmasság olyan hegesztett kötés létrehozására, amely helyi tulajdonságai és a szerkezetre gyakorolt hatása szempontjából megfelel a követelményeknek. A hegeszthetőség komplex tulajdonság, amely függ: − a hegesztendő anyagtól − a hegesztendő szerkezettől − az alkalmazott hegesztési technológiától Az 18. ábrán látható értelmezési rendszer a hegeszthetőség fogalmának meghatározásakor a szűkebben vett anyagi tulajdonságokon túl a technológiai és szerkezeti tényezőket is figyelembe veszi.
18. ábra: A hegeszthetőség fogalma [16]
− 22 −
1.3.1. Hegesztett kötés hőhatásövezete A hegesztés során a bevitt hő a varrat környezetében elhelyezkedő anyagrészekben szövetszerkezeti változásokat okoz, ezt hőhatásövezetnek nevezzük. A hőhatásövezet inhomogén szerkezetű, eltérő tulajdonságú sávok találhatók meg benne, amelyek származtatását a 19. ábra szemlélteti. Ez az ábra C = 0,16 % karbontartalmú lágyacélra vonatkozik, ez esetünkben, nemesített nagyszilárdságú acélok esetén eltérő lehet, hiszen nagyobb az ötvözőtartalom, de jellegzetességeiben hasonló sávok figyelhetők meg. A hőhatásövezet általában az alapanyagénál kedvezőtlenebb tulajdonságokkal rendelkező sávokat eredményez, ezért nagyszilárdságú acélok esetén a káros hatások minimalizálása végett a keskeny hőhatásövezethez korlátozott vonalenergiára és helyesen megválasztott előmelegítésre van szükség. Nemesített nagyszilárdságú acélok hegesztése esetén a szilárd-folyékony átmenet zónája (összeolvadási zóna) és a szemcsedurvulási zóna a legveszélyesebb, ezekben hidegrepedés veszélye áll fenn. További csökkent szívósságú zónát jelent az interkritikus, vagy más néven részleges átkristályosodási zóna, amely a nemesített nagyszilárdságú acélok esetén a durvaszemcsés sávhoz hasonló, kis szívósságot eredményez.
19. ábra: A hőhatásövezet felépítése egy általános szerkezeti acél esetén [17]
1.3.2. A varrat szövetszerkezete Az 580 MPa folyáshatár alatti nagyszilárdságú, gyengén ötvözött acéloknál a γ → α átalakulással képződő tűkristályos ferrit általánosan elfogadott szövetelem, ez teljesíti
− 23 −
a megfelelő szilárdsági és szívóssági kritériumokat. A 780 MPa folyáshatár feletti nagyszilárdságú acéloknál a tűs ferrit szerkezet azonban nem elegendő, hogy elviselje a mechanikai terhelést, ezért ebben az esetben a ferritnél keményebb szövetszerkezet, például a bainit - martensites (B + M) szövetszerkezet alkalmas varratfémnek nagyszilárdságú acélok esetén [19]. Egy fontos különbség a tűkristályos ferrit és a B + M szövetszerkezetű varratfémek esetén az oxidfelvétel, amely elengedhetetlen a tűkristályos ferrit kialakulásához, mint kristályosodási központ. A B + M szerkezet esetén azonban az oxidfelvétel szükségtelen a kialakuláshoz, és kimondottan ártalmas hatása van a szívósságra a hagyományos ívhegesztési eljárások esetén. Bár a SWI és a VFI eljárásokkal csekélyebb oxidtartalmú varrat készíthető, de az alacsony oxidtartalom nehezen kivitelezhető nagy vonalenergiával, így a hegesztés termelékenysége kisebb a többi ívhegesztéshez képest [19]. A különböző szilárdságnövelő technológiákkal létrehozott nagyszilárdságú acélok hegesztésekor számos tényezőre oda kell figyelni a megfelelő minőségű kötés kialakítása végett, ezeket a következőkben foglalom össze.
1.3.3. Ridegedés A nagyszilárdságú acélok fejlesztésének nagy kihívása, hogy a 9. ábrán látható módon a szemcseméret csökkentésével nő a szakítószilárdság és a folyáshatár is, ám az egyre növekvő szilárdságnál a folyáshatár egyre közeledik a szakítószilárdsághoz, ez az alakváltozó-képesség, azaz a szakadási nyúlás csökkenését eredményezi. Ez fokozódó ridegedési hajlamot jelent. A 20. ábrán a különböző acéltípusok szakítószilárdságát és szakadási nyúlását tekinthetjük át, a szaggatott vonallal jelzett hiperbolák mentén a szakítószilárdság és a fajlagos nyúlás szorzata állandó, egyenletük: 𝑘𝑘𝑚𝑚 = 𝑅𝑅𝑚𝑚 ∙ 𝐴𝐴
ahol: k m : anyagra jellemző állandó
[MPa ∙ %]
R m : szakítószilárdság
[MPa]
A:
[%]
fajlagos nyúlás
− 24 −
20. ábra: A hagyományos szerkezeti acélok és a fejlett nagyszilárdságú acélok szakítószilárdságának és fajlagos nyúlásának összefüggése [1] Látható, hogy a hagyományos, kis szilárdságú acélok és a nagyszilárdságú acélok (HSLA) ugyanazon a k m =10000 hiperbolán helyezkednek el, de az egyre nagyobb szilárdság egyre kisebb fajlagos nyúlással jár, hiszen szorzatuk állandó. Az korszerű acélfejlesztéseknél ezt a szorzatot sikerült igen kedvező irányban megváltoztatni, extra nagyszilárdságú acéloknál (X-AHSS, pl. M-TRIP acél) négyszeresére, ultra nagyszilárdságú acéloknál (U-AHSS, pl. TWIP acél) hatszorosára növelni, ez a hegeszthetőségi problémák mérséklését is lehetővé teszi [16].
1.3.4. Repedésérzékenység A nemesített nagyszilárdságú acélok szennyezőtartalma (kén (S), foszfor (P)) a fejlett gyártási technológiájuknak köszönhetően a lehető legalacsonyabb, ezért hegesztésüknél a kristályosodási repedések (melegrepedések) megjelenésének kicsi a valószínűsége. A hagyományos szerkezeti acélokhoz képest a nemesített nagyszilárdságú acélok nagyobb ötvözőtartalmuk miatt nagyobb karbonegyenértékkel rendelkeznek, amely fokozott edződési hajlamot jelent. Ezek az ötvözők (C, Mn, Si, Cr, Mo, V, Ni, Cu) az átalakulási diagramokat jobbra tolják, növelik az edződési hajlamot, így a hidegrepedések megjelenésének kockázatát is. A 21. ábrán látható Graville-diagram a
− 25 −
karbontartalom és a karbonegyenérték alapján hegeszthetőségi szempontjából három csoportra osztja a szerkezeti acélokat.
21. ábra: Graville-diagram [26] Az I. övezetbe tartozó acélok előmelegítés nélkül hegeszthetők. A II. övezetbe eső acélok alulról korlátozott vonalenergiával hegeszthetők. A III. övezetben lévő acélok hegesztésekor korlátozott vonalenergia és előmelegítés szükséges. Látható, hogy az S960Q jelű, nemesített nagyszilárdságú acél ebben a zónában van, így a vonalenergia korlátozása és megfelelő előmelegítési hőmérséklet szükséges hegesztésekor. A hidegrepedések megjelenésének kockázata a nagyszilárdságú acélok hegesztésénél jelentős. A hidegrepedés kialakulását három tényező befolyásolja: − diffúzióképes hidrogéntartalom (H d ), − maradó húzófeszültség, − rideg szövetszerkezet. Hegesztés során a hőhatásövezetben nem-egyensúlyi folyamatok mennek végbe, a gyorsan megszilárduló hegömledékben és a hőhatásövezet nagy hűlési sebességgel hűlt részeiben martensit jelenhet meg, amely a rideg szövetszerkezete miatt a hidegrepedések egyik okozója. Amennyiben a nedvességtartalom miatt hidrogén is a varratba kerül, akkor a hegesztett szerkezetre jellemző húzófeszültséggel együtt megjelenik a hidegrepedés. Ezért olyan hegesztéstechnológiát kell kidolgozni, amely csökkenti a hőhatásövezetben a martensit mennyiségét, illetve a szemcseméretet [15]. A nemesített nagyszilárdságú acélok hegesztése esetén az előmelegítést a hidegrepedés elkerülése érdekében alkalmazzák. Az előmelegítés csökkenti a hegesztett kötés hűlési sebességét, így csökkenti a varratfém hidrogéntartalmát azzal, hogy nő a kidiffundáló hidrogén mennyisége a nagyobb hűlési idő alatt. További előnye, hogy csökken a martensit mennyisége, ezáltal kisebb mértékű ridegedés következik be, emellett
− 26 −
csökken a hőtágulás mértéke és kisebb belső feszültségek keletkeznek (a varrat és az alapanyag nagyobb tartományban hűlnek együtt). Az előmelegítés alkalmazása a hegesztőnek nehezebb munkakörülményt jelent, és növeli a hegesztési folyamat költségeit, amely esetenként minőségi problémákhoz és gondatlanságból elkövetett hibákhoz vezethet, amelyek később komoly gondokat, illetve baleseteket okozhatnak. Ennek érdekében a hegesztéstechnológiát úgy kell kidolgozni, hogy a hidegrepedést okozó három tényező értéke csökkenjen. A kísérletek során alkalmazott védőgázas fogyóelektródás ívhegesztés (VFI) előnye a fedettívű hegesztéshez (FH) képest az alacsony hidrogéntartalom és a lassabb hűlési sebesség, a legjobb repedéssel szembeni ellenálló képesség a védőgázos eljárásokkal valósítható meg, ezért a VFI eljárás kiválóan alkalmas nagyszilárdságú acélok hegesztéséhez [19]. Ami a maradó húzófeszültséget illeti, meg kell jegyezni, hogy a γ → α átalakulás térfogat-növekedéssel jár, ami jelentősen csökkenti a húzófeszültséget, mely a hűlési folyamat során keletkezik, feltéve, ha szobahőmérséklethez közeli hőmérsékleten következik be. A varratfém alacsony átalakulási hőmérsékletének maradó húzófeszültség-csökkentésére való hatása bizonyított [6]. Ennek hatása azonban a hidegrepedésre továbbra is tisztázatlan. Nagyszilárdságú acélok hegesztésekor a varratfém kívánt szövetszerkezete eltér a hagyományos szerkezeti acélokétól, a hegeszthetőség, a hegesztett szerkezet hidrogén okozta ridegedése nem csak az alapfém karbonegyenértékétől függ, hanem más tényezőktől is. Ezért új elmélet szükséges a korszerű, nagyszilárdságú acélok hegeszthetőségére. A hegesztési eljárások folyamatos fejlődése (pl. nagy hőáramsűrűségű sugárhegesztések) is szükséges annak érdekében, hogy alacsony hidrogén és oxigéntartalmú varrat készülhessen nagy termelékenységgel [19]. Különösen a maradék austenitnek van jelentős hatása, amely alacsony átalakulási hőmérsékletek esetén van jelen az acélokban. A maradék austenitben a hidrogén oldhatósága nagyobb és diffúzióképessége kisebb, mint ferrit és martensit esetén, ezért hidrogénmegkötőként viselkedik, így csökkenti a hidrogén mobilitását a varratban. Ez hozzájárulhat a hidegrepedés megelőzéséhez, azzal, hogy megakadályozza a hidrogén felhalmozódást azokon a helyeken, ahol a maradó húzófeszültség koncentrálódik. Ez azonban arra is rámutatott, hogy a maradék austenit lehet káros hatású is a hidegrepedés szempontjából, ha a hidrogén kidiffundál az austenit martensitté való átalakulása közben, feszültség alatti, vagy negatív hőmérsékletű átalakulás esetén. Így a maradék austenit hidrogén viselkedésére gyakorolt hatásának behatóbb megismerése szükséges a varratfém alacsony átalakulási hőmérsékletének kihasználása érdekében nagyszilárdságú acélok esetén [19]. Mivel a bainites és martensites szövetszerkezet nagyobb mennyiségű maradék austenitet tartalmaz, mint a tűs ferrit, figyelembe kell venni a maradék austenit hidro-
− 27 −
gén viselkedésére gyakorolt hatását a 780 MPa feletti folyáshatárú acélok hegesztéséhez való hozaganyagok fejlesztése során. Több szerző is beszámolt arról, hogy nagyszilárdságú acélok hegesztésekor hidegrepedés keletkezett varratban, míg az 580 MPa alatti folyáshatárú acélokban ez a hőhatásövezetben történt. Kevés információ áll rendelkezésre a hidegrepedés mechanizmusáról és szabályozó tényezőjéről a hegesztési varratban, ezért ez a kérdés napjainkban is kutatás tárgyát képezi [19]. A hegesztés utáni maradó feszültség csökkentése olyan hozaganyaggal érhető el, amely alacsony átalakulási hőmérséklettel rendelkezik, ez növelheti a varrat kifáradási határát, és a szívósság növekedése is várható az alacsony átalakulási hőmérséklettel rendelkező varratban, a bőven jelen lévő maradék austenit miatt. A maradék austenit megfelelő kémiai összetétel mellett feszültség hatására környezeti hőmérsékleten átalakul, ezt lágyulás kíséri, amely csökkenti a feszültséghalmozódást a repedéscsúcsokban, növelve a törési szívósságot. Így az alacsony átalakulási hőmérséklettel rendelkező hozaganyagok előnyös hatással vannak a varrat mechanikai tulajdonságaira. A maradék austenit hidegrepedésre gyakorolt káros hatása mellett csökkenti a szilárdságot, ezért a varrat szövetszerkezetének tervezése és ellenőrzése szükséges megfelelő szilárdságú és a hidegrepedéssel szemben ellenálló varrat eléréséhez [19].
1.3.5. Kilágyulás és keménységcsúcsok Nagyszilárdságú acélok hegesztésekor kedvezőtlen hegesztéstechnológiai paraméterek (nagy rétegközi hőmérséklet, nagy vonalenergia) esetén a hőhatásövezet és a varrat kilágyulása következik be, ezáltal éppen a nagy szilárdságából származó előnyök vesznek el. Helyesen megválasztott hegesztéstechnológiával, megfelelő paraméterkombinációk betartásával elkerülhető a kilágyulás és a hidegrepedési veszély, azaz hegesztés során a későbbiekben ismertetett hegesztési munkaterületen belül kell maradni. Keménységcsúcsok gyors hűlés esetén alakulnak ki, ekkor az acél beedződik és elveszti szívósságát. Lassú hűlés esetén keménységcsökkenés figyelhető meg, az acél kilágyul, szilárdsága lecsökken. A legnagyobb mértékű edződés a hőhatásövezet varrathoz közeli sávjában tapasztalható, míg a varrattól távolabbi sávban kilágyulás jellemző. A lehető legkisebb kilágyulás és felkeményedés miatt fontos az állandó vonalenergia betartása. Kis vonalenergiával sokrétegű, kétoldali varratot kell felépíteni, egymáshoz képest elcsúsztatott sorokkal, illetve a sorok elkészülése után forgatással, a deformáció minimalizálása végett. Az ötvözők miatt a hőhatásövezetben így is kialakulhatnak keménységcsúcsok és keménységcsökkenés, ezért hegesztés előtt a munkadarabot elő kell melegíteni. A 22. ábrán az S960QL jelű nemesített nagyszilárdságú acél védőgázas fogyóelektródás ívhegesztéssel készült hegesztett kötésének keménységeloszlása látható, ezen megfigyelhető az előmelegítés keménységcsökkentő hatása.
− 28 −
22. ábra: Nagyszilárdságú acélok hegesztett kötéseinek keménységeloszlása [26] Ha a nagyszilárdságú hegesztett szerkezet alacsony hőmérsékleteken (-20 °C…40 °C) üzemel, akkor a hőhatásövezet szemcsedurvulási sávjából kiindulva történhet a tönkremenetel. A szemcsedurvulási sáv az összeolvadási zónával szomszédos, ahol szélkiolvadás lehet a varrat és az alapanyag között. A szélkiolvadás repedés-kiindulási hely, közel a hőhatásövezet leggyengébb sávjához. Ezért ezt fontos kijavítani köszörüléssel és polírozással, különösképpen, ha a hegesztett szerkezet dinamikus terhelésnek van kitéve [24].
− 29 −
2. HOZAGANYAGVÁLASZTÁS SZEMPONTJAI, „MATCHING” KÉRDÉSKÖR A „matching” kifejezés a hozaganyagnak az alapanyaghoz viszonyított megfelelőségét jelenti, a megfelelés több anyagtulajdonságra is kiterjedhet (szakítószilárdság, alakváltozó képesség, szívósság), azonban a leggyakoribb a folyáshatárbeli megfelelőség. A folyáshatárbeli „matching” csak teljes átolvadású tompavarratoknál értelmezhető, mert sarokvarratok és nem teljes átolvadású tompavarratok esetén a hegesztett kötés teherbírását a hozaganyag szilárdságán kívül a varrat vastagsága is befolyásolja, ezért ebben az esetben a vastagság is fontos paraméter a kötés teherbírása szempontjából. A hegesztési hozaganyag alapanyaghoz viszonyított relatív folyáshatára alapján három kategóriát különböztetünk meg: − „Overmatching”: a varrat nagyobb folyáshatárú, mint az alapanyag − „Matching”: a varrat és az alapanyag azonos folyáshatárúak − „Undermatching”: a varrat kisebb folyáshatárú, mint az alapanyag [4]. Folyáshatárbeli „overmatching” alkalmazásának csak akkor van értelme, ha a kötésbeli anyag folyásra hajlamos. Ez az állítás azonban kevésbé egyértelmű, mint amilyennek elsőre látszik. Ez azzal van kapcsolatban, hogy a kötés törési módja a szilárdságtól vagy a szívósságtól függ. A törési mód számos tényezőtől függ: a hőmérséklettől, az alakváltozási sebességtől, a terhelés módjától, a külső terhelések amplitúdójától, a maradó feszültségek jelenlététől és nagyságától, a kötés elemeinek (alapanyag, HHÖ, varrat) szívósságától és alakváltozási képességétől, − a hiba helyétől és méretétől. − − − − − −
Következésképpen szélsőséges körülmények között (például negatív hőmérsékletek esetén) előnyösebb lehet a varratfém és az alapfém összehasonlítása a törési szívósságuk (K IC ) alapján, mint a folyáshatáraik alapján.
