Bakalářská práce. Tepelné zpracování svarových spojů žárupevných ocelí

Transkript

1 Vysoká škola báňská Technická univerzita Ostrava Fakulta metalurgie a materiálového inženýrství Katedra materiálového inženýrství Bakalářská práce Tepelné zpracování svarových spojů žárupevných ocelí 2016 Stanislav Galatík

2

3

4

5

6 Abstrakt Tato bakalářské práce se zabývá rozdílem mezi lokálním žíháním montážního svarového spoje a žíháním v peci. Rozdíl mezi těmito druhy žíhání je ten, že při žíhání v peci teplo působí i na stranu kořene svaru a tím se zabezpečuje důkladné prohřátí svarového spoje a jeho vyžíhání. V případě lokálního žíhání, které se používá u montážních svarových spojů, je ohřev pouze z vnější strany. Strana kořene svarového spoje nemusí být dostatečně vyžíhaná a její tvrdost se může lišit od tvrdosti žíhaného povrchu. To může mít za následek vznik trhlin za provozu při vyšším namáhání tlakem a teplem. Zvláště pak mohou být ohroženy montážní svarové spoje na potrubí, kde je možnost vzniku komínového efektu, při němž proudící vzduch značně odebírá teplo potřebné k dostatečnému prožíhání. Klíčová slova: montážní svarové spoje, tepelné zpracování, tepelně ovlivněná zóna, tvrdost, žárupevné oceli. Abstract This bachelor thesis deals with differences between a local annealing of mounting weld joint and annealing in a furnace. The difference between these types of annealing is that the annealing furnace heat is applied on the side of the weld root too, thereby insuring a thorough heating of the weld joint and its annealing. In case of local annealing, that is being used for mounting welded joints, the heat is being applied from the outside only. The side of root weld joint may not be sufficiently annealed and its hardness can be different from the hardness of annealed surface. This may result in material cracking during operation at a higher compressive stress and heat. Vulnerable are in particular mounting welded joints on pipelines where a possibility of a chimney effect and its flowing air may remove the heat that is necessary for throughout annealing. Keywords: mounting welds, heat treatment, heat affected zone, hardness, high temperature resistant steel.

7 Obsah 1 Úvod Svařování ocelových konstrukcí Metody svařování Ruční obloukové svařování obalenou elektrodou Ruční svařování neodtavující se elektrodou v ochranné inertní atmosféře Svařování v ochranných atmosféře odtavující se elektrodou Svarový spoj Základy tepelného zpracování Děje umožňující tepelné zpracování Tepelné zpracování založené na změně modifikace Tepelné zpracování založené na vylučování nové fáze Tepelné zpracování založené na přeměně tuhého roztoku Rekrystalizační žíhání Tepelné zpracování základních materiálů a svarových spojů Tepelné zpracování s překrystalizací Žíhání bez překrystalizace Popouštění Průběh tepelného zpracování po svařování Předehřev před svařováním a dohřev Žíhání po svařování Rychlost ohřevu na žíhací teplotu Žíhací teplota Doba výdrže na žíhací teplotě Rychlost ochlazování z žíhací teploty Žárupevné oceli Nízkolegované žárupevné oceli

8 4.2 Výšelegované žárupevné oceli Austenitické žárupevné oceli Praktická část Příprava vzorků před svařováním Předehřev a svařování Tepelné zpracování Tepelné zpracování ohřevem elektrickým odporem Tepelné zpracování v peci Měření tvrdosti Příprava zkušebního vzorku Postup zkoušení Měření a posouzení zkušebních vzorků Mikrostrukturní rozbor svarových spojů Závěr Použitá literatura

9 1 Úvod Dnešní doba stále více uplatňuje jako konstrukční materiál ocel z důvodu její dostupnosti, relativně snadného zpracování a díky možnosti legování i velké variability mechanických, chemických a fyzikálních vlastností. Zároveň s těmito požadavky stoupají i nároky na jakost zpracování zejména pak v oblasti svařování. Svařování je jeden z hlavních způsobů spojování ocelí a pro dosažení podobných vlastností jako má svařovaný materiál často bývá zapotřebí i dodatečných operací jako je tepelné zpracování. Toto zpracování se provádí v žíhacích pecích, ve kterých žíhaný předmět získává požadované vlastnosti. Ne vždy je možné provést tepelné zpracování v peci a v tomto případě se provádí lokální tepelné zpracování. Tato bakalářské práce se zabývá možnými rozdíly vlastností svarového spoje tepelně zpracovaného lokálním žíháním a žíháním v peci. Rozdíl mezi těmito druhy žíhání spočívá v tom, že při žíhání v peci teplo působí rovnoměrněji a zabezpečuje se tím důkladné prohřátí svarového spoje a jeho vyžíhání. V případě lokálního žíhání, které se používá u montážních svarových spojů, ohřev probíhá pouze z vnější strany. Na vnitřní straně svarového spoje není možné z technologického hlediska provést přímý ohřev, ani aplikovat tepelně izolační zábal, nelze změřit skutečnou teplotu a svarový spoj se ochlazuje na volném vzduchu. Strana kořene svarového spoje nemusí být dostatečně vyžíhaná a její tvrdost se může lišit od tvrdosti žíhaného povrchu. To může mít za následek vznik trhlin za provozu při vyšším namáhání tlakem a teplem. Zvláště pak mohou být ohroženy montážní svarové spoje na potrubí, kde je možnost vzniku komínového efektu, při němž proudící vzduch značně odebírá teplo potřebné k dostatečnému vyžíhání. 3

10 2 Svařování ocelových konstrukcí Svařování se datuje od roku 1000 před naším letopočtem. Jednalo se o kovářské svařování kujného železa. Další rozvoj technologie svařování nastal kolem roku 1900, kdy se začalo uplatňovat svařování plamenem pomocí autogenní soupravy. Ve dvacátých letech minulého století se začalo používat ruční svařování elektrickým obloukem. Dále pak odporové svařování, svařování pod tavidlem, netavící se elektrodou v ochranném inertním plynu, tavící se elektrodou v ochranném plynu, plazmové, elektronové, difuzní a laserové. Svarové spoje patří mezi nerozebíratelné spoje dvou nebo více dílů. K pevnému spojení dochází působením energie dodávané do místa spoje. Různé formy přiváděné energie umožnily vyvinutí různých metod spojení dílů svařením. Různé druhy spojovaných materiálů a konstrukčního uspořádání si vyžadují odlišné způsoby svařování. Svařování se uplatňuje ve strojírenské výrobě u ocelových konstrukcí, při výrobě tlakových nádob pro energetiku a chemii, v dopravním průmyslu a v potravinářském průmyslu. [1] 2.1 Metody svařování Ruční obloukové svařování obalenou elektrodou Zdrojem tepla při obloukovém svařování obalenou elektrodou je elektrický oblouk, který hoří mezi obalenou elektrodou a svařovaným materiálem (obr. 1). Tato metoda se značí MMA nebo 111. Vlivem vysoké teploty dochází k natavení elektrody a povrchu základního materiálu. Roztavený kov elektrody a tavený obal přechází obloukem do roztavené lázně a vytváří svar, který je chráněný vrstvou strusky. Elektrický oblouk má výrazné tepelné a mechanické účinky na své okolí. Obalená elektroda se až na výjimky zapojuje na kladnou elektrodu z důvodu vyšší teploty na tomto pólu. [1] Obr. 1 Metoda 111 ruční obloukové svařování obalenou elektrodou. [2] 4

11 2.1.2 Ruční svařování neodtavující se elektrodou v ochranné inertní atmosféře Princip obloukového svařování metodou TIG nebo 141 spočívá ve vzniku a hoření elektrického oblouku mezi netavící se wolframovou elektrodou s příměsemi a základním materiálem, při němž je svarová lázeň, elektroda a okolí svaru chráněno inertním plynem argonem nebo héliem, před účinky atmosféry (obr. 2). Elektroda se zapojuje na zápornou elektrodu z důvodu jejího neodtavování. Pouze při svařování hliníku a jeho slitin se používá střídavého proudu. [1] Obr. 2 Metoda 141 ruční svařování neodtavující se elektrodou v ochranné inertní atmosféře. [3] Svařování v ochranných atmosféře odtavující se elektrodou Svařování v ochranných atmosférách tavící se elektrodou se označuje jako metoda MIG/MAG (metal inert gas/metal active gas) nebo 131/135. Zdrojem tepla při svařování je elektrický oblouk, který hoří mezi koncem tavící se elektrody (drátu) a základním materiálem v prostředí plynu (obr. 3). U metody MIG je to argon nebo helium, popřípadě kombinace argonu s vodíkem. U metody MAG se používá jako ochranný plyn čistý oxid uhličitý anebo v kombinaci s argonem popřípadě i s kyslíkem. [1] Obr. 3 Metoda 131/135 svařování v ochranných atmosféře odtavující se elektrodou. [4] 5

12 2.2 Svarový spoj Svarový spoj je produkt tavného svařování. Skládá se ze základního materiálu a svarového kovu. Postup svařování je stanovený průběh činností před svařováním, v průběhu a po skončení zhotovování svarového spoje. Uvádějí se odkazy na metodu svařování, základní materiály, přídavné a pomocné materiály, na přípravu svarových ploch (obr. 4) a předehřev, teplotu interpass, skladbu svarových housenek a vrstev svaru, na řízení procesu svařování a tepelné zpracování po svařování. Tento postup svařování je zaznamenán v dokumentu WPS. Specifikace svařování WPS je dokument, který byl specifikován a který poskytuje požadované proměnné svařování pro zajištění opakovatelné požadované jakosti ve výrobě. Pro ověření správnosti potupu svařování se provádí předvýrobní zkouška svařování. Ta je založena na nenormalizovaném zkušebním kusu, který je typický pro výrobní podmínky. Tato zkouška se dokládá protokolem WPQR. Protokol o kvalifikaci WPQR zahrnuje všechny údaje, které jsou nutné pro kvalifikaci předběžné specifikace pwps, což je dokument, který obsahuje požadované proměnné parametry a podmínky. Podle nich musí být postup svařování kvalifikován pro zajištění opakované jakosti během výrobního procesu. [5] Obr. 4 Připravený tupý V svarový spoj. [5] Zhotovený svarový spoj se skládá z kořenové vrstvy, výplňové vrstvy a krycí vrstvy. Vlivem působení tepla při svařování kovů a slitin bez polymorfní přeměny nedochází v tepelně ovlivněné oblasti ke změně mikrostruktury a probíhají pouze substrukturní změny a rekrystalizace, a to jak růst nebo zjemnění zrn. V kovech a slitinách s polymorfní přeměnou oceli dochází v tepelně ovlivněné oblasti k výrazným strukturním změnám, které mají vliv na vlastnosti svarových spojů. Při svařování nelegovaných, případně legovaných ocelí s polymorfní přeměnou lze podle obr. 5 teplem ovlivněnou oblast rozdělit na charakteristická pásma: 6