− 30 −
A szívósság fontosságát egyre jobban hangsúlyozzák. A rendkívül szívós és kedvező alakváltozó-képességű „undermatching” típusú hozaganyagokkal készített varratok iránti szükséglet nyilvánvaló, mert szélsőséges esetben ez a kötés egyetlen része, amely folyásra hajlamos. Az „overmatching” típusú varratoknak is megfelelő szívóssággal kell rendelkezniük a repedések jelenléte miatt a varratban, illetve a hőhatásövezetben, mert ezek terjedését közvetve vagy közvetlenül befolyásolja. A mismatch típusú varratok esetén a szívósság megállapítása kihívást jelent, főképpen a hőhatásövezet vizsgálatánál. A szívósság számszerűsítésére a repedéscsúcsból kiinduló képlékeny alakváltozás jellemzésére szolgáló törésmechanikai mérőszám, a Jintegrál szolgál. Ennek megállapításához olyan érzékelők szükségesek, amelyek a lehető legkisebb területen képesek pontosan helyi méréseket végezni [21]. A „matching” mértéke olyan anyagvizsgálatok eredményeiből határozható meg, amelyek alkalmasak a szilárdság, az alakváltozó képesség vagy a szívósság megállapítására. A folyáshatárbeli „matching” mértéke szakítóvizsgálat eredményeinek segítségével határozható meg, a szakítóvizsgálattal az egyezményes folyáshatáron (R p0,2 ) kívül a keményedési kitevő (n), illetve a szakítószilárdság-folyáshatár viszonyszám (R m /R p0,2 ) is megállapítható, amely a nemesített acélok alakváltozási tartalékának jellemzésére szolgál.
2.1. „Overmatching” A hegesztéssel készülő acélszerkezetek jelentős részét az R eH ≤ 360 MPa szilárdságkategóriába tartozó acélból gyártják (CR ISO 15608 szabvány szerinti 1. főcsoportba tartozó acélok), ezekhez a kisszilárdságú acélokhoz az „overmatching” elven történő hozaganyag-választás az általános gyakorlat. Ekkor a kötés nagyobb szilárdságú és szívósságú hozaganyaggal készül, amely biztosítja a varrat és a hőhatásövezet alapanyaghoz képesti körülbelül azonos szívósságát és ridegtöréssel szembeni ellenállóságát. Tehát az „overmatching” elvű hozaganyag-választás egyszerű hibakompenzációs elv a rugalmas alakváltozási képesség biztosítására extrém körülmények között is, és a hegesztett kötés képlékeny alakváltozásának biztosítására a kötésben jelenlévő repedések, varrathibák esetén is [21].
2.2. „Matching” A 360 MPa < R eH ≤ 600 MPa szilárdságkategóriájú acélok esetén a „matching” elvű hozaganyag-választás az általános gyakorlat. A hozaganyag alapanyaghoz képesti teljes azonossága ebben a szilárdságkategóriában már nem érhető el, mert a hozaganyag gyártástechnológiájából adódóan a szilárdságnövelés technológiai módszerei (nemesí-
− 31 −
tés, termomechanikus kezelés, hidegalakítás) nem alkalmazhatók, a hozaganyag szilárdságnövelése csak ötvözők adagolásával érhető el. 600 MPa folyáshatárig a hozaganyag alapanyaggal azonos folyáshatára mangán (1-2 % Mn), nikkel (Ni), és molibdén (Mo) ötvözőkkel megvalósítható, így ebben a szilárdságkategóriában a hegesztéshez rendszerint az alapanyaggal azonos szilárdságú hozaganyagot választanak. A nikkel (Ni) és a molibdén (Mo) hegesztés szempontjából kedvező ötvözők, mert a hozaganyag szilárdságának növelése mellett a nyúlását, a szívósságát és az átmeneti hőmérsékletét csak kismértékben rontják. A 23. ábrán a kereskedelmi forgalomban kapható nagyszilárdságú hozaganyagok (bevont elektróda, védőgázas és fedettívű tömör huzal) adataiból megszerkesztett regressziós függvényeket láthatjuk. A nikkel (Ni) tartalom függvényében ábrázolja a szilárdsági jellemzők [szakítószilárdság (R m), egyezményes folyáshatár (R p0,2 )] és az alakváltozási jellemző [fajlagos nyúlás (A)] változását, ez alátámasztja a kedvező ötvözési tulajdonságokat [1].
23. ábra: A nikkel ötvözés hatása a nagyszilárdságú hozaganyagok mechanikai jellemzőire [1]
2.3. „Undermatching” Jelenleg az R eH > 600 MPa folyáshatárú, ún. nagyszilárdságú acélokhoz számos szakirodalom és gyártó az „undermatching” hozaganyag alkalmazását ajánlja. Nagyszilárdságú acélok hegesztésekor az „undermatching” elven választott kisebb folyásha-
− 32 −
tárú és nagyobb alakváltozó képességű hozaganyag alkalmazása növeli a varrat repedéssel szembeni ellenálló-képességét (ezt a 24. ábra szemlélteti), kisebb lesz a maradó feszültség és csökken a teraszos repedés megjelenésének kockázata [4]. Ezen kívül az „undermatching” elven választott hozaganyagok csökkentik az előmelegítési igényt (de az alapanyag vegyi összetétele alapján kiszámított előmelegítést minden esetben el kell végezni). Jelenleg a 600 MPa folyáshatár feletti szerkezeti acélok nagy részét nemesítéssel gyártják, az említett 3 mm feletti lemezvastagságok esetén. A hozaganyag gyártása során azonban a nemesítés nem alkalmazható, így erősebb ötvözéssel érik el a nagy szilárdságot, ezért a hozaganyag jóval drágább az alapanyagnál. Hozaganyagválasztásakor a hozaganyag szilárdságán kívül az alakváltozó képességét, törési szívósságát és a hidrogéntartalmát is figyelembe kell venni.
24. ábra: Az undermatching típusú kötések nagyobb repedéssel szembeni ellenálló-képessége [23] Napjainkban már a 900 MPa feletti folyáshatárú nagyszilárdságú acéllemezek kereskedelmileg is kaphatók, ám ezekhez néhány kivételen kívül (pl. Böhler UNION X96, Stein Megafil 1100 M) nincs olyan „matching” hozaganyag, amely rendelkezne az alapanyagnak megfelelő alakíthatósági és szívóssági jellemzőkkel. Hasonlóképpen, a nagyszilárdságú, szívós csőacélokhoz hiányoznak a megfelelő szilárdságú és szívósságú hozaganyagok, amelyek alkalmasak lennének a szabadtéri hegesztésre is. Ezeket a nagyszilárdságú acélokat gyakran kell hegeszteni magas páratartalmú környezetben, ahol nehéz elkerülni a hidrogén bekerülését a légkörből, valamint a hozaganyagból, amelynek következtében hidegrepedés keletkezhet. Ez a hozaganyaggyártók számára új kihívásokat jelent. A porbeles huzalelektródák megjelenése új technológiai lehetőségeket nyit a különböző ipari alkalmazásokban (pl. a hajógyártásban), a nagyobb leolvasztási teljesítményének és a mélyebb beolvadásának köszönhetően [19].
− 33 −
Nagyszilárdságú hozaganyagok esetén fontos szempont az alacsony karbontartalom a hidegrepedési hajlam csökkentése végett, ez azonban korlátozza a szilárdságnövelést. Az ilyen hozaganyagok fő ötvözői is a nikkel (Ni) és a molibdén (Mo), hiszen ezek hegesztés szempontjából kedvezőnek tekinthetők. A többi szilárdságnövelő ötvöző, a króm (Cr) és a vanádium (V) azonban nem tekinthetők kedvezőnek hegesztés szempontjából, mert erős karbidképzők, a folyamatos hűtésű átalakulási diagramokat (CCT görbéket) jobbra tolják, ezáltal növelik az edződési hajlamot, így ezek ötvözését hozaganyagok esetén kerülik. A hozaganyagban a nikkel (Ni) azonban 3%-ra van korlátozva, mert ennél nagyobb nikkeltartalom esetén nem lehetséges a melegrepedéssel szembeni ellenállás és az alapanyagnak megfelelő szilárdság és szívósság egyidejű biztosítása (a keletkező delta-ferrit rontja a szívósságot) [22]. Nagyszilárdságú acélok hegesztésekor fontos célkitűzés a hegesztett kötés repedéssel szembeni ellenálló-képességének a megőrzése, ezt többek között az „undermatching” elven választott hozaganyagok biztosítják az alapanyaghoz képesti nagyobb alakváltozó-képességükből adódóan, így körülbelül 100…200 MPa nagyságú undermatchinget még elfogadhatónak tartanak. Az alapanyag és a hozaganyag konkrét, számszerű folyáshatárbeli különbsége helyett azonban célszerűbb bevezetni a relatív „undermatching” mértékét [1], az alapanyaggal való szemléletesebb összehasonlítás végett. 𝑅𝑅𝑝𝑝0,2 𝑎𝑎.𝑎𝑎 − 𝑅𝑅𝑝𝑝0,2 ℎ.𝑎𝑎 𝑟𝑟𝑢𝑢𝑢𝑢 = ∙ 100% 𝑅𝑅𝑝𝑝0,2 𝑎𝑎.𝑎𝑎 r um :
a relatív undermatching mértéke
R p0,2 h.a :
a hozaganyag egyezményes folyáshatára [MPa]
R p0,2 a.a :
az alapanyag egyezményes folyáshatára [MPa]
[-]
A kísérletek során használt WELDOX 960 E jelzésű alapanyag és az ESAB OK TUBROD 14.03 márkajelzésű portöltetes huzalelektróda esetén a relatív undermatching értéke a műbizonylatokban szereplő értékek alapján (1), a szabványos jelölés alapján (2) és a becsült felkeveredési aránnyal (a varrat 2/3 része a hozaganyagból, 1/3 része az alapanyagból származik) (3): 1014 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 − 757 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∙ 100% = 25% (1) 1014 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 960 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 − 690 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 = ∙ 100% = 28,1% (2) 960 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
𝑟𝑟𝑢𝑢𝑢𝑢 ,𝑚𝑚ű𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏𝑏 =
𝑟𝑟𝑢𝑢𝑢𝑢 ,𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠𝑠
𝑟𝑟𝑢𝑢𝑢𝑢 ,𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓𝑓 =
1
2
1014 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 − � ∙ 1014 + ∙ 757� 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 3
1014 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
3
∙ 100% = 16,8% (3)
− 34 −
Egy „undermatching” elven választott hozaganyaggal készült kötés húzóterhelés alatti viselkedését a 25. ábra szemlélteti.
25. ábra: Az alapanyag és a hozaganyag feszültség-nyúlás diagramja „undermatching” elven választott hozaganyag esetén [1] Húzóterhelés hatására a varrat és az alapanyag rugalmasan alakváltozik, amíg az „undermatching” elv szerint kisebb folyáshatárú varrat eléri a folyáshatárát, ezt az „A” pont jelöli. Ezután az alapanyag folyáshatárának eléréséig, a „B” pontig a varrat képlékenyen, az alapanyag továbbra is rugalmasan alakváltozik. Látható, hogy az alapanyag folyáshatárának megfelelő feszültségszintig a varrat nyúlik, ezért a varrat képlékeny tartalékai csökkennek és felkeményedik, ridegebbé válik. Ezután a varrat és az alapanyag is nyúlik, a varrat a szakadási nyúlásának körülbelül a feléről. Ezért az r um relatív undermatching értéke mellett a hozaganyag szakadási nyúlására is figyelmet kell fordítani, hogy az alapanyagénál jelentősen nagyobb legyen „undermatching” típusú kötések esetén, ezért erre hozaganyag-választáskor kiemelten ügyelni kell [1]. Ha „undermatching” kötések szilárdsági méretezésekor a Eurocode 3 szerint járnak el, a kötés fent látható viselkedése miatt ügyelni kell a biztonsági tényezők megfelelő megválasztására. A Eurocode 3 szakítószilárdságra méretez, így ha a szakítószilárdság osztott biztonsági tényezőit alacsonyra választják, az előzőekben leírtak miatt a varrat eléri a folyáshatárát, megfolyik és végső esetben el is szakadhat. A kisebb folyáshatárú, „undermatching” elven választott huzalelektródák előnyei [6]: − a varratban, a hőhatásövezetben és az alapanyagban a maradó feszültségek csökkentése, − a repedésérzékenység csökkentése a varratban és a réteges tépődés (teraszos repedés) veszélyének csökkentése az alapanyagban, − csökkenthető az előmelegítési hőmérséklet, − a kisebb szilárdságú varrat nagyobb alakváltozási képességű.
− 35 −
Hosszirányú terhelésnek kitett kötések esetén, amelyek a maradó feszültségekre érzékenyek, a gyök hegesztésénél az „undermatching” típusú hozaganyag alkalmazása kimondottan előnyös, mert a gyökvarratban csökken a maradó feszültség és a hidegrepedéssel szembeni érzékenység. Az elektróda-átmérő növelésével nő a szilárdság és csökken az ütőmunka, így ennek is fontos az optimális megválasztása. Az alábbi tényezőket kell figyelembe venni nagyszilárdságú acélok hegesztéséhez való elektródák választásánál, a jó hegeszthetőség, a jó szívósság és a termelékenység biztosításához [6]: − kémiai összetétel, amely minimalizálja az alapanyag hígulásának kedvezőtlen hatásait, − hozaganyag gyártási eljárása, − szövetszerkezet fajtája és szemcseméret, amely a hűlési sebességtől és a kémiai összetételtől függ, − hegeszthetőség (karbonegyenérték), − az adott hegesztett szerkezet tervezési követelményei, − elektróda-átmérő (növelése csökkenti az ütőmunkát és növeli a szilárdságot) Egyes kutatások az undermatching kötéseket a matching kötésekkel hasonlították össze, és hasonló fáradási tulajdonságokat tapasztaltak, mindkét típusú varrat hasonló repedésterjedési sebességgel rendelkezett. Mások az undermatching kötéseket hasonlították össze az overmatching kötésekkel és kedvezőbb fáradási tulajdonságokat tapasztaltak az overmatching kötésekhez képest. A TS590 jelű acél undermatching és overmatching típusú kötésére érvényes fáradási szilárdsági görbéiből (Wöhlergörbéiből) látható, hogy kisebb igénybevételi számok (ciklusszámok) esetén az undermatching típusú varrat jobb fáradási tulajdonságokat mutatott, tehát ez az undermatching elvű hozaganyag-választás mellett szól, míg a kifáradási határ a matching és undermatching kötésre ebben az esetben egyenlőnek tekinthető (26. ábra).
26. ábra: TS590 jelölésű acél undermatching és overmatching hozaganyaggal készült kötéseinek Wöhler-görbéi [25]
− 36 −
3. HEGESZTÉSI KÍSÉRLETEK MEGTERVEZÉSE 3.1. Alapanyag A nemesített szerkezeti acélok (pl. S690QL, S960QL) nagy ötvözőtartalmuknak köszönhetően hegesztéskor edződésre hajlamosak, így hegesztésüknél előmelegítésre és korlátozott vonalenergiára van szükség, illetve a túl hosszú lehűlési időket kerülni kell. A hegesztési kísérletek során a svéd SSAB vállalat WELDOX 960E márkajelzésű, S960QL szabványos besorolású nemesített nagyszilárdságú acél alapanyagát alkalmaztuk. Az alkalmazott alapanyag vegyi összetételét a 3. táblázat tartalmazza. C
Si
Mn
P
S
Cr
Ni
0,17%
0,22%
1,26%
0,011%
0,001%
0,2%
0,05%
Mo
V
Ti
Cu
Al
Nb
B
N
0,594%
0,045%
0,003%
0,01%
0,061%
0,014%
0,002%
0,003%
SSAB WELDOX 960E
3. táblázat: A WELDOX 960E nagyszilárdságú acél vegyi összetétele Az alapanyag kimagaslóan nagy szilárdságának oka a gyártástechnológia és az ötvözők együttes hatása. Ezt az acélminőséget nemesítéssel gyártják (Q+HTT), amely rendkívül kedvező tulajdonságokat biztosító hőkezelési eljárás, hiszen csökkenti a keménységet és a maradó feszültségeket, csökkenti a martensit ridegségét, ezzel az eljárással a legnagyobb szilárdság és az elfogadható alakváltozó képesség egyidejű jelenléte, továbbá a kedvező szívósság biztosítható. Mindemellett találhatók benne átedződést segítő (Cr, Mo, B) és szemcsefinomító hatású (V, Ti, Nb) ötvözők. Az acél ily módon kialakuló mechanikai tulajdonságait a 4. táblázat tartalmazza, melyek közül a kimagasló szilárdsági jellemzők mellett a kedvező ütőmunka is kiemelkedő.