13 1. Oblast částečného natavení tvořící přechod z tepelně ovlivněné oblasti do svaru. U většiny ocelí se tato oblast redukuje na linii stavení, protože rozdíl mezi teplotou solidu a likvidu je minimální. 2. Oblast přehřátí. To je oblast s teplotami vysoko nad A c3, při kterých dochází k intenzivnímu růstu zrn. 3. Oblast vyhřátá nad teplotu A c3 s úplnou transformací. 4. Oblast s neúplnou polymorfní přeměnou s teplotami mezi A c1 až A c3. 5. Oblast pod teplotou A c1, ve které probíhají změny buď v rámci tuhého roztoku feritu nebo feritu a perlitu, případně substrukturní změny. Pozornost je nutné věnovat oblasti ohřáté na teplotu okolo 250 C a to z hlediska stárnutí oceli. Šířka jednotlivých oblastí tepelně ovlivněné oblasti je rozdílná pro různé technologie svařování a je ve velké míře závislá na svařovacích parametrech. Celková šířka tepelně ovlivněné oblasti (TOO) se pohybuje pro ruční obloukové svařování okolo 3 až 6 mm, z toho šířka přehřáté oblasti okolo 0,2 mm. [5, 6, 7] Obr. 5 Vliv teplotního účinku svařování na strukturu svarového spoje. [5] 7

14 3 Základy tepelného zpracování Ohřev nebo ochlazení kovového materiálu v tuhém stavu mimo obvyklou teplotu prostředí, jimiž se pozměňují jeho vlastnosti, se označují jako tepelné zpracování. Důležitým znakem tepelného zpracování je to, že kovové předměty při něm nemění viditelně svůj tvar, ale pouze své vlastnosti. Tepelným pracováním nejsou ty úkony, při kterých materiál ohříváme, ale měníme jeho tvar např. kování, válcování, odlévání, svařování apod. Tepelné zpracování se nejčastěji provádí až po dokončeném kování, svařování, odlévání, nebo válcování. Často se zařazuje tepelné zpracování při obrábění a zejména při tváření za studena jako mezioperace nebo jako ukončení výrobního pochodu. Avšak má-li být výrobek pokoven, oxidován, leštěn nebo lakován, tepelné zpracování se zařazuje před tyto úkony. Tepelné zpracování může pozměnit vlastnosti materiálu v několika směrech dle požadavků. Například kalením se získá vysoká tvrdost, ale sníží se tím tažnost a houževnatost. Spojí-li se kalení s vhodným popouštěním, dosáhne se tím nejen vysoké pevnosti, ale i houževnatosti. Oproti tomu žíháním se získá lepší obrobitelnost a tvárnost za studena. Tepelným zpracováním se nepozměňují záměrně jen mechanické nebo technologické vlastnosti, ale i jiné důležité chemické a fyzikální vlastnosti. Žíháním lze například zlepšit elektrickou vodivost tvrdě tažené mědi, ovlivnit magnetické vlastnosti nebo tepelnou roztažnost. Z chemických vlastností je možné ovlivnit korozivzdornost, která značně závisí na struktuře materiálu. Všeobecně lze tedy říci, že tepelným zpracováním je možné ovlivňovat vlastnosti vyplívající ze struktury materiálu, tj. z uspořádání zrn jednotlivých strukturních součástí nebo z uspořádání atomů jednotlivých složek v zrnu takové strukturní součásti. Není možné ovlivnit vlastnosti vyplývající ze stavby jednotlivých atomů, jako je např. teplota vedení, chemická slučivost apod. [8] Vhodným tepelným zpracováním je možné zhodnocovat i levnější materiály tak, že mohou plnit poslání dražších materiálů nebo méně dostupných. 3.1 Děje umožňující tepelné zpracování Tepelné zpracování založené na změně modifikace Tepelné zpracování založené na změně modifikace se týká některých materiálů, u kterých přichází v úvahu přeměna jedné modifikace překrystalizací ve druhou. Protože základní 8

15 mřížka určité modifikace se projevuje i u strukturních součástí slitin, je možno na základě rovnovážného diagramu určit, které slitiny budou pro dané tepelné zpracování vhodné. Časový průběh tepelného zpracování má významný vliv na průběh změn jednotlivých modifikací. U slitin probíhají změny struktury v určitém časovém intervalu při dané teplotě a přeměny jsou závislé na ochlazovací rychlosti. Mezi tepelná zpracování založená na změně modifikace patří kalení a žíhání s překrystalizací. [8] Tepelné zpracování založené na vylučování nové fáze Tepelné zpracování založené na vylučování nové fáze z tuhého roztoku je v porovnání s kalením a žíháním známé poměrně krátkou dobu cca 100 let. Jsou-li podle rovnovážného diagramu pro to předpoklady, je možné využít vylučování nové fáze ke zvýšení pevnosti slitiny postupem, který se označuje jako precipitační vytvrzování. [8] Při pomalém ochlazování slitiny nastává rovnovážné vylučování nové fáze, zpravidla sloučeniny nebo tuhého roztoku, na hranicích zrn základní hmoty. Přitom má vylučovaná fáze dost času, aby narostla v rozměrnější částice. Jestliže se však ohřeje slitina dostatečně vysoko, takže se vyloučená fáze opět rozpustí, vznikne homogenní tuhý roztok základní fáze. Rychlým ochlazením se zabrání vyloučení nové fáze v hrubé formě, ale tento tuhý roztok je po ochlazení přesycen. [8] Při vytvrzování, a zvláště pak při precipitačním, je důležité, aby byly přesně dodrženy předepsané teploty výdrže i způsob ochlazování, jinak se nedosáhne předpokládaných výsledků. Tepelné zpracování vytvrzováním je nejvíce známé u slitin hliníku. Používá se často u slitin hořčíku, některých slitin mědi, titanu, drahých kovů a nikl-chrómových ocelí určených pro práci za zvýšených teplot. [8] Tepelné zpracování založené na přeměně tuhého roztoku Tuhý roztok, který tvoří jednu z fází, se rozpadá na několik nových fází, jenž mohou být čisté kovy, sloučeniny, nebo tuhé roztoky. Přeměnou tuhého roztoku pak vzniká strukturní součást nové podoby, často složená střídavě z vrstev nových fází, jak je tomu třeba u eutektoidní přeměny. [8] Rekrystalizační žíhání Tento způsob tepelného zpracování nelze vyložit na základě přeměn nebo vylučování podle rovnovážného diagramu. Je založen na schopnosti za studena trvale deformované mřížky navrátit se působením zvýšené teploty do původního nezdeformovaného stavu zbaveného 9

16 pnutí. Při tom zároveň vzniká nové zrno. Dochází ke krystalizaci téže fáze v tuhém stavu a nová rovnoosá zrna jsou zbavena pnutí. Tato zrna mohou být jemnější, než byla zrna původní, nebo naopak za jistých okolností i podstatně hrubší. Tento děj se nazývá rekrystalizací a nelze jej zaměňovat s pojmem překrystalizace. [8] 3.2 Tepelné zpracování základních materiálů a svarových spojů Tepelné zpracování svarových spojů se provádí zejména pro: snížení zbytkového napětí, zlepšení vlastností svarového spoje (struktury, mechanický vlastností, tvrdosti), snížení rizika zbrzděných trhlin, snížení obsahu vodíku ve svarovém spoji, zabezpečení rozměrové stability svařované konstrukce. [9] Tepelným zpracováním lze zajistit požadované fyzikální, chemické a technologické vlastnosti, které zvyšují odolnost oceli proti poškození. Pro stanovení postupu tepelného zpracování jsou určeny diagramy izotermického a anizotermického rozpadu austenitu (IRA a ARA diagramy). Diagramy jsou důležité také pro stanovení teplot předehřevu, dohřevu, mezioperačních teplot, teploty interpass (teplota mezi vrstvami u vícevrstvého svařování) a tepelného zpracování po svařování. [5] Tepelná zpracování lze rozdělit na tepelná zpracování: a) s překrystalizací (souvisí s přeměnou mřížky), b) bez překrystalizace (bez přeměny mřížky) Tepelné zpracování s překrystalizací Normalizační žíhání Normalizační žíhání se skládá z ohřevu C nad teplotu Ac 3 u podeutektoidních ocelí a C nad teplotu Ac 1 u nadeutektoidních ocelí s následujícím vyrovnáním teploty v celém průřezu materiálu a ochlazením na vzduchu. Účelem normalizačního žíhání je zrovnoměrnit a rekrystalizací zjemnit strukturu oceli a odstranit nerovnoměrnosti ve velikosti zrn. [5] 10

17 Homogenizační žíhání Homogenizační žíhání se používá zejména u odlitků a velkých výkovků a uskutečňuje se ohřevem na teplotu C s cílem vyrovnání heterogenity (nestejnorodosti) chemického složení. Provádí se před normalizačním žíháním. [5] Žíhání bez překrystalizace Žíhaní ke snížení vnitřního pnutí Žíhání ke snížení vnitřního pnutí se používá u svařených konstrukcí složitých tvarů a o velkých tloušťkách určených k opracování. Žíhá se za teplot 620 až 650 C s tím, že pnutí se snižuje relaxačním mechanizmem na hodnotu meze kluzu spoje za žíhací teploty. Doba žíhání je pro různé typy ocelí po svařování uvedena v ČSN Pokud je nutné svarové spoje po svařování tepelně zpracovat z důvodu snížení vnitřního pnutí, nebo v důsledku vzniku strukturních stavů zakaleného charakteru, potom lze doporučit pouze žíhání za teplot pod Ac 1. Po žíhání následuje pomalé ochlazení až do teploty 200 C a poté se ochlazuje na vzduchu. Používá se především u konstrukcí svařených z nízkouhlíkových nebo nízkolegovaných ocelí. [5, 9] Žíhání vysokochromových feritických ocelí Struktura delta feritu vysokochromových ocelí vzniká přímo z taveniny a nelze zpracovat překrystalizačním žíháním. Proto se doporučuje oceli před svařováním žíhat za teplot 700 až 800 C, kdy dochází k postupnému snížení tahové napjatosti. Nedoporučuje se zvyšovat teplotu z důvodu nárůstu zrn a poklesu plasticity po ochlazení na teplotu okolí. [5] Stabilizační žíhání austenitických ocelí Účelem stabilizačního žíhání za teplot 850 až 900 C po dobu 2 až 4 hodin je získat strukturu s rovnoměrně vyloučenými karbidy především uvnitř zrn a velmi nízkou hladinou pnutí. Žíhání se používá u korozivzdorných austenitických ocelí. [5] Rozpouštěcí žíhání austenitických ocelí Rozpouštěcí žíhání spočívá v ohřevu na rozpouštěcí teplotu karbidů v austenitických ocelích cca 1030 C a výdrži na teplotě a následném rychlém ochlazení na teplotu okolí. Účelem je získat čistě austenitickou strukturu oceli, která vzdoruje mezikrystalové korozi do teploty 350 C. [5] 11