SSAB WELDOX 960E
R p0,2
Rm
A5
KV (-40℃)
[MPa]
[MPa]
[%]
[J]
1014
1053
14
75
4. táblázat: A WELDOX 960E jelölésű nagyszilárdságú acél mechanikai tulajdonságai
− 37 −
A modern, nagyszilárdságú acélgyártó eljárásoknak köszönhetően ezen acélok szennyezőtartalma minimális, ezért melegrepedési veszély nem áll fenn, azonban a hidegrepedési veszély csökkentése végett fontos a megfelelő hozaganyag kiválasztása, valamint a megfelelő felületelőkészítés.
3.2. Hozaganyag-választás „undermatching” elven Az 5. táblázat az EN ISO 16834 szabvány nagyszilárdságú tömör huzalelektródákra vonatkozó besorolását tartalmazza. A különböző szilárdsági kategóriák vegyi összetételének összehasonlításakor jól látható, hogy lényegében két ötvözési rendszer, egy NiMo és egy NiMoCr ötvözési rendszer alakult ki, azaz ugyanazt a szilárdságot nikkel és molibdén, valamint nikkel, molibdén és króm ötvözésével is el lehet érni. Az 5. táblázatban az is megfigyelhető, hogy a nagyobb szilárdsági kategóriák esetén (S890Q, S960Q) már nikkel mellett a króm és a molibdén együttes ötvözésére van szükség a kívánt szilárdság eléréséhez.
5. táblázat: Nagyszilárdságú tömör huzalelektródák MSZ EN ISO 16834 szerinti csoportosítása A védőgázas fogyóelektródás ívhegesztéshez a huzalelektródát úgy kell megválasztani, hogy a varrat tulajdonságai a hegesztett kötésre vonatkozó előírásoknak megfeleljenek. A hidegrepedés elkerülése érdekében kizárólag olyan huzalelektródát szabad választani, amely olyan varratot eredményez, amely vegyi összetételében nem tér el túlságosan az alapanyagtól, és nagy szilárdságot biztosít, és alacsony hidrogéntartalmú varrat készíthető vele. A huzalelektróda kiválasztásakor az undermatching elvű hozaganyag-választás nemesített nagyszilárdságú acélok esetén előnyös lehet, kedvező hatása lehet a kötés fáradási tulajdonságaira [25].
− 38 −
Az undermatching elvű hozaganyag-választás során a Stein Megafil MF 940 M, a Stein Megafil MF 250 M, és az ESAB OK Tubrod 14.03 márkajelzésű huzalelektródákat vizsgáltuk meg, ezeknek (és az összehasonlíthatóság kedvéért az UNION X96 matching huzalelektródának) a százalékos ötvözőtartalmát és karbonegyenértékeit a 6. táblázat, mechanikai tulajdonságaikat pedig a 7. táblázat tartalmazza. Az MF 250 M jelű elektróda megfelelő ötvözőtartalommal rendelkezik a jó mechanikai tulajdonságok: a nagy szilárdság és a jó szakadási nyúlás egyidejű jelenlétéhez, ám sajnos ez jelenleg nem kapható kereskedelmi forgalomban, így a kísérleteink során az OK Tubrod 14.03 huzalelektródát alkalmaztuk. Gyártó, márkanév Drahtzug Stein MF 940 M Drahtzug Stein MF 250 M ESAB OK Tubrod 14.03 Böhler Union X96
Szabványos jelölés
C [%]
Si [%]
Mn [%]
P [%]
S [%]
Mo [%]
Ni [%]
Cr
CET
CEV
T55 6 Mn2,5 Ni M M 1 H5
0,05
0,6
1,4
0,015
0,015
-
2,1
-
0,24
0,42
T69 6 Z M M 1 H5
0,05
0,6
1,4
0,015
0,015
-
3
-
0,26
0,48
T69 4 Mn2 Ni Mo M M
0,07
0,6
1,7
0,02
0,02
0,6
2,3
-
0,36
0,62
G89 5 M Mn4Ni2,5Cr Mo
0,11
0,76
1,9
0,01
0,009
0,57
2,23
0,35
0,43
0,76
6. táblázat: A huzalelektródák ötvözőtartalma és karbonegyenértékei
R p0,2 [MPa]
Rm [MPa]
A5 [%]
KV (-40℃)
MF 940 M
550
640…820
22
80
MF 250 M
690
760
26
80
OK Tubrod 14.03
757
842
23
71
[J]
7. táblázat: A huzalelektródák főbb mechanikai tulajdonságai A kísérletek során az ESAB cég OK Tubrod 14.03 márkajelzésű portöltetes huzalelektródáját alkalmaztuk, amellyel undermatching típusú varrat készíthető. Ezt hasonlítottuk össze később a BÖHLER UNION X96 márkajelzésű tömör huzalelektródával készült, matching típusú varrattal a vizsgálatok során. A huzalátmérő mindkét esetben 1,2 mm volt.
− 39 −
Az alapanyag gyártási technológiájából adódó nagy szilárdságot a hozaganyag esetén a nikkel (Ni) 2%-ot meghaladó ötvözésével érik el, hiszen a hozaganyagnál nem alkalmazhatók az alapanyag szilárdságnövelő gyártási technológiái. A hozaganyag alacsony karbontartalmára a hidegrepedési hajlam csökkentése érdekében van szükség, azonban ez korlátozza a nagymértékű szilárdságnövelést. A 8. táblázatban az undermatching (OK Tubrod 14.03) és a matching (UNION X96) elven választott hozaganyagok mechanikai tulajdonságait hasonlítottam össze az alapanyagéval (WELDOX 960E). (Megjegyzés: az UNION X96 huzalelektróda esetében a minimális értékek szerepeltek a műbizonylaton, tényleges ömledékvizsgálati eredményt nem közöltek, így a táblázat ezeket a minimális értékeket tartalmazza.) R p0,2 [MPa]
Rm [MPa]
A5 [%]
KV (-40℃)
OK Tubrod 14.03 (undermatching)
757
842
23
71
UNION X96 (matching)
930
980
14
40
WELDOX 960E (alapanyag)
1014
1053
14
75
[J]
8. táblázat: Az undermatching és a matching hozaganyag, illetve az alapanyag mechanikai tulajdonságai A varratfém tulajdonságai is fontos tényezők az undermatching típusú varratok hatékonyságában. Hozaganyag-választásakor a hozaganyag szilárdságán kívül az alakváltozó képességét, szívósságát és a hidrogéntartalmát is figyelembe kell venni. A 8. táblázatból szemléletesen látható, hogy az undermatching hozaganyag kisebb szilárdsága mind az alapanyagnál, mind a matching hozaganyagnál jelentősen nagyobb szakadási nyúlással párosul.
3.3. Védőgáz A hegesztés során alkalmazott védőgáz a hozaganyaggyártók és a szabvány ajánlására az MSZ EN 439 szabvány szerinti M21 jelzésű gázkeverék. A választott védőgáz a CORGON 18, amely 82% Ar + 18% CO 2 összetételű. Az ilyen arányú gázkeverék előnye a viszonylag mély beolvadású varratalak. Az 1,2 mm átmérőjű huzalelektródához az előírt védőgáz-szükséglet min. 15 l/min, ezt mi 17,2 l/min-re állítottuk a varrat megfelelő védelme érdekében.
− 40 −
3.4. Hegesztési paraméterek meghatározása A következőkben az optimális hegesztési paramétereket, a vonalenergiát és az előmelegítési hőmérsékletet határoztam meg, amelyek betartása rendkívül fontos a hegesztett kötés megfelelő szívóssága és a hidegrepedés elkerülése szempontjából. Az előmelegítési és rétegközi hőmérsékletet az alapanyaggyártó SSAB vállalat WeldCalc nevű szoftvere segít meghatározni, amely az MSZ EN 1011-2 szabványban megtalálható összefüggéseket használja a hegesztési munkaterület körülhatárolásához. A szabványban található számítási módszert a következő alfejezetekben szeretném bemutatni. Ezek az ajánlások a normál hegesztési körülményekre vonatkoznak, merev befogás és a kötés korlátozott alakváltozása esetén magasabb előmelegítési hőmérsékletet kell előírni.
3.4.1. Vonalenergia meghatározása A vonalenergia fogalmának bevezetése megkönnyíti a különböző hegesztési eljárások összehasonlítását.
27. ábra: A vonalenergia hatása a hegesztett kötés tulajdonságaira [8] A vonalenergia csökkenésével a hegesztett kötés szilárdsága nő, azaz az alapanyag szilárdságát megközelítheti, ám ekkor a termelékenység csökken. Kis vonalenergia esetén csökken a hegfürdő létideje, ezért a hidegrepedési veszély nő, emellett nő a beolvadási hiba veszélye. A vizsgált S960QL jelű, nemesített nagyszilárdságú acél hegesztésénél a vonalenergia értékét a lehető legkisebbre kell megválasztani, mert túlzottan nagy vonalenergia esetén jelentős mértékben lecsökken a kötés szilárdsága és szívóssága, azaz a minőségi követelményeket kell előtérbe helyezni a termelékenységgel szemben.
− 41 −
A vonalenergia a hőáram és a hegesztési sebesség hányadosaként számítható: 𝛷𝛷 𝐸𝐸𝑉𝑉 = 𝑣𝑣ℎ ahol:
ϕ: hőáram
[W]
v h : hegesztési sebesség
[mm/s]
A vonalenergia definíciójának hányadosában található hőáram az eljárástípus, az áramerősség, a feszültség és az áramnem ismeretében következőképpen számítható:
ahol:
𝛷𝛷 = 𝜂𝜂𝑡𝑡 ∙ 𝑈𝑈 ∙ 𝐼𝐼 ∙ cos 𝜑𝜑
η t : termikus hatásfok
[-]
U: feszültség
[V]
I: áramerősség
[A]
φ: fázisszög
[°]
Védőgázas fogyóelektródás ívhegesztés (VFI) esetén a termikus hatásfok 0,8, ez a hőforrás hőenergiájának a tárgyba kerülő és ott hasznosuló hányadát mutatja. Egyenáram (DC) esetén a φ fázisszög 0, ezért cosφ = 1, így a fent látható képlet tovább egyszerűsödik. A védőgázas fogyóelektródás ívhegesztés 500 J/mm-től egészen 3000 J/mm-ig elterjedt. A kötés szilárdsága és szívóssága nem csökkenhet a szabvány követelményei alá, ezért a vizsgált acélnál a közepes vastagságú lemezek esetén az optimális vonalenergia-tartomány 500...1000 J/mm. A vizsgálati darab 15 mm lemezvastagságú, ezért az optimális tartomány 600…700 J/mm-re szűkül, így a határ-lemezvastagságot (d határ ) a középértéket, E v = 650 J/mm-t behelyettesítve kapjuk. 650 J/mm értékű vonalenergiával biztosítható a kötés lehető legnagyobb szilárdsága és szívóssága [26] [27]. A vonalenergia állandó értéken való tartása is fontos, így amennyiben kézi hegesztéssel készül a kötés, ezen acélok hegesztését csak olyan hegesztő személy végezheti, aki a hegesztést állandó sebességgel tudja végezni. Esetünkben hegesztőkocsit használtunk, amely állandó sebességgel képes hegeszteni, így az állandó hegesztési sebesség biztosított.
− 42 −
3.4.2. Karbonegyenérték számítása Többféle karbonegyenérték (Carbon Equivalent – CE) létezik, amelyeknek eltérő a számításuk, a két legelterjedtebb karbonegyenérték a CEV és a CET jelölésű. A Nemzetközi Hegesztési Intézet (IIW – International Institute of Welding) ajánlása alapján: 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 = 𝐶𝐶 +
𝑀𝑀𝑀𝑀 𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝐶𝐶𝐶𝐶 + 𝑉𝑉 𝑁𝑁𝑁𝑁 + 𝐶𝐶𝐶𝐶 + + 5 15 6
Ez az összefüggés jellemzi az acél ötvözőinek hatását az edződési hajlamára. Az S960QL jelölésű alapanyag jelentős ötvözőtartalommal rendelkezik, ezért az alacsony karbontartalom ellenére is fennáll a hidegrepedések létrejöttének kockázata a 0,45% feletti karbonegyenérték miatt. 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝑎𝑎𝑎𝑎 = 0,54
A CEV összefüggés ötvözetlen, gyengén ötvözött, illetve finomszemcsés acélokra a CEV = 0,3…0,7% tartományban érvényes, a 9. táblázat tartalmazza az ötvözők maximális mennyiségét, amelyben az összefüggés alkalmazható. C
Si max
Mn max
Cr max
Cu max
Ni max
Mo max
V max
0,05…0,25
0,8
1,7
0,9
1,0
2,5
0,75
0,2
9. táblázat: A CEV alkalmazhatóságának maximális ötvözőtartalma tömegszázalékban Egy másik, gyakran alkalmazott eljárás az ún. Üwer-Höhne módszer, melyet az MSZ EN 1011-2 szabvány is ajánl, ez az alábbi karbonegyenérték összefüggést használja: 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 = 𝐶𝐶 +
𝑀𝑀𝑀𝑀 + 𝑀𝑀𝑀𝑀 𝐶𝐶𝐶𝐶 + 𝐶𝐶𝐶𝐶 𝑁𝑁𝑁𝑁 + + 10 20 40
Ez az összefüggés csak a CET = 0,2…0,5% tartományban alkalmazható. Az ehhez szükséges ötvözők maximális értékeit a 10. táblázat tartalmazza, a CET összefüggést ezen ötvöző-tartományokon belül lehet alkalmazni. C
Simax
Mnmax
0,05…0,32
0,8
0,5…1,9
Crmax Cumax Nimax 1,5
0,7
2,5
Momax Vmax Nbmax 0,75
0,18
0,06
Timax
Bmax
0,12
0,005
10. táblázat: A CET alkalmazhatóságának maximális ötvözőtartalma tömegszázalékban Az undermatching elven választott hozaganyag, az ESAB OK Tubrod 14.03 karbonegyenértékei a következők:
− 43 −
𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
14.03
𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇𝑇
= 0,07 + 14.03
1,7 + 0,6 0 + 0 2,3 + + = 0,3575 % 10 20 40
= 0,07 +
1,7 0,6 2,3 + + = 0,6266 % 6 5 15
A matching (UNION X96) huzalelektróda karbonegyenértékei pedig: 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈 𝑋𝑋96 = 0,11 +
𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈𝑈 𝑋𝑋96 = 0,11 +
1,9 + 0,57 0,35 + 0,002 2,23 + + = 0,43 % 10 20 40
1,9 0,57 + 0,35 + 0,004 2,23 + 0,002 + + = 0,76 % 6 5 15
Összehasonlítva a matching és az undermatching huzalelektróda karbonegyenértékeit, látható, hogy az undermatching hozaganyag karbonegyenértéke 20%-al kisebb, ezért kisebb az edződési hajlam, ez az oka annak, hogy csökkenthető az előmelegítési hőmérséklet. Az ESAB OK Tubrod 14.03 huzalelektróda ötvözőinek tömegszázalékos összetétele és a kiszámított CET karbonegyenértéke is megfelel a szabvány alkalmazhatósági előírásainak, ezért a CET összefüggés alkalmazható az előmelegítési hőmérséklet meghatározásához.
3.4.3. Az előmelegítési hőmérséklet meghatározása A nagyszilárdságú acélok hegesztése esetén az előmelegítést elsősorban a hidegrepedés elkerülése érdekében alkalmazzák. A szabvány alábbi képletéből látható, hogy a karbonegyenértéken (CET) kívül a hozaganyag diffúzióképes hidrogéntartalmát (H d ) is figyelembe kell venni az előmelegítési hőmérséklet számításakor. Az előmelegítési hőmérséklet további befolyásoló tényezői: a kombinált lemezvastagság (s = s 1 +s 2 ) és a vonalenergia (E V ). Ezen adatok ismeretében az előmelegítési hőmérséklet a következőképpen számítható: 𝑠𝑠 𝑇𝑇𝑝𝑝𝑟𝑟𝑟𝑟 = 697 ∙ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 + 160𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡𝑡ℎ ∙ � � + 62 ∙ 𝐻𝐻𝑑𝑑0,35 + (53 ∙ 𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶𝐶 − 32) ∙ 𝐸𝐸𝑣𝑣 − 328 35 ahol: s:
kombinált lemezvastagság
[mm]
H d : diffúzióképes hidrogéntartalom
[ml / 100 g varratfém]
E V : vonalenergia
[kJ / mm]
− 44 −
Az előmelegítés területének a varrat középvonalától számított 75 mm széles sávra szükséges kiterjednie. Az előmelegítés végezhető elektromos melegítő paplannal, illetve amennyiben ez nem áll rendelkezésünkre, oxigén-acetilén gázzal működő lángmelegítő is megfelelő. Hegesztés kísérleteinknél is ezt az utóbbi megoldást választottuk. Az előmelegítés után, a hegesztés megkezdése előtt ellenőrizni kell a hegesztendő lemezek hőmérsékletét, ez történhet tapintó hőmérővel, non-kontakt infravörös hőmérsékletmérővel, vagy hőkrétával. A mi esetünkben hőkrétákat alkalmaztunk, amelyek különböző határhőmérsékleten gőzölögnek el, így könnyedén, jól láthatóan megállapítható volt a munkadarab hőmérséklete. Amennyiben a környezeti hőmérséklet +5 ℃ alatt van, különösen fontos az előmelegítés, ugyanis ha elmarad, a pára lecsapódása hidrogént visz a varratba, amely porozitást okoz a varratban, ez rontja a kötés mechanikai tulajdonságait. Az előmelegítési hőmérséklet a fűző- és gyökvarratok (első két sor) esetén érvényes, az ezt követő varratsorok hegesztése után meg kell várni, amíg a hegesztett kötés visszahűl az előírt rétegközi hőmérsékletre, ami a nagyszilárdságú acélok esetén általában kisebb érték, mint az előmelegítési hőmérséklet. A mi esetünkben az előmelegítési hőmérséklet 180 ℃ volt, a rétegközi hőmérséklet pedig 150 ℃ [26] [27].
3.4.4. Kritikus hűlési idő A repedések keletkezésében meghatározó szerepe van a hűlési sebességnek, ezt a t 8,5/5 kritikus hűlési idővel jellemezhetjük. A jelölés indexében szereplő 8,5/5 a 850 ℃ról 500 ℃-ra történő lehűlés idejét jelenti. Ez az A 3 hőmérsékletről 500 ℃-ra való hűlési időt jelenti, és mivel az austenit bomlási hőmérséklete 850 ℃ és 500 ℃ között van, ezért ezt tekintjük kritikus hűlési időnek. A hűlési sebesség, így a hűlési idő is az alábbi tényezőktől függ: − − − − −
vonalenergia, előmelegítési hőmérséklet, lemezvastagság, a kötésben részt vevő elemek száma és kiterjedése, kötéskialakítás.
Vékonylemezek kétdimenziós, vastaglemezek háromdimenziós hővezetési modellel jellemezhetők. A két modellt elkülönítő határ-lemezvastagság az alábbi tapasztalati képlettel számítható, amelybe az előmelegítési hőmérsékletet és vonalenergiatartomány középértékét behelyettesítve: 𝑑𝑑ℎ𝑎𝑎𝑎𝑎 á𝑟𝑟 = 1000 ∙ �
0,043 − 0,000043 ∙ 𝑇𝑇0 1 1 ∙ 𝐸𝐸𝑉𝑉 ∙ � + � = 13,6 𝑚𝑚𝑚𝑚 500 − 𝑇𝑇0 850 − 𝑇𝑇0 0,67 − 0,0005 ∙ 𝑇𝑇0
− 45 −
A munkadarab lemezvastagsága s = 15 mm, ez az érték nagyobb, mint a határlemezvastagság, ezért a háromdimenziós hővezetési modellt alkalmazzuk, ez esetben a kritikus hűlési idő az alábbi közelítő, egyszerűsített képlettel számítható:
ahol:
1 1 𝑡𝑡8,5/5 = (6700 − 5 ∙ 𝑇𝑇0 ) ∙ 𝐸𝐸𝑉𝑉 ∙ � − � ∙ 𝐹𝐹3 = 5,54 𝑠𝑠 500 − 𝑇𝑇0 850 − 𝑇𝑇0
F 3 : alaktényező, amely az MSZ EN 1011-2 szabvány D.1 táblázata alapján határozható meg. Többsoros tompavarrat esetén F 3 = 0,9. A hegesztéstechnológiai paraméterablak meghatározását az optimális t 8,5/5 hűlési idők ismeretében célszerű elvégezni. Ehhez az alapanyaggyártók ajánlásai mellet a különböző szakirodalmak is útmutatást nyújtanak. A szerkezeti acélok szilárdságának növelésével a kritikus hűlési időtartomány egyre szűkül. Míg egy S355 jelű acélra egyes gyártók ajánlásai szerint akár 2-80 s közötti hűlési idők is megengedhetők, az alkalmazott S960QL esetén ez az intervallum 5-15 s-ra szűkül, amelynél gyártói tapasztalatok szerint még szűkebb tartomány, 6-10 s ajánlott [27].
3.4.5. Hegesztéstechnológiai paraméterablak meghatározása Az alapanyag gyártója, a SSAB cég WeldCalc nevű szoftvere az MSZ EN 1011-2 szabványban megtalálható összefüggéseket használja a hegesztéstechnológiai paraméterablak (Welding Lobe) kijelöléséhez. A hegesztéstechnológiai paraméterablak megszerkesztéséhez a programnak a következő adatokra van szüksége: − diffúzióképes hidrogéntartalom (5 ml / 100 g varratfém), − kombinált lemezvastagság (s = s 1 +s 2 = 30 mm), − alapanyag (WELDOX 960) kémiai összetétele, ehhez a gyártó által ajánlott hűlési idő tartománya (t 8,5/5 = 5…15 s). A szoftver használatakor elsőként a különböző karbonegyenértékek kiszámításához szükséges alapanyag összetételt kell megadni. Ezután az összehegesztendő lemezvastagságokat adjuk meg és a varratgeometriát választjuk ki (X varrat). A kombinált lemezvastagságot a program kiszámítja, amely jelen esetben a lemezvastagságok összege (30 mm).
− 46 −
28. ábra: Karbonegyenérték meghatározása a WeldCalc szoftver segítségével Ezt követően a hegesztéstechnológiai paraméterablak meghatározható. Az ehhez szükséges diagram vízszintes tengelyén az előmelegítési/rétegközi hőmérséklet, függőleges tengelyén pedig a vonalenergia szerepel. Ezen a diagramon jelölhető ki a 29. ábrán látható egyenesek által a hegesztéstechnológiai paraméterablak.
29. ábra: Hegesztéstechnológiai paraméterablak Látható, hogy a CET szerinti karbonegyenérték alapján meghatározott minimális előmelegítési hőmérséklet szigorúbb követelményeket támaszt, mint az alapanyaggyártó SSAB Oxelösund szerinti CEOx karbonegyenérték alapján meghatározott előmelegítési hőmérséklet, így a hegesztéstechnológiai paraméterablak tovább szűkül. A hegesztés során a kék, a piros, a szaggatott szürke és a fekete vonalak által határolt hegesztéstechnológiai paraméterablakon belül kell maradnunk, ez a nagyszilárdságú acélok esetében egy meglehetősen szűk tartomány, ez a pontosan beállított hegesztési paraméterek gondos betartását igényli. A vonalak jelentése:
− 47 −
− a kritikus hűlési sebesség maximuma (piros vonal) felett csökken a hőhatásövezet szilárdsága és szívóssága, − a kritikus hűlési sebesség minimuma (kék vonal) alatt átolvadási hiba veszélye áll fenn, − a zöld és szaggatott szürke vonal közül a szaggatott szürke vonal állít szigorúbb követelményt, így ezt kell figyelembe venni, ez a CET szerinti minimális előmelegítési hőmérséklet, ettől balra hidegrepedési veszély áll fenn, − a maximális rétegközi hőmérsékletet a fekete vonal jelöli, ettől jobbra csökken a hőhatásövezet szilárdsága és a szívóssága. A hegesztési munkaterületen belül maradva megfelelő minőségű hegesztett kötés készíthető. A WeldCalc szoftver segítséget nyújt a hegesztési paraméterek optimális beállításában is. Ellenőrizni lehet adott hegesztési eljárás (esetünkben védőgázas fogyóelektródás ívhegesztés) és kötésgeometria esetén a feszültség, az áramerősség, a hegesztési sebesség beállítása után a vonalenergiát és a hűlési sebességet, hogy ezek a megengedett tartományon belül maradjanak. Gyökhegesztés esetén a beállított feszültség, áramerősség és hegesztési sebesség értékekkel, illetve 180 ℃-os előmelegítéssel a hűlési idő még biztonsággal meghaladja az ajánlott intervallum minimum értékét. A töltő- és takarósorok esetén a beállított értékekkel az ajánlott tartomány közepét, 8 s hűlési időt érünk el.
30. ábra: Vonalenergia és hűlési idő számítása a WeldCalc szoftverrel
− 48 −
3.5. Hegesztési próbadarabok elkészítése A hegesztési próbadarabok az MSZ EN 15614-1:2004 hegesztéstechnológia tanúsítására vonatkozó szabvány 1. ábrájának megfelelően 350x300 mm méretűek voltak.
31. ábra: A próbadarab méretei Jelölések: − − − −
1: Élelőkészítés és illesztés a pWPS-nek megfelelően (pWPS 001) a = 150 mm b = 350 mm t = 15 mm
32. ábra: A hegesztett kötés kialakítása Próbadarabok méretei [mm]:350x300x15 Kötéskialakítás: − − − −
X varrat (kétoldali V) 1,5 mm-es élszalag 2,5 mm-es illesztési rés 80°-os leélezés (40° + 40°)
− 49 −
A megszokottól nagyobb, 80°-os leélezéssel nagyobb varratkeresztmetszet érhető el, így az undermatcing elven választott, kisebb szilárdságú hozaganyag alkalmazását alaposabban meg tudjuk vizsgálni, mint ha 60°-os leélezést választottunk volna (a nagyobb leélezési szögnél kisebb az alapanyag és a hozaganyag keveredésének aránya). A hegesztéstechnológiát a 32. ábrán látható kötéskialakítással és varratfelépítéssel, PA pozícióban, 15 mm lemezvastagságú lemezek kétoldali, szimmetrikus tompakötéséhez terveztük. Az „X” kötéskialakítás kedvező a hozaganyag-felhasználás és a deformációk szempontjából is. Az egyoldali „V” varrathoz képest kisebb a varratkeresztmetszet, így kevesebb hozaganyagra van szükség. Másrészt az keresztirányú zsugorodás mértéke a 33. ábrán látható módon a varratkeresztmetszettel nő, szimmetrikus „X” varrat esetén a zsugorodás a „V” varratos kialakításnál tapasztalhatónak körülbelül a fele. A hegesztési sorrendtervben az egymást követő rétegek az átellenes oldalra kerülnek, ez is csökkenti a deformáció mértékét.
33. ábra: Különböző keresztmetszetű varratok keresztirányú zsugorodása [11] Az S960QL jelölésű nemesített nagyszilárdságú acéllemezek darabolása plazmavágással, a hegesztendő darabok leélezése gyalugéppel, tisztítása köszörüléssel történt. A végkráterek lemezen való elkerülése végett bekezdő és kifutó lemezeket is használtunk a hegesztésnél, ezeket a hegesztés előtt rögzítettük a hegesztendő lemezekre, így a megfelelő illesztési hézag is beállítható volt. A 180 ℃-ra való előmelegítés oxigén-acetilén gázzal működő kézi melegítőégővel történt, a megfelelő hőmérsékletet hőkrétával minden varratsor hegesztése előtt ellenőriztem. A két gyök az előmelegítés után kézi hegesztéssel készült. A 34. ábrán a hegesztéshez való beállítás látható, PA pozícióban, a hegesztési sebesség állandó értékéről szekátor (hegesztőkocsi) gondoskodott a töltő és takarósorok esetén. A próbadara-
− 50 −
bok hegesztése REHM Megapuls hegesztő berendezéssel történt, ehhez csatlakoztattuk a HKS WeldQAS folyamatfelügyelő rendszert.
34. ábra: A hegesztési kísérlet összeállítása A hegesztés során folyamatfelügyelő rendszert alkalmaztunk, amely folyamatosan, egyidejűleg mérte az áramerősséget, a feszültséget, illetve a védőgáz-áramlást külön szenzorok segítségével. A HKS cég WELDQAS nevű hegesztési folyamatfelügyelő rendszere a legtöbb hegesztési eljárás (VFI, SWI, FH, plazmaív, lézer, ellenállás hegesztés) folyamatfelügyeletére alkalmas, rögzíti a hegesztés során a mért adatokat, így automatizált minőségellenőrzésre alkalmazható. A WELDQAS rendszer segíti a felügyeletet, a hibafelismerést és a hegesztési folyamat dokumentálását. A rendszer a hegesztési paramétereket valós időben rögzíti a hegesztő személy munkájának akadályozása nélkül (a hegesztőpisztolyra semmit nem kell rögzíteni).
35. ábra: A WELDQAS hegesztési folyamatfelügyelő rendszer A WELDQAS rendszer előnye a hibák felismerése fejlett jelfeldolgozás (ASP Advanced Signal Processing) segítségével, működésének alapja az, hogy a hegesztési
− 51 −
hibák változásokat okoznak a hegesztési ívben, és ezeket a változásokat a hegesztési paraméterek tükrözik. A fejlett jelfeldolgozás (ASP) előnyei: − hegesztési paraméterek rögzítése akár 50 kHz-el (0,00002 másodpercenként), − intelligens algoritmusok használata a folyamat karakterisztikájának feldolgozásában, − összehasonlítás a referencia jelleggörbékkel hegesztés közben, − hibák azonnali jelölése és felismerése, − minden paraméter rögzítése archívumba. Az archívumban táblázat alapján megállapítható, hogy melyik varratsorban vannak eltérések, így a varratsor paramétereinek jelleggörbéje megjeleníthető, a hiba oka és fajtája megállapítható. A rendszer által felismerhető hibák: − pórusok, − kötési hibák (nem szimmetrikus varrat, beolvadási hiba, elégtelen átolvadás) − védőgáz- és huzalegyenetlenségek (ez utóbbiból az áramátadó kopására is lehet következtetni). A rendszer hibafelismerése előzetes tapasztalatok alapján megszerkesztett burkológörbék segítségével történik [2]. A védőgáz áramlása viszonylag stabilan tartotta a beállított 17,2 l/min értéket, azonban az áramerősség és a feszültség a hegesztés folyamán változott (bár nem jelentős mértékben), így a 7. táblázatban a folyamatfelügyelő rendszer által rögzített adatok varratsoronként mért átlagértékei szerepelnek. Ezekkel a beállításokkal szép, húzott sorokból készült varratot kaptunk. Varratsor
Előmelegítés [℃]
Heg. sebesség [cm/min]
Áramerősség [A]
Feszültség [V]
Huzalel őtolás [m/min]
Vonalene rgia [J/mm]
Hűlési idő [s]
1.
180
18
118
18,9
3,2
594,72
5
2.
180
20
155
18,9
4,2
703
6
3.
150
45
290
31
9,4
959
8,2
4.
150
45
291
31
9,4
962
8,2
5.
150
45
292
31
9,4
966
8,2
6.
150
45
291
31
9,4
962
8,2
7.
150
45
290
30
9,4
928
7,9
8.
150
45
291
30
9,4
931
7,9
7. táblázat: Hegesztési paraméterek
− 52 −
3.6. A minősítéshez szükséges anyagvizsgálati módszerek A hegesztéstechnológiákat minősítő eljárásvizsgálatokat az MSZ EN ISO 156141:2004 szabvány szerint kell elvégezni, a hegesztési technológia jóváhagyása esetén pedig kiállítják a minősítés jegyzőkönyvét, a WPQR-t (Welding Procedure Qualification Record). Az MSZ EN ISO 15614-1:2004 szabvány 1. táblázata előírja a vizsgálatok fajtáit különböző kötéskialakítások esetére, teljes átolvadású tompavarratra a következő vizsgálatokat írja elő: − 100% szemrevételezés, − 100% radiográfiai vagy ultrahangos vizsgálat, − 100% penetrációs vagy mágnesezhető poros felületi repedésvizsgálat, − keresztirányú szakítóvizsgálat (2 db próbatest), − keresztirányú hajlítóvizsgálat (4 db próbatest), − ütővizsgálat (2 készlet, 1 készlet a varratból, 1 készlet a hőhatásövezetből), − keménységvizsgálat, − makrovizsgálat (1 db próbatest). Amennyiben a hegesztéstechnológia megfelelő, az előzetes hegesztési utasítás (pWPS) gyártásba adható hegesztési utasításként (WPS).
3.6.1. Szemrevételezés A szemrevételezéses vizsgálatot az MSZ EN ISO 17637:2011 szabvány szerint kell elvégezni a hegesztett kötésre vonatkozóan 100%-os terjedelemben. A vizsgálat során a próbadarabon az MSZ EN ISO 5817:2004 szabvány szerinti B elfogadhatósági szintjénél nagyobb eltérések nem voltak láthatóak.
3.6.2. Roncsolásos vizsgálatok A roncsolásos vizsgálatok próbatesteit az MSZ EN ISO 15614-1:2004 előírásai szerint kimunkáltuk ki a tompavarratos próbadarabokból.
− 53 −
36. ábra: Vizsgálati próbatestek kivételének helye a hegesztett próbadarabon [10]
3.6.2.1.
Szakítóvizsgálat
A hegesztett kötés keresztirányú szakítóvizsgálatára vonatkozó előírásokat az MSZ EN ISO 4136:2013 szabvány tartalmazza. A hegesztett kötésből keresztirányban kivett próbatestre, annak szakadásáig folyamatosan növekvő húzó terheléssel kell hatni, így meghatározható a szakítószilárdság és a szakadás helye. A próbatesteket úgy kell a hegesztett kötésből kivenni, hogy forgácsolást követően a hegesztési tengely a próbatest vizsgálati szakaszának közepére kerüljön. Minden próbatesten fel kell tüntetni azon próbadarabban elfoglalt helyét, amelyből kimunkálták. A próbadarabból való kivételt követően minden próbatestet jelölni kell. A próbatest vastagsága a vizsgálati hossz mentén legyen állandó, a varratdudort teljes mértékben el kell távolítani. Az S960QL nemesített nagyszilárdságú acél undermatching elven választott huzalelektródával készült kötéseinek korábbi szakítóvizsgálatai során a kötésből két darab keresztirányú d = 10 mm átmérőjű és L c = 50 mm vizsgálati hosszal rendelkező hengeres próbatestet munkáltak ki. A szakítóvizsgálatokat egy MTS gyártmányú, számítógéppel vezérelt, elektro-hidraulikus univerzális anyagvizsgáló berendezésen (MTS 810.23-250 kN) végezték el [29]. A vizsgálatok során finomnyúlás-mérővel rögzített
− 54 −
szakítódiagramokból meghatározható az egyezményes folyáshatár (37. ábra) és a szakítószilárdság (38. ábra).