18 Žíhání na odstranění vodíku (protivločkové) Účelem protivločkového žíhání je zabránění vzniku vnitřních trhlin, které způsobuje difúzní vodík. Provádí se u rozměrných výkovků, odlitků a silných plechů. Teplota žíhání se pohybuje v rozmezí C. [10] Žíhání k odstranění vodíkové křehkosti Žíhání k odstranění vodíkové křehkosti se používá pro odstranění difúzního vodíku ze svarů a zabránění praskavosti za studena ve svarech a v tepelně ovlivněné oblasti. Provádí se formou dohřevu po svařování při teplotě C. [10] Popouštění Popouštění slouží ke snížení napjatosti a tvrdosti vzniklých po kalení. Popouštěním dochází k rozpadu martenzitu za teplot 150 až 650 C a vytváří se struktura popuštěného martenzitu, který je charakterizován sníženou tvrdostí. Popouštěním za teplot 50 až 100 C pod teplotu Ac 1 vzniká struktura vysokopopuštěného martenzitu (sorbitu). Popouštěním bainitu vzniká struktura vysokopopuštěného bainitu. V závislosti na výši popouštěcí teploty se snižuje tvrdost, vnitřní napjatost a zvýší se hodnoty charakterizující plasticitu a houževnatost. [5] 3.3 Průběh tepelného zpracování po svařování Svařované konstrukce se tepelně zpracovávají v celku, po částech nebo lokálně. Při tepelném zpracování v plynové peci nesmí nastat nadměrná oxidace svařené konstrukce. Lokální tepelné zpracování se používá tehdy, když se svařovaná konstrukce nemůže zpracovat v celku pro její velké rozměry, také pokud ohřev celé konstrukce je nevhodný z technologického důvodu nebo při montážním svařování. Lokální tepelné zpracování se používá nejčastěji při žíhání ke snížení vnitřního pnutí a musí se provádět s kontrolovaným teplotním gradientem. Teplotní gradienty v průběhu celého žíhacího cyklu nesmí vyvolat vznik takových teplotních napětí, které by mohly způsobit nepřípustné deformace, nebo poškození žíhané konstrukce. [9] Předehřev před svařováním a dohřev Předehřev před svařováním a dohřev se provádí, aby se zabránilo prudkým teplotním změnám během svařování a po svařování a rychlému ochlazení zejména v tepelně ovlivněné oblasti svaru, kde může dojít ke značnému vytvrzení. Vytvrzená oblast může samovolně praskat vlivem zbytkového napětí po rychlém vychladnutí svaru na teplotu okolí. Má vliv na snížení 12

19 vodíku ve svarovém kovu a tím na snížení nebezpečného studeného praskání a vzniku trhlin. [10] Výše teploty předehřevu je určena v postupech, specifikacích, svařovacím postupu (WPS), teplotních diagramech nebo pracovních instrukcích na základě tloušťky svařovaného materiálu a chemického složení základního materiálu. [10] Žíhání po svařování Žíhání po svařování se provádí pro zajištění požadovaných fyzikálních, mechanických, technologických a chemických vlastností v místě svarového spoje a v teplem ovlivněné oblasti po svařování. Velikost teploty je určena v postupech, specifikacích, svařovacím postupu (WPS), teplotních diagramech, nebo pracovních instrukcích dle požadavků na svařovanou konstrukci. [5] Tepelné zpracování je určené parametry: teplota žíhání, výdrž na teplotě, rychlost ohřevu a ochlazení. [9] Rychlost ohřevu na žíhací teplotu Rychlost ohřevu nesmí překročit 250 C/hod z důvodu přílišného tepelného šoku. Rychlost ohřevu si z pravidla určuje žíhač dle výkonových možností zdroje tepla a tepelné kapacity žíhaného tělesa podle materiálové nebo výrobkové normy. Norma ČSN doporučuje tepelné zpracování svarových spojů z nelegovaných a nízkolegovaných ocelí. Výpočet rychlosti ohřevu v h je dán vztahem (1): v h 5000 h ale platí 50 v h 250 (1) kde: v h je rychlost ohřevu [ C/h], h je největší tloušťka žíhaného materiálu [mm]. [7, 9, 11] Žíhací teplota Teplota žíhání se určuje podle druhu požadovaného tepelného zpracování. Pokud se jedná o žíhání bez překrystalizace (žíhání ke snížení pnutí, resp. relaxační žíhání), teplota se pohybuje v intervalu od 540 C do teploty 710 C podle druhu oceli. Teplota normalizačního žíhání se stanovuje podle chemického složení (závisí především na obsahu uhlíku) 13

20 a u podeuteukoidních ocelí leží v intervalu teplot 30 až 50 C nad teplotou A c3. Svarové spoje se po normalizačním žíhání obvykle popouštějí v intervalu teplot 580 až 780 C podle druhu oceli. Svarové spoje zejména mikrolegovaných ocelí je možné žíhat i při nižších teplotách než 600 C při odpovídajícím prodloužení doby výdrže na teplotě. Pro orientační stanovení doby výdrže na nižší teplotě se doporučuje použít Hollomon-Jaffeův parametr H p = 17,8 a vztah (2): H p = T z (e + log t) 10-3 (2) kde T z je teplota žíhání [K], t výdrž na teplotě [h], e konstanta (pro C a C-Mn ocel e = 20). [9] Doba výdrže na žíhací teplotě Doba výdrže na žíhací teplotě má za cíl zajistit po časové stránce průběh všech očekávaných strukturních změn, ať už se jedná o překrystalizaci kovové mřížky, rozpouštění nebo precipitaci minoritních fází, difúzní pochody a jiné. Její délka je dána druhem aplikované technologie tepelného zpracování, druhem použité oceli a tloušťkou svařence. Obecně platí 2 až 4 minuty na 1 mm nejvyšší tloušťky žíhaného materiálu, minimálně však 20 minut. [10] Rychlost ochlazování z žíhací teploty Rychlost ochlazování z žíhací teploty je při tepelném zpracování s překrystalizací rozhodující fáze pro dosažení nové, optimální struktury. Ochlazování rozhoduje o konečných užitných vlastnostech svarového spoje. Rychlost ochlazování v c se stanovuje podle vztahu (3): v c = 6500 h ale platí 50 v c 250 (3) kde: v c je rychlost ochlazování [ C/h], h je největší tloušťka žíhaného materiálu [mm]. [9, 11] 14