37. ábra: A két próbatest szakítódiagramjának nagyított részlete [29] Az első próbatest esetén a folyáshatár elérésekor F = 60 kN terhelőerőt mértek, ezt a próbatest keresztmetszetével elosztva R p0,2 = 764 MPa-ra adódott a folyáshatár, a második próbatestnél pedig F = 61 kN-t, így R p0,2 = 777 MPa-ra. A próbatestek a várakozásnak megfelelően a varratban szakadtak, az undermatching kötés folyáshatára az alapanyag műbizonylatában szereplő 1014 MPa érték alatt volt, hiszen az alapanyag szilárdsága nagyobb, mint a huzalelektródáé. A relatív undermatching értéke a szakítóvizsgálat során kapott eredmények számtani közepét behelyettesítve: 𝑟𝑟𝑢𝑢𝑢𝑢 ,𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣𝑣 =
1014 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 − 770,5 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀 ∙ 100% = 24 % 1014 𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀𝑀
Ezt az értéket összehasonlítva a szabványban (28,1 %) és a műbizonylatban szereplő értékkel (25 %), látható, hogy mindkettőnél kisebb, ennek oka a varrat és alapanyag keveredése (a varrat térfogatának kb. 2/3-a a hozaganyag, 1/3-a az alapanyagból keveredik be).
38. ábra: A két próbatest szakítódiagramja [29] Az első próbatesten mért maximális terhelőerő F max = 68,4 kN, így a szakítószilárdság R m = 871 MPa, a másodikon F max = 68,9 kN, így R m = 877 MPa volt.
− 55 −
3.6.2.2.
Hajlítóvizsgálat
Az S960QL nemesített nagyszilárdságú acél undermatching elven választott huzalelektródával készült kötéseinek korábbi hajlítóvizsgálatai során a kötésből az MSZ EN 910 szabvány előírásainak megfelelően – mivel az alapanyag lemezvastagsága nagyobb volt, mint 12 mm - négy darab oldalhajlító próbatestet munkáltak ki [29]. Elsőként az MSZ EN 910 szabvány előírása szerint D=80 mm átmérőjű hajlítótüskével végezték el a hajlítóvizsgálatokat (D2, D3, H3 jelű próbatest). Próbatest jele
A vizsgálat után mért értékek α
β
Hajlítótüske átmérő
D1
139,7
40,3
40
D2
104,3
75,7
80
D3
138,1
41,9
80
H1
142,9
37,1
40
H3
133,8
46,2
80
8. táblázat: A hajlítóvizsgálat eredményei [29]
39. ábra: Hajlító próbatest vizsgálat után mért jellemző méretei [29] Az MSZ EN ISO 15614-1 eljárásvizsgálatokra vonatkozó szabvány előírja, hogy a hajlítóvizsgálat során a próbatesten ne legyen egyik irányban sem 3 mm-nél nagyobb egyedi hiba. Az első három próbatestnél (D2, D3, H3) ilyen nem jelentkezett, ezért a D1 és H1 jelű próbatestet szigorúbb vizsgálatnak vetették alá, 40 mm-es hajlítótüskével. A vizsgálatot követően a próbatesteken a varrat gyökoldalán a hőhatásövezetben repedés jelent meg, azonban a repedések 1,75 mm és 2 mm nagyságúak voltak, így a szabvány előírásainak megfelelnek. Ezért ezek az undermatching kötések nem csak megfelelnek a szabványnak, de a szigorúbb előírásokat is teljesítik [29].
− 56 −
3.6.2.3.
Makrovizsgálat
Az S960QL nemesített nagyszilárdságú acél undermatching elven választott huzalelektródával készült kötéseinek korábbi makrovizsgálatát az MSZ EN 1321 szabvány szerint végezték el.
40. ábra: Undermatching kötésről készült makrofelvétel [29] A makrofelvételen megfigyelhető, hogy a nagyszilárdságú acéloknál alkalmazandó kis vonalenergia miatt a kötés keskenyebb hőhatásövezettel rendelkezik a hagyományos szerkezeti acélok kötéseinél megszokotthoz képest. A beolvadási mélység megfelelően mély volt. A nagy áramerősség és a viszonylag nagy hegesztési sebesség eredményeként a varratalak domború. [29]. A makrofelvételen az is látható, hogy a koronaoldali varratsoroknál előnyösebb lett volna nagyobb szögben bedönteni a hegesztőpisztolyt a leélezés irányába. A varratalakot a hegesztési paraméterek befolyásolják: az áramerősség növelésével jobb ívstabilitás érhető el, nő a beolvadási mélység, csökken a varratszélesség. Az ívfeszültség növelésével nő a varratszélesség, csökken a beolvadási mélység. A hegesztési sebesség növelésével csökken a varratszélesség és a beolvadási mélység. Ezen paraméterek összhangja előnyös varratalakot eredményez.
3.6.2.3.
Ütővizsgálat
Az S960QL nemesített nagyszilárdságú acél undermatching kötéseinek korábbi ütővizsgálatát az MSZ EN 875 és az MSZ EN ISO 15614-1 szabvány szerint végezték. 3-3 darab Charpy-V bemetszésű próbatestet munkáltak ki a (VWT) varratból és a hőhatásövezetből (VHT), ezek helyét a 41. ábra szemlélteti.
− 57 −
41. ábra: Az ütőpróbatestek kimunkálásának helye az MSZ EN 875 szerint Az ütővizsgálatok során a varrat, a hőhatásövezet és az alapanyag ütőmunkáját is meghatározták, a mért értékeket a 9. táblázat tartalmazza. Az ütőmunka megfelelő értékéről szabvány rendelkezik. Az MSZ EN ISO 15614-1 szabvány követelménye, hogy a varratból kimunkált próbatestek ütőmunkájának átlagértéke, illetve a hőhatásövezetből kimunkált próbatestek ütőmunkájának átlagértéke is elérje az alapanyagra előírt legkisebb ütőmunka értékét. Az S960QL jelű nagyszilárdságú acél esetén ez 40 ℃-on 27 J a hengerlési irányra merőleges bemetszés esetén. A szabvány előírja, hogy minden egyes bemetszési helyzet esetén legfeljebb egy mért érték lehet kisebb az előírt átlagértéknél, feltéve, hogy nem kisebb az átlagérték 70%-ánál. Hely
Alapanyag
Hőhatásövezet
Varrat
Jelölés
KV ütőmunka [J]
AA-1
122
AA-2
128
AA-3
137
VHT-1
86
VHT-2
83
VHT-3
92
VWT-1
36
VWT-2
37
VWT-3
50
KV átlag [J]
129
87
41
9. táblázat: Az ütővizsgálatok eredményei -40 ℃-on [29]
A mért ütőmunka értékek az előírt 27 J-t egyenként is meghaladják. A legkisebb ütőmunka értékek a varratnál adódtak, ennek oka, hogy a varrat megömlött részeinél nem tudjuk biztosítani az alapanyag gyártása során alkalmazott hőkezelési folyamatot, a nemesítést (Q+HTT), amely kedvező ütőmunkát biztosít.
− 58 −
3.6.2.4.
Keménységvizsgálat
Az S960QL nemesített nagyszilárdságú acél undermatching kötéseinek korábbi keménységvizsgálatát az MSZ EN 1043-1 szabvány szerint végezték el, az elkészített makrocsiszolaton 10 kp=98,1 N terhelőerővel végezték a Vickers keménységmérést (HV 10). A lenyomatok számát és távolságát a szabvány határozza meg (42. ábra), ezeket a koronaoldaltól 2 mm-re, egy sorban készítették el. A hőhatásövezetben a szabvány által előírt 3 helyett 5 lenyomatot készítettek, így precízebben határozható meg a keménységeloszlás. Gyökoldali keménységmérésnél a lenyomatokat a varrat közepének vonalában helyezték el (szimmetrikus, kétoldali varrat).
42. ábra: Lenyomatok elhelyezése keménységvizsgálat során az MSZ EN 1043-1 szerint A 43. ábra az undermaching kötés keménységeloszlását mutatja Látható, hogy a kötés keménységcsúcsai a hőhatásövezetben vannak, itt 281…433 HV10 között változik a keménység, míg a varratban csak 276…296 HV10. Az MSZ EN ISO 15614-1 szabvány előírja, hogy a 3. anyagcsoportba tartozó acélok (ide tartozik a vizsgált nemesített nagyszilárdságú acél) keménysége hőkezelés nélkül nem haladhatja meg a 450 HV10 értéket. A vizsgálatok során a keménység sem a varratban, sem a hőhatásövezetben, sem az alapanyagban nem érte el ezt az értéket [29].
− 59 −
43. ábra: Az S960QL nemesített nagyszilárdságú acél undermaching kötésének keménységeloszlása [29]
− 60 −
4. A SZAKÍTÓVIZSGÁLAT EREDMÉNYEINEK ÉRTÉKELÉSE OPTIKAI ALAKVÁLTOZÁSMÉRŐ RENDSZERREL A szakítóvizsgálatokat a Miskolci Egyetem Anyagszerkezettani és Anyagtechnológiai Intézetének komplex mechanikai anyagvizsgáló laboratóriumában végeztük el. Az alakváltozások szakítóvizsgálat közbeni mérésére és kiértékelésére a német Vialux GmBH cég AutoGrid optikai mérőrendszerét alkalmaztuk. A Vialux rendszert alapvetően alakított lemezek alakváltozásának nyomon követésére és nyúlásmérésére fejlesztették ki, mi ezt a rendszert a matching és az undermatching típusú kötések húzóterhelés hatására bekövetkezett alakváltozásának összehasonlítására használtuk fel. A rendszer a vizsgálatok során bekövetkező alakváltozásokat a próbatest felületére felvitt szabályos, négyzetes rácshálózat torzulásának mérésével határozza meg. Fontos, hogy a méréshez felvitt háló az alakváltozásokat károsodás nélkül elviselje. Vizsgálatainknál a haló felvitelére a nyomdaiparban is alkalmazott szitanyomásos technikát alkalmaztuk [28].
4.1. Szakítóvizsgálat normál méretű próbatestekkel Elsőként a ZD gyártmányú, F max = 400 kN teherbírású (40 tonnás) hidraulikus anyagvizsgáló rendszer (ZD40) segítségével végeztünk el szakítóvizsgálatokat. A szakítóvizsgálatokhoz az elkészült próbadarabokból téglalap keresztmetszetű szakító próbatesteket munkáltak ki. Két darab undermatching típusú varrattal és két darab matching típusú varrattal rendelkező szakító próbatestre 2x2 mm-es finomhaló került az optikai elven történő alakváltozás-méréshez. A szakító próbatestek névleges méretei 25 x 12 mm, azaz 300 mm2-es keresztmetszettel rendelkeztek.
− 61 −
44. ábra: A szakító próbatestek alakja és méretei Vizsgálat közben az optikai alakváltozás-méréshez szükséges 4 kamerával rendelkező Vialux rendszer rögzítette a próbatestre felvitt 2x2 mm-es rácshálózat deformációját, a rácspontok 3D koordinátáinak változása a 4 kamerával pontosan követhető. Két-két próbatestet vettünk ki és hálóztunk be a matching, illetve az undermatching kötésből. A próbatestek keresztmetszete 25x12 mm volt, azaz 1,5 mm a kötés mindkét oldaláról le lett munkálva. Mind a matching, mind az undermatching típusú varrattal rendelkező próbadarabok esetén végeztünk egy szélesség irányú és egy vastagságirányú optikai alakváltozás-mérést, a kameraállványzat elmozdításával, a kamerák megfelelő helyzetbe és szögbe való beállításával, a méréshez való beállítás a 45. ábrán látható. A mérések pontosságát a rendszer kalibrációja biztosítja. A kalibráló egységen szabványos kódolt jelek találhatók (45. ábra), amelyeket a rendszer automatikusan felismer és több nézet rögzítése után kiszámítja a továbbiakban referenciaként szolgáló külső és belső paramétereket az éppen aktuális AutoGrid kamerakonfigurációra [29]. A kamerák helyzetének megváltoztatása új kalibrálást tesz szükségessé, ehhez egy kalibráló egységre van szükség.
45. ábra: A Vialux AutoGrid rendszer kalibráló egysége
− 62 −
46. ábra: A Vialux AutoGrid optikai alakváltozás-mérőrendszer elrendezése a szakítóvizsgálathoz. Bal oldalt szemből, szélesség irányú, jobb oldalt oldalról, vastagság irányú vizsgálat A 46. ábra képein látható 4 darab nagyfelbontású, érzékeny, mobil mérőfejes CCD (Charge-coupled Device) kamera, amelyek a szakítóvizsgálat során egyenként 5 képkockát rögzítettek másodpercenként (5 fps - frames per second) A 47. ábrán a szakító próbatestek láthatóak a szakítóvizsgálat után. A várakozásoknak megfelelően az undermatching kötésből kimunkált darabok a varratban szakadtak, ezek a kép bal oldalán láthatóak, UM_1 és UM-2 jelöléssel ellátva. Ez annak köszönhető, hogy undermatching esetén a hozaganyag szilárdsága kisebb, mint az alapanyagé, így a varrat szilárdsága is kisebb. A matching típusú varrattal rendelkező darabok egyike a hőhatásövezetben, a másik pedig az alapanyagban szakadt, hiszen ezek varratának szilárdsága azonos az alapanyagéval, így pontosan nem jelezhető előre a szakadás helye. Ezek a kép jobb oldalán láthatóak, M_1 és M_2 jelöléssel.
47. ábra: Undermatching és matching szakító próbatestek a szakítóvizsgálat után
− 63 −
A 10. táblázatban a vizsgált próbatestek valós méretei és az ebből számított keresztmetszet látható, illetve a szakítóvizsgálat során a vizsgálat kezdetétől a kontrakciós szakaszig eltelt idő és az ekkor mért maximális erő. Ezekből kiszámítható az egyes próbatestek szakítószilárdsága a maximális erő és a keresztmetszet hányadosaként: 𝐹𝐹𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚𝑚 𝑅𝑅𝑚𝑚 = 𝐴𝐴 Szélesség
Vastagság
Keresztm etszet
Kontrakciós szakasz kezdete
Max. erő
Szakítószilárdság
[mm]
[mm]
[mm2]
[s]
[kN]
[MPa]
M1_1
24,9
11,75
292,575
80,4
314
1073,2
M1_2
25
11,8
295
81,4
315
1067,8
UM4_1
25,3
12,3
311,19
62,2
283
909,4
UM4_2
25,1
12,3
308,73
64
283
916,6
Próbatest jele
10. táblázat: A szakító próbatestek adatai A hegesztett kötések viselkedése a várakozásoknak megfelelően alakult, hiszen a matching kötés szakítószilárdsága meghaladta az alapanyagét, az undermatching kötés szakítószilárdsága pedig az alapanyag 1053 MPa értékű szakítószilárdsága alatt volt, azonban a hagyományos szerkezeti acélokhoz képest így is igen jelentős, 910 MPa körüli értéket képviselt. Megállapítható, hogy a keveredés miatt a tényleges relatív undermatching értéke csak 10 % a VFI-re jellemző keveredési arány mellett (2/3 hozaganyag, 1/3 alapanyag). A Vialux AutoGrid szoftvere képes a rácshálózat automatikus felismerésére, segítségével elhelyeztem a modellező hálózást a darabokon található 2x2 mm-es rácsháló segítségével a kamerák által rögzített minden egyes képre. A program automatikusan a rácspontok megtalálásával készíti el a hálózást, ennek folyamata a 48. ábrán látható. A szoftver automatikus rácsfelismerése során hibás pontok is adódhatnak, ezeket törölhetjük. A hibás és az esetlegesen hiányzó pontok helyett manuálisan, interpolációval adtam meg a megfelelő pontokat. Ezután a szoftver elvégzi az alakváltozások kiszámítását pillanatfelvételenként és következhet a poszt-processzálás, az eredmények értékelése.
− 64 −
48. ábra: Az automatikus hálófelismerés folyamata A szoftver kiszámítja a rácspontok elmozdulását az egyes képeken, így a posztprocesszáló programban (amely futtatható a fő programból is) nyomon követhetjük a próbatest alakváltozási állapotát, akár képről képre, esetünkben 1/5, azaz 0,2 másodpercenként. A 49. ábrán a matching és az undermatching próbatest szakadás előtti pillanatában jelentkező alakváltozási állapota hasonlítható össze.
49. ábra: A matching és az undermatching kötés szakadás előtti valódi nyúlásának (ϕ 1 ) összehasonlítása (szélesség irányból vizsgálva) A szoftver az alakváltozási állapotot képes a próbatest középvonalára átszámítani, az ábrákból kivehető, hogy a legnagyobb alakváltozási értékek a következő pillanatban bekövetkező szakadás helyén lépnek fel, a skálák a két próbatest estén megegyeznek, így összemérhető a két különböző kötés alakváltozási állapota. Az undermatching kötés esetén látható, hogy a teljes alakváltozás a varratra koncentrálódik. Fontos kiemelni, hogy a mért maximális alakváltozás a matching kötés esetén nagyobb (közel a két-
− 65 −
szerese) volt az undermatchinghez képest. A szakadás a matching kötésben 84 másodperc, az undermatching kötésben jóval hamarabb, 68 másodperc alatt következett be, ekkor a terhelés kb. 150 MPa-lal volt nagyobb a matching kötés esetén, ezt a szakadás előtti pillanatot ábrázolják a fenti ábrák (49. ábra). Ebben az esetben a szakítóvizsgálat erőre vezérelt volt. A poszt-processzáló program egyik opciója lehetővé teszi, hogy egy kívánt rácspont alakváltozásának alakulása az idő előrehaladtával (strain path) táblázatos formában elmenthető legyen. Mivel a szakadás helye a matching és az undermatching kötéssel rendelkező próbatestek esetén eltért, ezért három különböző pont kiválasztásával végeztük el a kiértékelést. A matching kötés esetén, amely az alapanyagban szakadt, megvizsgáltuk a szakadási helyen lévő középső pontot és a varrat középvonal középső pontját (ez utóbbit az undermachinggel való összehasonlíthatóság végett). Az undermatching kötés esetén pedig, amely a varratban szakadt, csak a varrat középvonal középső pontját vizsgáltuk. E három pontot az 50. ábrán jelöltem a próbatesteken.
50. ábra: A vizsgált rácspontok (MAA: matching kötés, alapanyag szakadási helyén lévő rácspont; MV: matching kötés, varrat középvonal középső pontja; UMV: undermatching kötés, varrat középvonal középső pontja) [30] Az 51. ábra e rácspontok alakváltozását ábrázolja az idő függvényében. Matching kötés esetén a legnagyobb mért valódi nyúlás értéke ϕ 1,MAA =0,444 volt (az ábrán ez az érték nem szerepel, a kék nyíl jelzi a matching kötés 0,250 feletti nyúlásértékeit, amelyek nincsenek feltüntetve). Ez a nyúlás körülbelül 0,25-tel nagyobb, mint az undermatching kötés esetén a varrat nyúlása. A matching kötés varratának legnagyobb nyúlása kb. 0,075 volt. Látható, hogy az undermatching kötés esetén a szakadás hamarabb következett be, de a nyúlás egyenletesebb volt. Az undermatching kötésnél a ϕ 1 nyúlás 55 s környékén kezdett el növekedni és 67 s-nál következett be a nyúlásban gyors növekedés. A matching kötés esetén 65 s-ig szinte semmi nem történt, ekkor egy egyenletesebb nyúlási szakasz következett 72 s-ig, ekkor az alakváltozási sebesség hirtelen megnőtt, majd elszakadt.
− 66 −
51. ábra: A matching és az undermatching kötés egyes pontjainak (MAA, MV, UMV) alakváltozása [30] A görbék jól mutatják, hogy az undermatching típusú kötés esetén a varratban jelentős alakváltozás megy végbe a szakadásig (ϕ 1,UMV =0,2), míg a matching kötés esetén a varrat az alapanyaggal együtt alakváltozik. Mivel a matching esetében a szakadás nem a varratban következett be, nem itt volt a legnagyobb mértékű nyúlás, így értéke jóval kisebb ((ϕ 1,MV =0,07).
4.2. Szakítóvizsgálat kisméretű próbatestekkel Matching és undermatching típusú kötések műszerezett szakítóvizsgálatát és optikai alakváltozás-mérését az anyagvizsgáló laboratórium MTS gyártmányú, számítógéppel vezérelt, elektro-hidraulikus F max =250 kN teherbírású univerzális anyagvizsgáló berendezésén is elvégeztük (MTS 810.23-250 kN), kisebb próbatestekkel és az előzőeknél finomabb, 1 mm-es hálózással. Az alakváltozásokat ebben az esetben is a Vialux AutoGrid rendszerével vizsgáltuk, a vizsgálat elrendezése az 52. ábrán látható.
− 67 −
52. ábra: Az optikai mérőrendszer beállítása a szakítóvizsgálathoz Az 53. ábrán a szakító próbatestek láthatóak a szakítóvizsgálat után. Ezen kisméretű próbatestes vizsgálat során mind az undermatching, mind a matching kötésből kimunkált próbatestek a varratban szakadtak. Ennek oka, hogy a teljes lemezvastagságból 2-2 mm-t le kellett munkálni mindkét oldalról, ezért a koronaoldali nagyobb keménységű, ebből adódóan nagyobb szilárdságú varratrészek eltűntek és csak a varrat középső részei maradtak meg, amelyeket a következő sorok áthőkezeltek, megeresztettek. A szakítóvizsgálat útra vezérelt, azaz az útadó volt az aktív mérőkör, a terhelési sebesség 0,2 mm/s volt.
53. ábra: Kisméretű matching és undermatching szakító próbatestek a szakítóvizsgálat után A kisméretű, 8,5x5 mm névleges keresztmetszetű matching és undermatching szakító próbatestek adatai a 11. táblázatban láthatóak.
− 68 −
Próbatest jele Szélesség Vastagság Keresztmetszet Max. Szakítószilárdság erő 2 [MPa] [mm] [mm] [mm ] [kN] M1_1
8,65
4,95
42,8
45,5
1062,7
M1_2
8,6
5
43
45
1046,5
UM4_1
8,4
4,95
41,58
35,3
934,7
11. táblázat: A kisméretű szakító próbatestek adatai A szakítóvizsgálatok során finomnyúlásmérővel rögzített adatokból meghatározható a szakítószilárdság. Az undermatching kötésből kimunkált próbatest esetén a maximális erő F max,um = 35332 N volt, ezt a próbatest keresztmetszetével elosztva R m,um = 934,7 MPa a szakítószilárdság. A matching kötésből kimunkált próbatest esetén mért maximális terhelőerő F max,m = 45506 N volt, ezért a szakítószilárdsága R m,m = 1062,7 MPa. A matching és az undermatching kötéssel rendelkező próbatestek alakváltozási állapota az 54. ábrán hasonlítható össze a szakadás előtti állapotukban, a skálákat egyezőre választottam, így a kötések alakváltozásai összemérhető nagyságúak és láthatóan mindkét esetben a varratban, a szakadás helyén lép fel a legnagyobb mértékű alakváltozás.
54. ábra: A matching és az undermatching kötés szakadás előtti valódi nyúlásának (ϕ 1 ) összehasonlítása
− 69 −
Az 55. ábrán az előzőekhez hasonlóan a matching és az undermatching varratközépvonal középső pontjának nyúlása követhető nyomon az idő függvényében. Hasonlóan a nagyobb méretű próbatestekhez, az undermatching kötés esetén a szakadás hamarabb következett be, de a nyúlás egyenletesebb volt, a 38. másodperc után az 50. másodpercben bekövetkező szakadásáig végig egyenletesen nyúlt. 0,600 0,500
φ₁
0,400 0,300
φ₁ MV
0,200
φ₁ UMV
0,100 0,000 16
22
28
34
40
46
52
58
64
70
55. ábra: A matching és az undermatching kötés szakadás előtti valódi nyúlásának (ϕ 1 ) összehasonlítása
− 70 −
5. NAGYCIKLUSÚ FÁRASZTÓVIZSGÁLAT A gépek, berendezések, illetve szerkezetek többségét több évtizedes üzemeltetésre tervezik, ezek igénybevétele az esetek többségében időben változik. Ismétlődő igénybevétel esetén a terhelések száma a teljes élettartam alatt akár több tízmillió is lehet. Abban az esetben beszélünk nagyciklusú fáradásról, amikor a terhelő erő viszonylag kicsi (folyáshatár alatti), a tönkremeneteli ciklusszám viszont nagy, 104 és 108 ciklus közé esik. A szerkezetek elemeit és a berendezések alkatrészeit érő ismétlődő igénybevételek többfélék lehetnek, az egyszerű húzó, húzó-nyomó, hajlító, csavaró igénybevételtől az összetett terhelésekig [31] Megállapítható, hogy a nagyciklusú fárasztás esetén a próbatest makroszkopikusan csak rugalmas alakváltozást szenved, ám egyes kedvezően orientált krisztallitokban képlékeny alakváltozás is bekövetkezhet. Az igénybevétel ismétlésével a diszlokációk elmozdulása, sokszorozódása is fokozódik, ezzel a károsodás is növekszik. A fáradás során a teljes törési folyamat három szakaszra osztható: a fáradási keményedés és/vagy lágyulás szakaszára, a mikrorepedések keletkezésének szakaszára és a repedés terjedésének szakaszára. [16] A makroszkopikusan rugalmas alakváltozás miatt a vizsgálat során a próbatest keresztmetszete állandónak tekinthető, a számított feszültség pedig gyakorlatilag valódi feszültség. Mivel a feszültség és az alakváltozás között rugalmas állapotban általában lineáris kapcsolat van, a vizsgálati eredmények azonosnak tekinthetők, függetlenül attól, hogy a mérések állandó feszültség vagy alakváltozás amplitúdóra vezérelve folytak. Ettől függetlenül a nagyciklusú fárasztás esetén a károsodást okozó helyi képlékeny alakváltozás mértékét, így a mérési eredményeket, nagyon sok tényező jelentősen befolyásolhatja. Mindezek miatt ugyanazon feltételek esetén is több próbatesten célszerű elvégezni a vizsgálatot, az eredmények jelentős szórása miatt. [31].
5.1. A fárasztóvizsgálatnál használt próbatestek és a vizsgáló berendezés A nagyciklusú fárasztóvizsgálatokat kimunkált próbatesteken, alkatrészeken, akár komplett szerkezeteken, berendezéseken is szokták végezni. A próbatestes vizsgálatok célja a szerkezeti anyag fáradási jellemzőinek mérése, ezek alkalmasak az alkalmazott
− 71 −
technológiák (matching és undermatching elvű hozaganyag-választás) hatásainak kimutatására. A próbatest előállításánál gondosan kell eljárni. Biztosítani kell az alapanyagok azonos előéletét, azonosnak kell lennie a hengerlési paramétereknek, egyezniük kell a próbatest kimunkálási műveleteinek és paramétereinek. Rendszerint elvárás a nagyciklusú fárasztásra szánt próbatesteknél a felület polírozása. A próbatestek gyártása során kerülni kell a maradó feszültségek kialakulását, mert ez nagymértékben módosíthatja a fárasztás eredményét [16]. A fárasztó próbatestek alakjának és méretének kialakításakor figyelembe kell venni: − termék mérete és alakját, amelyből kimunkálásra kerülnek a próbatestek, − a vizsgálat célját és az igénybevétel jellegét, − a befogott végek méretének és alakjának kialakítását a fárasztó berendezés befogó szerkezete határozza meg, − a vizsgálati szakasz és a befogó rész közötti megfelelő átmenet biztosítását (feszültségtorlódás csökkentése). Ezeknek egyetlen általánosan használható próbatest típus sem tesz eleget, ezért a próbatestek alakja és mérete különböző lehet. A leggyakrabban használt - és általunk is alkalmazott - a lapos próbatest. Az 56. ábrán látható az általunk használt típus kialakítása, a 12. táblázatban pedig az ajánlott méretek és méretarányok [16].
56. ábra: Nagyciklusú fárasztóvizsgálatnál alkalmazott lapos próbatest Próbatest típusa
Vastagság
Szélesség
Befogó szélesség
Lekerekítési sugár
a [mm]
b [mm]
B [mm]
R [mm]
Rádiusszal gyengített
3…20
(0,5…2)∙a
≥2∙b
≥5∙b
12. táblázat: A rádiusszal gyengített lapos fárasztópróbatest ajánlott méretei [16] A fárasztógépeket az előállított igénybevétel fajtája szerint a következőképpen lehet csoportosítani: húzó, húzó-nyomó, hajlító, forgó-hajlító, csavaró és összetett igénybevételeket megvalósító fárasztógépek. A terhelés előállítási módja szerint a fárasztógépek lehetnek mechanikusak, elektro-mechanikusak, hidraulikusak, elektromágnesesek
− 72 −
és pneumatikusak. Működési elv alapján két nagy csoportra oszthatóak a fárasztógépek: a terhelés-változást erőhatás útján előállítóakra és a rezonancia elven működőkre [16]. A vizsgálatokat az Anyagszerkezettani és Anyagtechnológiai Intézet komplex mechanikai anyagvizsgáló laboratóriumának MTS gyártmányú elektro-hidraulikus univerzális anyagvizsgáló berendezésének segítségével végeztük. Ez a berendezés teljesen számítógép vezérelt, a vizsgálat folyamán rögzíti a mért adatokat, és ezek alapján folyamatosan szabályozza a terhelési függvényt. A berendezés felépítése az 57. ábrán látható.
57. ábra: Az elektro-hidraulikus, univerzális anyagvizsgáló berendezés felépítése (1) hidraulikus szivattyú; (2) vezérlőszelepek; (3) munkahenger; (4) befogók; (5) próbatest; (6) útadó; (7) erőmérő cella; (8) nyúlásmérő; (9) szabályozó és átalakító egység; (10) számítógép [16]
5.2. Nagyszilárdságú acélok fáradási tulajdonságai Jelenleg még hiányosak az ismereteink a nagyszilárdságú acélból készült szerkezetek hosszú távú viselkedéséről és tönkremeneteléről, fáradási tulajdonságaikról. Ennek bizonytalanságát az is mutatja, hogy a Eurocode 3 fáradásra történő méretezéssel foglalkozó részei sokáig nem vonatkoztak a nagyszilárdságú acélokra, amíg 2006-ban megjelent a Eurocode 3.12. fejezete, amelyben már az Rm/Re arányra és a törésig elviselt nyúlásra vonatkozó kevésbé szigorú előírások lehetővé tették, hogy az előírásban lévő összefüggések 700 MPa folyáshatárig nagyszilárdságú acélok fáradásra történő méretezéséhez is felhasználhatók legyenek. Ugyanakkor a megengedhető feszültség maximuma továbbra is 160 MPa maradt, amely eredetileg a 240 MPa folyáshatárú (37 kp/mm2 szakítószilárdságú) acélok legnagyobb (lüktető) kifáradási határa volt (58. ábra). A Nemzetközi Hegesztési Intézet (International Institute of Welding - IIW) előírásai előbbre mutatóak, a nagyszilárdságú acélokra vonatkozó ajánlásaik 960 MPa folyáshatárig érvényesek. Az elmúlt években számos nemzetközi projekt foglalkozott a nagyszilárdságú acélok fáradási tulajdonságaival, amelyek eredményei további kutatá-
− 73 −
sokra adnak okot, mert sok esetben a fáradási szilárdság értéke jóval a megengedett érték felettinek bizonyult. A kutatások során a nagyszilárdságú szerkezeti acélok közel olyan jól viselkedtek fáradással szemben, mint a hagyományos szerkezeti acélok. Megjegyzendő, hogy ha fáradásnak kitett szerkezetekben nagyszilárdságú acélokat szeretnénk alkalmazni, akkor a termikus és mechanikus utókezelések szerepe megnő, ezekkel a fáradási szilárdság értéke akár 50%-kal is növelhető. Ezek közül leghatékonyabbnak az ultrahangos kezelések és az SWI kezelések bizonyulnak [34]
58. ábra: A Eurocode 3 (EN 1993-1-9:2005) szerinti megengedhető normálfeszültség-tartományok [16]
5.3. Fárasztóvizsgálati eredmények értékelése A fárasztóvizsgálatok eredményei jelentős szórást mutatnak, ennek okai külső és belső tényezőkben keresendők. A külső tényezők közé sorolhatók: − a próbatest keresztmetszetének, felületi minőségének eltérése, − a terhelés jellemzői (terhelés-beállítás pontosságának, esetleges ingadozásának, a befogásból származó járulékos igénybevételeknek az eltérése az egyes esetekben), − a frekvencia és a hőmérséklet változása [16]. A belső tényezők: − az anyag inhomogenitása, − a fárasztással együtt járó anyagszerkezeti változások (fáradási keményedés és/vagy lágyulás) különbözősége. A fárasztóvizsgálat során rögzített értékek feszültség – tönkremenetelhez tartozó igénybevételi szám (ciklusszám) függvényében ábrázolhatóak, a mérési pontok összekötésével kapható a Wöhler-görbe. A Wöhler-görbe jól közelíthető két egyenessel
− 74 −
(élettartam szakasz, kifáradási határ). A görbe ferde szakasza azt mutatja meg, hogy adott feszültségszintnél hány igénybevételt képes törésig elviselni a próbatest. Ez alapján egy szerkezet élettartama megbecsülhető. A görbe vízszintes szakasza azt a legnagyobb feszültséget jelöli ki, amelynek végtelen sokszori ismétlődése sem okoz törést. Ez a maximális feszültség a kifáradási határ. Kifáradási határra kell méretezni azokat a szerkezeteket, amelyek végtelennek tekinthető, nagyon nagyszámú ismétlődő igénybevételnek vannak kitéve. Azokat a szerkezeteket azonban, amelyek tervezett élettartamuk során csak meghatározott számú igénybevételt kell elviselniük, felesleges kifáradási határra méretezni, a ferde szakasz ad becslést az élettartamukról [16]. A fentebbi okok miatt a mért értékek igen nagy szórással rendelkeznek. Az undermatching huzalelektródával (ESAB OK Tubrod 14.03) készült kötés nagyciklusú fárasztóvizsgálatait a japán JIS szabvány ún. 14 pontos módszerének szellemében végeztük el [33]. Ennek alapgondolata, hogy a ∆σ i feszültségtartomány-szinteken 2-2 próbatest fárasztását végezzük el (i min =4, azaz legalább négy feszültségtartományszinten kell végezni a 2-2 próbatest fárasztását). A 13. táblázatban az általunk vizsgált undermatching kötéssel rendelkező nagyciklusú fárasztó próbatestek adatai, és a nagyciklusú fárasztóvizsgálat eredményei láthatóak. Megfigyelhető az UM2 6 jelű próbatest esetén, hogy eltérő a feszültségtartomány-szint (∆σ = 582 MPa), ez azonban csak a gép pontatlan beállításának tudható be. A táblázatban pirossal jelölt, UM2 4 jelű próbatestet a Wöhler-görbe szerkesztésekor nem vettük figyelembe, mert ennél a próbatestnél a törés a fejrészen történt, ráadásul meglepő módon egy repedés volt felfedezhető a középső részen, képlékeny alakváltozással a repedéscsúcsban. A többi, felhasználható mérési eredmény feszültségtartomány értékét ábrázoltam a tönkremeneteli számuk függvényében, majd a monoton csökkenő élettartam szakaszt lineáris regreszszióval, a konstans kifáradási szakaszt átlagolással állítottam elő, e két szakaszból áll össze a Wöhler-görbe (60. ábra). Az undermatching kötésekből kimunkált próbatestekről a nagyciklusú fárasztóvizsgálat után készült képek az 59. ábrán láthatóak.