21 4 Žárupevné oceli Žárupevnými materiály jsou slitiny kovů, především oceli pro práci za zvýšené teploty a slitiny niklu a kobaltu pro práci za vysoké teploty. Pro pochopení těchto rozdílů je třeba uvažovat pojem mezní teploty T g (obr. 6), kterou pro daný materiál vyznačuje průsečík dvou charakteristik pevnostních vlastností za zvýšené teploty, tj. minimální hodnoty meze kluzu R e a časové pevnosti při tečení R mt/t/t. [12] Obr. 6 Stanovení mezní teploty T g a její průměrné hodnoty pro standardní žárupevné oceli. [12] Uhlíkové oceli jsou používané pro práci při vyšších teplotách obvykle do pracovních teplot 400 C nebo omezeně až do 480 C. Mohou být jak neuklidněné, tak i uklidněné a to i s přísadou hliníku. Tyto oceli musí vzdorovat tečení za provozních teplot a musí mít vyhovující hodnotu meze pevnosti při tečení po dobu až hodin. Do této skupiny spadají oceli třídy 11 a 12 s obsahem uhlíku do 0,2 hm. %. Vyšší řady ocelí tvoří nízkolegované oceli třídy 15 (legované Cr, Mo, V) použitelné maximálně do 580 C, martenzitické oceli třídy 17 (s obsahem 13 hm. % Cr, Mo, V), austenitické oceli třídy 17 (např. 18 hm. % Cr, 8 hm. % Ni, Mo) použitelné maximálně do 650 C a austenitické vytvrditelné oceli třídy 17 použitelné do maximální teploty 750 C. [5, 13] 4.1 Nízkolegované žárupevné oceli Nízkolegované oceli znamenají další stupeň v rozvoji žárupevných ocelí. Jejich maximální pracovní teplota je C. Přísady legujících prvků netvořících karbidy, jako je např. 15

22 nikl, kobalt, křemík, nezvyšují úroveň žárupevných vlastností. Pouze přísady těch prvků, které tvoří karbidy, jako je chróm, molybden a vanad, příznivě ovlivňují žárupevné charakteristiky nízkolegovaných ocelí. Přísady vanadu a chrómu nemají samostatně významnější vliv a jejich hlavní funkcí je modifikovat a dále zvyšovat základní příznivý účinek přísady molybdenu. Zdroj zvýšené úrovně odolnosti proti tečení je účinek disperzního zpevnění. Důležitou úlohu má i vzájemná interakce rozpuštěných atomů s dislokacemi. Tyto mechanizmy ukazují na důležitý vliv přítomnosti intersticiálních atomů uhlíku a dusíku a substitučně rozpuštěných legujících prvků, např. molybdenu a vanadu, a vyloučení karbidů obsahujících chróm, molybden a vanad. Charakteristiky tečení závisí do určité míry i na výchozí struktuře. Popuštěná bainitická struktura má nejvyšší žárupevné vlastnosti. [13] Optimální zpevňující mechanizmus je ten, který vede u dané struktury k dosažení maximální redistribuce mikronapětí v objemu v dané kovové matrici bez iniciace trhlin. Ve většině typů žárupevných nízkolegovaných ocelí se po normalizačním žíhání získává feriticko perlitická případně bainitická struktura, která je pak dále obvykle popuštěna v teplotním intervalu C. [13] Přísada uváděných karbidotvorných legujících prvků vede ke zvýšení žárupevnosti, ale zároveň ovlivňuje i další vlastnosti oceli. U běžné molybdenové oceli, ve srovnání s uhlíkovými ocelemi, klesají hodnoty deformace při lomu tečením. Přísada chrómu nepatrně zvyšuje žárupevnost uhlíkových ocelí, ale ve spojení s molybdenem (0,5 %) je velmi důležitá. Přísada obsahu chrómu okolo 1 % pouze mírně zvyšuje odolnost oceli proti tečení a pevnost při tečení. Vyšší přísady chrómu žárupevnost snižují. Obsah chrómu přibližně 1 % zásadním způsobem nezvyšuje žáruvzdornost oceli, ale vede ke zlepšení odolnosti oceli proti působení vodíku, což je důležité pro zařízení v chemickém průmyslu. [13] 4.2 Výšelegované žárupevné oceli Požadavky na určité vlastnosti, a hlavně pevnost při tečení, donedávna splňovaly s velkým úspěchem nízkolegované oceli vyvinuté ve třicátých a čtyřicátých letech. Stálá snaha o zvyšování účinnosti elektrárenských bloků na základě růstu parametrů páry a také životnosti a spolehlivosti si vynucuje řešení splňující vysoké požadavky kladené na oceli určené pro důležité vysokoteplotní a tlakové konstrukční části kotle. Tyto požadavky je možné nejefektivněji splnit modernizací modifikace chemického složení dosud používaných ocelí, založené na snížení obsahu uhlíku, zavedení přídavku wolframu v množství 1 2 % a mikrolegur niobu, bóru a dusíku. První výzkumy v rámci rozvoje modifikované 16

23 martenzitické oceli s obsahem 9 12 % chrómu byly zahájeny v Japonsku v polovině sedmdesátých let, kdy byla vytvořena ocel s pracovním označením TAF, která při vysokém obsahu bóru, uhlíku a dusíku dohromady 0,25 %, měla vynikající creepové vlastnosti. V osmdesátých letech v USA a Evropě byla použita pro konstrukci přehříváků, vstupních komor a potrubí ocel P/T 91. Výroba potrubí z těchto ocelí je jen zdánlivě snadná. Efektem při používání potrubí z oceli P 91 je snížení hmotnosti potrubí o 30 % a dosažení významných investičních a provozních úspor. U nových vysokolegovaných feritických ocelí pro použití v energetice byl omezen obsah uhlíku na rozmezí 0,05 až 0,15 % uhlíku, což zajišťuje požadovanou pevnost při tečení, dobrou svařitelnost a tvárnost ocelí. Snížení uhlíku pod 0,05 % poskytuje zřejmě lepší svařitelnost, avšak úroveň pevnosti při tečení není odpovídající. Obsah chrómu v žárupevných ocelích v množství 8 12 % je optimálním rozsahem z hlediska dobré žáruvzdornosti a korozní odolnosti, zpevnění za zvýšené teploty a pevnosti při tečení i odpovídající tvárnosti oceli. Koncentrace nad 12 % chrómu není doporučována, protože vede k výskytu křehkosti při teplotě 475 C a prakticky nemění pevnost při tečení oceli. Molybden a wolfram jsou prvky zpevňující tuhý roztok, zvyšující teplotu rekrystalizace, zvyšující stabilitu matrice během dlouhodobého využití za zvýšených teplot. Jejich nejefektivnější působení se vyskytuje tehdy, když celkový obsah molybdenu s 0,5 % wolframu je do 1,5 %. Vyšší obsah těchto prvků zvyšuje výskyt delta feritu v martenzitu a snižuje houževnatost. Při zvážení požadavku na dlouhodobou pevnost při tečení a tendenci ke snížení obsahu těchto prvků v tuhém roztoku souběžně s probíhajícím tečení v důsledku procesu precipitace karbidu M 6 C nebo Lavesovy fáze s obsahem molybdenu a wolframu dosahuje výše 2 %. Nejefektivněji na zpevnění oceli za zvýšené teploty působí mikrolegury vanadu, niobu, dusíku a boru. Vanad, niob, dusík a uhlík v závislosti na vzájemných poměrech vytvářejí stabilní a disperzní karbidonitridy a nitridy rovnoměrně rozdělené v matrici. Optimální obsah vanadu v oceli je 0,25 % a tehdy vznikají precipitáty V 4 C 3. S ohledem na dobrou svařitelnost oceli obsah vanadu nemá být vyšší než 0,10 %. Pokrok v technologii svařování dovoluje rozšíření přípustné koncentrace vanadu do 0,30 %. Optimální obsah niobu je v těchto ocelích 0,03 až 0,15%, vyšší obsahy snižují pevnost při tečení a zvyšují cenu. Bór je velmi efektivní mikrolegurou, která při optimálním obsahu do 0,006% zvyšuje pevnost při tečení stabilizací karbonitridů, zvyšuje prokalitelnost a rafinačně působí na hranice zrn 17

24 feritu, kde omezuje vylučování karbidů. Působení dusíku a bóru na pevnost při tečení oceli s obsahem 9 12 % chrómu je znázorněno v obr 7. Obr 7 Výsledky tečení při napětí 100 MPa oceli s obsahem 9 12 % chrómu a přísadou dusíku a bóru. [12] Nikl zvyšuje především tažnost žárupevných ocelí a stabilizuje austenit, přitom omezuje tvorbu feritu delta, avšak negativně ovlivňuje dlouhodobou pevnost při tečení. Podobně působí jako přísada kobaltu, který stabilizuje austenit, ale bez snížení teploty přeměny fáze austenit-martenzit působí proti tvorbě delta feritu v důsledku zvětšení obsahu chrómu, molybdenu a wolframu v oceli. [12] 4.3 Austenitické žárupevné oceli Změna struktury oceli z feritické na austenitickou zajišťuje výrazný nárůst žárupevnosti i žáruvzdornosti. Ve srovnání s feritickými ocelemi žárupevné austenitické oceli vykazují mnohem nižší hodnoty meze kluzu v širokém rozmezí teplot, ale zároveň značně výhodnější charakteristiky pevnosti při tečení. Vyšší žárupevnost austenitu s mřížkou A1 ve srovnání s feritem A2 se vysvětluje obecně nižší energií vrstvené chyby. Austenit s ohledem na rozdílný typ mřížky od feritu a v závislosti na obsahu legujících prvků vykazuje odlišný soubor fyzikálních, chemických i mechanických vlastností, včetně jejich teplotních závislostí. Austenitické oceli se vyznačují nevýhodnými fyzikálními vlastnostmi, mimo jiné vyšší teplotou roztažnosti a menším součinitelem tepelné vodivosti. Vykazují však mnohem vyšší 18

25 odolnost proti koroznímu praskání a mezikrystalové korozi. Austenitické oceli tvoří skupinu vysokoteplotních konstrukčních materiálů, splňujících technické požadavky použití pro teplotní interval od 550 C do 700 C. [12] Proces zpevnění, a následně degradace austenitických ocelí za zvýšené teploty je výsledkem působení mnoha složitých strukturních jevů, včetně precipitace disperzních a intermediálních fází, změn na hranicích zrn a změn hustoty seskupení dislokací a vrstevných chyb. Tyto oceli se používají ve stavu přesyceném a stárnutém, ve kterém získané střední zrno austenitu se vyskytuje v širokých mezích. Kromě klasických druhů chromniklových ocelí, pro speciální použití jsou vhodné také oceli Cr Mn Ni a také oceli bez Cr Mn. V zahraničí se vyrábí nyní mnoho druhů žárupevných austenitických ocelí s rozdílným chemickým složením a použitím. [12] 19