59. ábra: Nagyciklusú fárasztóvizsgálati próbatestek, vizsgálat után (undermatching kötés)
− 75 −
A próbatest jele rövid hosszú UM2 1 9-GMum-HC-01 UM2 2 9-GMum-HC-02 UM2 3 9-GMum-HC-03 UM2 4 9-GMum-HC-04 UM2 6 9-GMum-HC-06 UM2 7 9-GMum-HC-07 UM2 8 9-GMum-HC-08 UM2 9 9-GMum-HC-09 UM210 9-GMum-HC-10 UM212 9-GMum-HC-12 UM214 9-GMum-HC-14 UM215 9-GMum-HC-15
t [mm] 5,98 5,99 5,99 5,98 5,96 5,99 5,99 5,98 5,99 5,99 5,98 5,99
b [mm] 7,56 7,48 7,77 7,71 7,52 7,75 7,48 7,49 7,46 7,53 7,47 7,45
F max [N] 27600 24900 23300 28200 29000 23200 29900 24900 29800 27600 32300 32200
F min [N] 2760 2490 2330 2820 2900 2320 2990 2490 2980 2760 3230 3220
∆F [N] 24840 22410 20970 25380 26100 20880 26910 22410 26820 24840 29070 28980
∆σ [MPa] 549 500 451 550 582 450 601 500 600 551 651 649
N ciklus 509491 507882 735392 539799 634524 5000000 298539 5000000 124935 269533 241631 145602
13. táblázat: Az undermatching kötés nagyciklusú fárasztóvizsgálatainak adatai Az alapanyag (WELDOX 960E) és a matching kötés (UNION X96 huzalelektródával készült) a projekt során korábban elvégzett nagyciklusú fárasztóvizsgálatainak adatai a 14. és 15. táblázatban láthatóak. A próbatest jele rövid hosszú 902 9-BM-HC-02 903 9-BM-HC-03 907 9-BM-HC-07 910 9-BM-HC-10 911 9-BM-HC-11 912 9-BM-HC-12
t [mm] 5,75 5,8 5,96 5,92 5,97 5,96
b [mm] 7,75 7,75 7,89 7,86 7,86 8,08
F max [N] 28300 30000 27500 32300 33600 28700
F min [N] 2830 3000 2750 3230 3360 2870
∆F [N] 25470 27000 24750 29070 30240 25830
∆σ [MPa] 572 601 526 625 644 536
N ciklus 426726 313183 411854 185125 110111 785860
14. táblázat: A WELDOX 960E jelű, S960QL szabványos jelölésű nemesített nagyszilárdságú alapanyag nagyciklusú fárasztóvizsgálatainak adatai [32] A próbatest jele rövid hosszú H01 9-GMm-HC-01 H02 9-GMm-HC-02 H03 9-GMm-HC-03 H04 9-GMm-HC-04 H06 9-GMm-HC-06 H07 9-GMm-HC-07 H08 9-GMm-HC-08 H09 9-GMm-HC-09 H10 9-GMm-HC-10 H11 9-GMm-HC-11 H12 9-GMm-HC-12 H13 9-GMm-HC-13
t [mm] 5,9 5,9 6,05 5,85 6 5,95 5,95 5,95 5,95 5,95 6 6
b [mm] 7,45 7,65 7,4 7,7 7,7 7,7 7,75 7,7 7,75 7,85 7,65 7,7
F max [N] 24000 22000 26000 20000 20000 26750 28200 25000 28200 22000 20750 20750
F min [N] 2400 2200 2600 2000 2000 2675 2820 2500 2820 2200 2075 2075
∆F [N] 21600 19800 23400 18000 18000 24075 25380 22500 25380 19800 18675 18675
∆σ [MPa] 491 439 523 400 390 525 550 491 550 424 407 404
N ciklus 450384 1078390 1044764 715343 5000000 351689 339886 3203555 535311 5000000 961722 5000000
15. táblázat: Az UNION X96 huzalelektródával készült matching kötés nagyciklusú fárasztóvizsgálatainak adatai [32] A Wöhler-görbe jól közelíthető két egyenessel (élettartam szakasz, kifáradási határ). A görbe ferde szakasza azt mutatja meg, hogy adott feszültségszintnél hány igénybe-
− 76 −
vételt képes törésig elviselni a próbatest. Ez alapján egy szerkezet élettartama megbecsülhető. A görbe vízszintes szakasza azt a legnagyobb feszültséget jelöli ki, amelynek végtelen sokszori ismétlődése sem okoz törést. Ez a maximális feszültség a kifáradási határ. Kifáradási határra kell méretezni azokat a szerkezeteket, amelyek végtelennek tekinthető, nagyon nagyszámú ismétlődő igénybevételnek vannak kitéve. Azokat a szerkezeteket azonban, amelyek tervezett élettartamuk során csak meghatározott számú igénybevételt kell elviselniük, felesleges kifáradási határra méretezni, a ferde szakasz ad becslést az élettartamukról [16]. A 60. ábrán láthatóak a nagyciklusú fárasztóvizsgálatok mérési eredményei alapján megszerkesztett Wöhler-görbék. Megfigyelhető, hogy az általunk vizsgált undermatching kötések esetén az élettartam szakaszon a tönkremenetel adott feszültségtartomány-szinten csak később, azaz nagyobb számú ismétlődő igénybevétel után következik be, mint a matching kötések esetén. Ezért adott terhelési szint esetén hoszszabb élettartam becsülhető a vizsgált alapanyag undermatching elven választott, ESAB OK Tubrod 14.03 huzalelektródával készült kötése esetén. 800
Feszültségtartomány, ∆σ, MPa
700 600 500 400 300 200 100 0
S960QL alapanyag Matching kötés (UNION X96 huzalelektróda) Undermatching kötés (OK TUBROD 14.03 huzalelektróda)
10000
100000 1000000 Tönkremeneteli ciklusszám, N, ciklus
10000000
60. ábra: A WELDOX 960E alapanyag, az UNION X96 huzalelektródával készült matching kötés és az OK TUBROD 14.03 huzalelektródával készült undermatching kötés Wöhler-görbéi Az undermatching kötés 60. ábrán érzékelhető másik előnyös tulajdonsága, hogy kis ismétlődési számok (ciklusszámok) esetén fáradási szilárdsága megközelítette az alapanyagét. A 60. ábrán nyíllal jelölt 5 darab próbatest 5 millió terhelési ciklus alatt
− 77 −
sem tört el, ezek még több terhelésismétlődést viseltek volna el (2 darab undermatching próbatest és 3 darab matching próbatest). Az általunk vizsgált undermatching kötés kifáradási határa is kedvezően alakult. A Wöhler-görbe kifáradási szakaszának szerkesztésekor az undermatching kötés esetén a két (5 millió ciklus alatt sem tört) próbatestet terhelő feszültségtartomány átlagértéke 475 MPa volt. A matching kötés három (5 millió ciklus alatt sem tört) próbateste esetén ez az átlagérték csak 406 MPa volt. Ezért az általunk kapott eredmények alapján az undermatching kötés esetén 69 MPa-al nagyobbra adódott a kifáradási határ, vagyis az a feszültség, amelynek végtelen ismétlődése esetén sem törik el a hegesztett szerkezet. A nagyciklusú fárasztóvizsgálatok eredményei alapján tehát megállapítható, hogy a vizsgált WELDOX 960E jelű, S960QL szabványos besorolású nemesített nagyszilárdságú acél undermatching elven választott, OK TUBROD 14.03 huzalelektródával készült hegesztett kötése előnyös fáradási tulajdonságokkal rendelkezik. A nagyciklusú fárasztás során tapasztalt viselkedésük alapján az UNION X96 huzalelektródával készült matching kötéstől nem rosszabbak. A jövőben kisciklusú fárasztóvizsgálatok és fáradásos repedésterjedési sebesség vizsgálatok elvégzése célrevezető lehet az undermatching kötések előnyös fáradási tulajdonságainak további alátámasztására.
− 78 −
ÖSSZEFOGLALÁS Diplomamunkám első fejezetében a nagyszilárdságú acélok bemutatása után a szilárdságnövelés fő módszereit taglaltam, majd a fő acélgyártó technológiák áttekintése után a nemesített nagyszilárdságú acélok gyártási technológiájáról, előnyeiről és hegesztési problémáiról írtam. A második fejezetben nagyszilárdságú acélok hegesztésekor a hozaganyag-választás szempontrendszerét és a matching kérdéskört ismertettem, különös figyelmet fordítva az undermatching elvű hozaganyag-választásra, amelyet napjainkban számos szakirodalom és gyártó is ajánl a nemesített nagyszilárdságú acélok hegesztéséhez. Az undermatching elven választott kisebb folyáshatárú és nagyobb alakváltozó képességű hozaganyag előnye, hogy növeli a varrat repedéssel szembeni ellenálló-képességét, kisebb lesz a húzó maradó feszültség és csökken a teraszos repedés megjelenésének kockázata is, további előnye az előmelegítési igény csökkenése. A harmadik fejezetben az alapanyag (S960QL szabványos jelölésű, WELDOX 960E jelű) és a hegesztőeljárás (védőgázas fogyóelektródás ívhegesztés 138 jelű, fémportöltetű eljárásváltozata) kiválasztása után az alapanyaghoz undermatching elven választottam fémportöltetű huzalelektródát (ESAB OK Tubrod 14.03). Ezt követően meghatároztam kritikus hűlési időt, majd a hegesztéstechnológiai paraméterablakot az alapanyag szűk hűlési időintervalluma alapján (a gyártó ajánlásai szerint 5 – 15 s, tapasztalatok szerint még szűkebb tartány, 6 – 10 s). A hegesztéstechnológiai paraméterablak, azaz a megfelelő vonalenergia, előmelegítési és rétegközi hőmérséklet kombinációjának meghatározásához az alapanyag gyártója, az SSAB WeldCalc szoftvere nyújtott segítséget. Ezután elkészítettük PA pozícióban a 15 mm falvastagságú próbadarabokat, folyamatfelügyelő rendszer alkalmazása mellett, a hegesztési paramétereket gondosan betartva. A próbadarabokból szakító próbatesteket és nagyciklusú fárasztó próbatesteket munkáltak ki a vizsgálatokhoz. A negyedik fejezetben a szakítóvizsgálat eredményeit értékeltem a Vialux Autogrid optikai alakváltozás-mérő rendszer segítségével. Szabványos méretű, 2 mm-es rácshálóval rendelkező, és kisebb méretű, finomabb 1 mm-es rácshálójú próbatestekkel is elvégeztem a kiértékelést. A szabványos próbatesteknél a várakozásoknak megfelelően az undermatching típusú varrattal rendelkező darabok a varratban szakadtak. A
− 79 −
matching típusú varrattal rendelkező darabok egyike a hőhatásövezetben, a másik pedig az alapanyagban szakadt, hiszen ezek varratának szilárdsága azonos az alapanyagéval, így pontosan nem jelezhető előre a szakadás helye. Az undermatching kötés esetén a szakadás kisebb erőnél, hamarabb következett be, de a varrat nyúlása egyenletesebb volt és jelentős alakváltozás ment végbe szakadásig, míg a matching esetében a varrat az alapanyaggal együtt alakváltozott. A kisméretű próbatestek mindegyike a varratban szakadt, ez a keményebb, ezáltal nagyobb szilárdságú koronaoldali részek lemunkálásának köszönhető. Az előzőekhez hasonlóan az undermatching kötés esetén a szakadás hamarabb következett be, de a nyúlás egyenletesebb volt. A finomnyúlás mérővel rögzített adatok segítségével meghatároztam a kötések szakítószilárdságát. Az ötödik fejezetben a nagyciklusú fárasztóvizsgálat (HCF) céljainak, próbatest típusainak és berendezéseinek bemutatása után áttekintettem a nagyszilárdságú acélok fáradási tulajdonságait, kitérve a EuroCode 3 előírásaira, amelyeket ezen acélok kapcsán célszerű lenne kiterjeszteni, hiszen a megengedhető feszültség maximuma továbbra is 160 MPa maradt, amely eredetileg a 240 MPa folyáshatárú acélok legnagyobb kifáradási határa volt. Ezután értékeltem a fárasztóvizsgálat eredményeit, melyekből megállapítható, hogy a vizsgált (WELDOX 960E) nemesített nagyszilárdságú acél undermatching elven választott (OK TUBROD 14.03) huzalelektródával készült hegesztett kötése előnyös fáradási tulajdonságokkal rendelkezik, ennek további alátámasztására a jövőben célravezető lehet kisciklusú fárasztóvizsgálatok és fáradásos repedésterjedési sebesség vizsgálatok végzése.
− 80 −
SUMMARY In the first part of my thesis I introduced the advanced high strength steels (AHSS), then I presented the main strength increasing methods of steels. After an overview of the main steel producing technologies, I wrote about the producing technology of the quenched and tempered AHSS and their advantages and welding difficulties. In the second chapter I described the criteria of selecting the consumables. I expounded the matching definitions, paying special attention to the undermatching filler metal selection, which is recommended by numerous literatures and manufacturers for welding Q+T high strength steels. The advantage of the undermatching filler metals – which have lower yield strength and higher ductility – is that the weld will be more resistant to fabrication-related cracking and it reduces the residual stresses and the lamellar tearing tendencies. In addition, the undermatching weld metals reduce the preheating temperature. In the third chapter after selecting the base metal (S960QL according to EN 100256, WELDOX 960E) and the welding process (138 MAG, metal-cored wire), I selected an undermatching consumable (ESAB OK Tubrod 14.03). Then I calculated the t 8,5/5 cooling time and I determined the welding lobe based on the recommended narrow cooling time interval of the base metal (according to the manufacturer: 5 – 15 s, according to previous experiences it is narrower: 6 – 10 s). The base metal’s manufacturer, SSAB’s WeldCalc software assisted in the determination of the welding lobe. After that, we welded the test pieces, by directly monitoring the welding parameters during the welding process with WeldQAS. Tensile test specimens and high cycle fatigue test specimens were taken out from the welded test pieces. In the fourth chapter I evaluated the results of the tensile tests with Vialux’s Autogrid strain analysis system. There were two series of test specimens, one series of standard-sized specimens (with 2x2 mm grid) and one series of smaller sized specimens (with 1x1 mm grid). As expected, the fracture location of the undermaching standard specimens was in the weld. One of the matching specimens failed in the HAZ and the other failed in the base metal, because matching means equivalent strength, so the fracture location cannot be predicted. In case of the undermatching joint the fracture happened earlier, at a smaller load force, but the elongation of the weld was smoother
− 81 −
and a significant strain occurred until fracture, whilst in case of the matching joint the weld deformed together with the base metal. All of the smaller specimens failed in the weld, because the harder and stronger faces of the weld were removed. Similarly, the undermatching joint the fracture happened at a smaller load force, but the elongation of the weld was smoother. With the strain gauge’s data I made the stress-strain diagrams, with which I determined the tensile strength of the joints. In the fifth chapter I presented the purpose, the specimens and the apparatus of the high cycle fatigue (HCF) test. Then I reviewed the HCF of AHSS, including the specifications of Eurocode 3, which should be extended in the context of AHSS, because the maximum allowable stress remained 160 MPa, which was the fatigue limit of the 240 MPa yield strength steels. After that, I evaluated the results of the HCF tests. The results verified, that using undermatching filler metal (in our case OK Tubrod 14.03) when welding Q+T high strength steels (S960QL) leads to good fatigue properties, not worse at all, than the matching filler metal (in our case UNION X96).
− 82 −
IRODALOMJEGYZÉK [1]
Balogh, A.; Gáspár, M.: Nagyszilárdságú acélok hegesztésének standardtól eltérő koncepciója, Hegesztéstechnika 23. évf. 3. sz., pp. 23-28., 2012
[2]
http://www.hks-prozesstechnik.de/en/products/weldqas/
[3]
Gerster, P.: MAG-Schweissen hoch fester Feinkornstähle im Fahrzeugkranbau, Vortrag- Grossen Schweisstechnischen Tagung, Nürnberg, 2000
[4]
AWS D1.1, Structural Welding Code - Steel
[5]
International Institute of Welding (IIW): White Paper, 2012
[6]
Armstrong, S.; Agyemang A.: Optimization of strength and toughness on the effect of the weldable HSS used in offshore structures, 2013
[7]
Umenuki, A.; Masubuchi, K.: Usefulness of Undermatched Welds for High Strength Steels, 1997
[8]
Komócsin, M.: Nagyszilárdságú acélok és hegeszthetőségük, 2002
[9]
http://worldautosteel.org/
[10] Gáspár, M.: Nagyszilárdságú nemesített állapotú szerkezeti acélok hegesztése, Diplomamunka, 2010 [11] Béres, L.; Komócsin, M.: Acélok, öntöttvasak javító- és felrakó hegesztése, Budapest, pp. 10-36, 1995 [12] Komócsin Mihály: Gépipari anyagismeret, Miskolc, pp. 151-218, 2010 [13] Dr. Kardos, K.; Dr. Danyi, J.; Dr. Végvári, F.: Képlékenyalakítás, 2011 [14] Dr. Komócsin, M.; Dr. Béres, L.; Dr. Gáti, J.; Dr. Gremsperger, G.; Dr. Kovács, M.: Hegesztési zsebkönyv, 2008 [15] Gáspár, M.: Nemesített nagyszilárdságú acélok hegesztett kötésének hőhatásövezete, a kötés tulajdonságai azonos és eltérő szilárdsági illeszkedésű hozaganyag esetén, Tanulmány, Miskolci Egyetem, 2013 [16] Kocsisné Baán, M.; Lenkeyné Bíró, Gy.; Lukács, J.; Marosné Berkes, M.; Nagy, Gy.; Tisza, M.; Gál I.: Anyagvizsgálat, Miskolci Egyetemi Tankönyvkiadó, 2008 [17] Dr. Balogh András: Ömlesztő hegesztő eljárások, Miskolc, pp. 89-90, 2001 [18] Prof. Dr. Chiaki Shiga, Prof. Dr. Hiroyuki Y. Yasuda, Prof. Dr. Kazuo Hiraoka, Dr.-Eng. Hiroshi Suzuki: Effect of Ms Temperature on Residual Stress in
− 83 −
Welded Joints of High Strength Steels, Welding in the World, Volume 54, pp. 71-79, 2010 [19] International Institute of Welding: White Paper, 2012 [20] Lagerqvist, O.; Clarin, M.; Gozzi, J.;Völling, B.; Pak, D.; Stötzl, J.; Lieurade, H. P.; Depale, B.; Huther, I.; Herion, S.;Bergers, J.; Martsch, R.-M.; Carlsson, M.; Samuelsson, A; Sonander, C: Efficient lifting equipment with extra high strength steel: Final report, European Commission Technical Steel Research, 2007 [21] Mismatch in high strength steel welds, Highlights of the ECSC F1 & F5 workshop, Brüsszel, 1993 [22] Richter, K.; Hanus F.; Wolf, P.: Structural Steels of 690 MPa Yield Strength – a State of Art, Dillinger Hütte, 2006 [23] British Standards Institution: Guidance on methods for assessing the acceptability of flaws in fusion welded structures, 1991 [24] Pirinen, M.: The effects of welding heat input on the usability of High Strength Steels in welded structures, Lappeenranta University of Technology, 2013 [25] Bursi, O.S.; Kumar, A.: Design and integrity of High Strenth tubular structures for extreme loading conditions, Research Programme of the Research Fund for Coal and Steel, 2011 [26] Gáspár, M.; Balogh, A.: GMAW experiments for Advanced (Q+T) High Strength Steels, Production Processes and Systems, vol. 6., No. 1., p. 9-23., 2013 [27] Gáspár, M.; Balogh, A.: Hegesztéstechnológiai paraméterablak nagyszilárdságú acélok hegesztésénél, GÉP, LXIII. évf. 4. sz., p. 11-16, 2012. [28] Kovács, P. Z.: Alakítási határdiagramok elméleti és kísérleti elemzése, PhD értekezés, p. 45-48., 2012 [29] Fodorné Cserépi, M. Zs.: Nagyszilárdságú acélok hegesztése, Diplomaterv, Miskolci Egyetem, 2014 [30] Gáspár, M.; Balogh, A.: Behaviour of mismatch welded joints when undermatching filler metal is used, Megjelenés alatt [31] Dr. Lukács, J.; Dr. Nagy, Gy.; Harmati, I.; Koritárné Fótos, R.; Dr. Kuzsella Lászlóné Koncsik, Zs.: Szemelvények a mérnöki szerkezetek integritása témaköréből, Miskolci Egyetemi Tankönyvkiadó, 2012 [32] Németh, L.: Nagyszilárdságú szerkezeti acélok hegesztett kötései repedésérzékenységének vizsgálata, Szakdolgozat, Miskolci Egyetem, 2012
− 84 −
[33] Nakazawa, H.; Kodama, S.: Statistical S-N testing method with 14 specimens: JSME standard method for determination of S-N curves. Statistical research on fatigue and fracture. Current Japanese materials research – Vol. 2. Eds.: Tanaka, T.; Nishijima, S.; Ichikawa, M. Elsevier Applied Science and The Society of Materials Science, Japan, pp. 59-69, 1987 [34] Gáspár, M.: A nemesített állapotú nagyszilárdságú acélok hagyományostól eltérő hegesztési megoldásai középvastag lemezek esetén, Hegesztő Szakmérnöki Diplomamunka, Miskolci Egyetem, pp. 19, 2012 [35] Eurocode 3: Design of steel structures – Part 1-9: Fatigue, CEN, pp. 15, 2005
− 85 −
KÖSZÖNETNYILVÁNÍTÁS Ezúton szeretnék köszönetet mondani azoknak, akik segítettek diplomamunkám készítésében. Elsőként szeretnék köszönetet mondani a Miskolci Egyetem Gépészmérnöki és Informatikai Kar Anyagszerkezettani és Anyagtechnológiai Intézetének, amelynek Hegesztéstechnológia szakirányán foglalkozhattam a nagyszilárdságú acélok hegesztésének témakörével. Köszönöm tervezésvezetőmnek, Gáspár Marcellnek és konzulensemnek, Dr. Lukács Jánosnak, hogy tanácsaikkal, tudásukkal segítettek a diplomamunka elkészítésében. A diplomamunkámban elemzett vizsgálatok nem jöhettek volna létre a Mechanikai Technológiai Tanszék műhelyében dolgozó szakemberek segítsége nélkül, ezért ezúton köszönöm az ő munkájukat is. A diplomamunka a TÁMOP-4.2.1. B-10/2/KONV-2010-0001 projekt eredményeire alapozva a TÁMOP-4.2.2/A-11/1-KONV-2012-0029 jelű projekt részeként – az Új Széchenyi Terv keretében – az Európai Unió támogatásával, az Európai Szociális Alap társfinanszírozásával valósult meg.
M1 − 86 −
MELLÉKLETEK ELŐZETES GYÁRTÓI HEGESZTÉSI UTASÍTÁS (pWPS) VÉDŐGÁZAS, FOGYÓELEKTRÓDÁS ÍVHEGESZTÉS (138) GYÁRTÓI HEGESZTÉSI UTASÍTÁS HIVATKOZÁSI SZÁMA ((WPS NO):
pWPS 001
A HEGESZTÉS HELYE:
Miskolci Egyetem
CÍM:
3515 Miskolc, Egyetemváros
ALAPANYAG(OK):
S960QL (MSZ EN 10025-6)
HEGESZTENDŐ TÁRGY:
lemez-lemez
MÉRTÉKADÓ MÉRETEK:
s = 15 mm
VÁGÓELJÁRÁS:
plazmavágás
ÉLELŐKÉSZÍTÉS ÉS TISZTÍTÁS:
Gyalulás, köszörülés, drótkefe
KÖTÉSTÍPUS:
Kétoldali V, tompa
VARRATFAJTA:
X15
VARRATMÉRET:
15
ILLESZTÉS:
1. ábra szerint
HEGESZTÉSI SORREND:
2. ábra szerint
ÉLELŐKÉSZÍTÉS, ILLESZTÉS ÉS HEGESZTÉSI SORREND ÉLELŐKÉSZÍTÉS ÉS ILLESZTÉS
1. ábra
HEGESZTÉSI SORREND
2. ábra
− 87 −
HEGESZTÉSI ADATOK Varratsor
Huzalelektróda átmérő mm
Áramerősség
Ívfeszültség
A
V
1,2
110-120
19
1,2
150-160
1,2
290
1. 2. 3-8.
Huzalelőtolási sebesség m/min
Hegesztési sebesség
Vonalenergia
cm/min
J/mm
DCEN
3,2
18
0,6
19
DCEN
4,2
20
0,7
30
DCEN
9,4
45
0,9-1
AZ ELEKTRÓDAHUZAL FAJTÁJA ÉS KERESKEDELMI JELE: HEGESZTÉSI HELYZET:
Áramnem DC polaritás
T 69 4 Mn2NiMo M M 2 H10 ESAB OK Tubrod 14.03 PA (MSZ EN ISO 6947:2011)
VÉDŐGÁZ: KORONAOLDALON: GYÖKOLDALON: VÉDŐGÁZMENNYISÉG (L/MIN) GYÖKALÁTÉT:
M21 (82% Ar + 18% CO 2 ) 17,2 l/min -
ELŐMELEGÍTÉS:
180 °C
HŐMÉRSÉKLET KÉT SOR KÖZÖTT:
150 °C
UTÓHŐKEZELÉS:
-
ÍVELÉS:
-
A HEGESZTŐ ELVÁRT MINŐSÍTÉSE: ELLENŐRZÉSI ELŐÍRÁS: JAVÍTÁSI LEHETŐSÉG: EGYÉB ELŐÍRÁSOK:
EN ISO 9606-1 szerint MSZ EN 15614-1 szerint húzott varratsorokkal
Miskolc, 2014. 07. 01. ………………………
M2 − 88 −
Normál méretű próbatestes szakítóvizsgálat
Normál próbatesteknél a matching és az undermatching kötés szakadás előtti valódi nyúlásának (ϕ 1 ) összehasonlítása (szélesség irányból vizsgálva)
− 89 −
Normál próbatesteknél a matching és az undermatching kötés szakadás előtti valódi (ϕ 1 ) és mérnöki (ε 1 ) nyúlásának összehasonlítása (vastagság irányából vizsgálva)
− 90 −
Matching varrat 0,080
0,040
φ₁
0,020
φ₂
0,000 -0,020
8,0 11,8 15,6 19,4 23,2 27,0 30,8 34,6 38,4 42,2 46,0 49,8 53,6 57,4 61,2 65,0 68,8 72,6 76,4 80,2
Tengelycím
0,060
-0,040
Matching szakadás közép 0,600 0,400 0,200
φ₁
0,000
φ₂
-0,200
8
14
20
26
32
38
44
50
56
62
68
74
80
-0,400
Undermatching varrat 0,250 0,200
0,100
φ₁
0,050
φ₂
0,000 -0,050
0 3,6 7,2 10,8 14,4 18 21,6 25,2 28,8 32,4 36 39,6 43,2 46,8 50,4 54 57,6 61,2 64,8 68,4
Tengelycím
0,150
-0,100 -0,150
A vizsgált pontok alakváltozása az idő függvényében (strain path)
M3 − 91 −
Kisméretű próbatestes szakítóvizsgálat
− 92 −
Kisméretű próbatesteknél a matching és az undermatching kötés szakadás előtti valódi (ϕ 1 , ϕ 2, ϕ v ) és mérnöki (ε 1 , ε 2 ) nyúlásának összehasonlítása
Matching varrat 0,600 0,500 0,400 0,300 0,200
φ₁ MV
0,100
φ₂ MV
-0,200
16 18,6 21,2 23,8 26,4 29 31,6 34,2 36,8 39,4 42 44,6 47,2 49,8 52,4 55 57,6 60,2 62,8 65,4 68
0,000 -0,100 -0,300
A matching kötéssel rendelkező kisméretű próbatest varratvonal középpontjának alakváltozása
− 93 −
Undermatching varrat
0,500 0,400 0,300 0,200
φ₁ UMV
0,000
φ₂ UMV
-0,100
2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 32 34 36 38 40 42 44 46 48
0,100
-0,200 -0,300
Az undermatching kötéssel rendelkező kisméretű próbatest varratvonal középpontjának alakváltozása Undermatching
45
45
40
40
35
35
30 25 20 15
30 25 20 15
10
10
5
5
0
0
2
4
6 7 8 9 Megnyúlás [mm]
Matching
50
Terhelőerő [kN]
Terhelőerő [kN]
50
10 11
0
0
3
5
8 9 10 11 Megnyúlás [mm]
13
15
Az undermatching és a matching kötéssel rendelkező kisméretű próbatest finomnyúlásmérővel rögzített szakítódiagramja
M5 Page 1 (1)
SSAB EMEA AB, SE-613 80 OXELÖSUND, Sweden Inspection certificate
A02 Issuing department
EN 10 204 - 3.1
A05
Purchaser order no
A07
Quality inspection
Purchaser
A11
B01
Quantity B08
1 61380 Oxelösund Sverige
A19 Certificate no and date
B06
Steel grade, Manufacturer, MATERIAL ID, -
Dimensions [mm]
T 15
W 2000
B09-B11 Weight [kg]
L 4000
A03
14688559 2014-02-14
Marking (Stamping)
Structural steel
SSAB EMEA AB Oxelösund
A08 Invoice no
10181216-10
Product
16288
Our order no
B12
942
Standard/rules OX Steel grade WELDOX 960 E
Deliv. Cond.
B04
Q
Internal code
B02
B16
20431
Consignee A06 Customer marks SSAB EMEA AB C/o EU-IMMO Logisztikai Center Kft. Almafa str 17 Györ 9027 Hungary
B15
MATERIAL ID
B07
108540-368492 C71-C92 Carbon equivalent etc
Chemical composition Heat no 108540
C .17
Si .23
C04
Mn 1.23
P .011
C00
S .001
Cr .20
Ni .04
C01
Mo .588
V .041
C02
Ti .004
Cu .01
B05
Al .061 C10
Testtype
Millcode
Specimen position
Direction
Treatment
Specimen type
Tensile Test
706728
Top end
Transvers
Delivery condition
Rectangular
Impact test
706728
Top end
Transvers
Delivery condition
Charpy-V 10x10
Nb .017
B .001 C03
C93-C99
N .002 Test results
Temp [degr C]
-40
C11 Rp0.2 [MPa] 1014
C12 Rm [MPa] 1053
C13 A5 [%] 14
C42 E [J] 71
C42 E [J] 61
C42 E [J] 93
C43 Ave [J] 75
B02: EN 10025-6/S960QL EN 10025-6, OPTION 30 *) KSK LV-NR 3, REV 5
It is hereby certified that the material described above complies with the requirements of the order.
Z02
This certificate is produced with EDP and valid without signature Quality Inspection Department/ I 0045-CPD-0637 Ivarsson /H Brinting
Z01
A22
A04
www.weldox.com
OK Tubrod 14.03
M6
FCAW
Fémportöltéses
Általános leírás
Besorolás
2% nikkel, 0,5% molibdén ötvözésű nagyszilárdságú acélok hegesztéséhez 690 MPa folyáshatárig. A hegesztőhuzal csak Ar/CO2 keverék védőgázzal alkalmazható. Az 1,2 mm-es méret a függőlegesen lefelé való alkalmazáson kívül, minden pozícióban jól használható. Alkalmas továbbá "offshore" helyszíneken történő hegesztésekhez.
EN ISO 18276-A SFA/AWS A5.28
T 69 4 Mn2NiMo M M 2 H10 E110C-G
Jóváhagyások DB VdTÜV CE
42.039.23 (M21) 04143 EN 13479
Varratfém átlagos vegyi összetétele, % Védőgáz (MSZ EN 439) M21
Védőgáz: M21 C Si 0,04-0,1 0,3-0,8
Polaritás DC-
Mn Ni Mo 1,4-1,9 1,95-2,55 0,4-0,7
P, S 0,02
Varratfém átlagos mechanikai jellemzõi
Hegesztési pozíciók Folyáshatár (MPa) Szakítószilárdság (MPa) Nyúlás (%)
Diffúzióképes hidrogéntartalom < 10 ml / 100 g varratfém
Védőgáz M21 757 842 min 17
Ütõmunka (KV) A varrat diffúzióképes hidrogéntartalmának meghatározása az ISO 3690 alapján. Paraméterek: Átmérő: 1,6 mm; M21 védőgáz; Áramerősség = 350 A; Feszültség = 31 V; Huzalkinyúlás = 25 mm.
Vizsgálati hőmérséklet -40°C
Ütőmunka (J) Védőgáz M21 71
H
V
Hegesztési paraméterek Átmérő Ø mm 1.2 1.4 1.6
Áramerősség Min Max A A 100 320 120 380 140 450
W Átlag l/perc 20 20 20
η Átlag % 95 95 95
Min kg/h 1.3 1.6 1.6
Max kg/h 7.5 7.5 8.0
W = Védőgázszükséglet η = Kihozatali hatásfok (Lehegesztett varratfém (kg) / felhasznált maghuzal (kg) * 100) H = Varratfémtömeg / 1 óra ívidő V = Előtolási sebesség
Min m/perc 1.8 2.0 1.5
Max m/perc 12.0 9.0 8.5
Feszültség Min Max V V 16 32 16 34 18 36