26 5 Praktická část Praktická část se bude zabývat možnými rozdíly vlastností svarového spoje tepelně zpracovaného lokálním žíháním a žíháním v peci. Budou porovnány rozdíly v tvrdosti a mikrostruktuře v kořenové vrstvě a hlavě svarového spoje po dvou režimech žíhání. Jako zkušební vzorek bylo použito potrubí 108 x 12,5 mm z oceli dle ČSN (dle EN ISO 16Mo3 viz tabulka 1). Tento rozměr a materiál byl zvolen z důvodu dostupnosti. Ocel je molybdenová ocel s 0,12 0,20 % C a 0,25 0,35 % Mo. Jedná se o žárupevnou ocel pro energetická a chemická zařízení s provozním médiem do 530 C. Ocel odolává účinkům vodní páry. Předehřev: do tl. stěny 25 mm bez předehřevu, nad 25 mm předehřev C. Žíhání po svařování: C. [14] Tabulka 1 Chemické složení oceli 16Mo3. [15] C Si Mn P S Cr Mo Ni N Cu 0,12 max. 0,40 max. max. 0,25 max. max. max. 0,030 0,20 0,35 0,90 0,025 0,010 0,35 0,30 0,012 0, Příprava vzorků před svařováním Příprava vzorků před svařováním byla provedena na potrubí 108 x 12,5 mm z oceli o celkové délce 1000 mm. Svařované plochy byly obrobeny broušením s úhlem úkosu 30 bez otupení. U vzorku určeného k lokálnímu tepelnému zpracování byly odporově přivařeny termočlánky, které v průběhu tepelného zpracování měřily teplotu vnitřní strany svarového spoje (obr. 8). Pro přesnější měření byly tyto termočlánky chráněny lehkým izolačním zábalem (obr. 9). Nastehování vzorku bylo provedeno se svarovou mezerou 5 mm přes pomocný materiál (obr. 10), aby při stehování do kořenové vrstvy bylo možné provést řízený předehřev. Ve vzdálenosti 30 mm od osy svaru na každou stranu byl umístněn odporový topný element o výkonu 2,4 kw (obr. 10), následně byl proveden zábal izolačním materiálem (obr. 11). 20

27 Obr. 8 Přivařené termočlánky na vnitřní straně. Obr. 9 Lehký izolační zábal termočlánků. Obr. 10 Nastehovaný vzorek a odporové topné elementy. Obr. 11 Izolační zábal před předehřevem. 5.2 Předehřev a svařování Předehřev byl proveden dvěma odporovými dečkami každé o výkonu 2,4 kw na každé straně svařovaného vzorku. Rychlost ohřevu činila 120 C/h na teplotu 250 C (obr. 12). Poté bylo zahájeno svařování. Poloha při svařování byla PC (poloha vodorovná). Kořenová vrstva byla vařena metodou 141 (metoda TIG) s přídavným materiálem Böhler DMV 83-IG o průměru 2,4 mm. Svařovací proud byl nastaven A, při napětí V stejnosměrného proudu. Výplňová a krycí vrstva byla vařena metodou 111 (metoda MMA) za použití 21

28 přídavného materiálu Böhler FOX DMV 83-IG o průměru 2,5 a 3,2 mm, svařovací proud byl v rozmezí A a napětí V stejnosměrného proudu. Svařovací elektroda byla připojena na katodu. Po ukončení svařování byl proveden dohřev po dobu 30 min a poté řízené ochlazování až na teplotu pod 100 C (obr. 12). Obr. 12 Záznam teplot při svařování, předehřevu a dohřevu. 5.3 Tepelné zpracování Tepelné zpracování ohřevem elektrickým odporem Po svařování byl vzorek 1 připraven pro následující tepelné zpracování. Na svar byly odporově přivařeny Cr-Ni Ni termočlánky o průměru 0,75 mm (obr. 13) a poté tepelně izolovány z důvodu případného snímání teploty od topného elementu. Na svarový spoj byly připevněny nahřívací dečky (obr. 14) a vše bylo zabaleno do izolačního zábalu. 22

29 Obr. 13 Přivaření termočlánků. Obr. 14 Upevnění topných deček. Před zahájením tepelného zpracování byla provedena validace zapisovače teplot a řídící jednotky na zóně 1 až 3 na validační teplotě 700 C. Zjištěná odchylka u žádné zóny nepřesáhla 2 C. K validaci byl použitý přístroj Weldotherm MK Pro lokální tepelné zpracování byl použit systém Weldotherm a jako zdroj zařízení typ STE se zapisovačem teplot BH Tento zdroj pracuje na principu ohřevu elektrickým odporem. Průběh tepelného zpracování byl následující: rychlost ohřevu 120 C/h, doba výdrže 60 minut na teplotě 650 C, rychlost ochlazení 120 C/h řízeně do 200 C pak v zábalu. V průběhu tepelného zpracování byla kontinuálně zaznamenávána teplota na vnitřní straně potrubí. Tato teplota se prakticky už od začátku tepelného zpracování odchylovala směrem dolů oproti teplotě snímané na povrchu, což je pochopitelné v důsledku vedení tepla materiálem. Při teplotní výdrži se teplota na vnitřní straně ustálila na teplotě o 28 až 31 C nižší než byla teplota na povrchu žíhaného svaru. Tento pokles byl způsobený prouděním vzduchu uvnitř potrubí. Princip ohřevu elektrickým odporem Při elektrickém odporovém ohřevu je předmět zahříván průtokem proudu elektricky izolovaným odporovým drátem, který je jednostranně tepelně izolován. Vlastní odporový drát je umístěn do keramických elektro-instalačních tvarovek a sestaven do různých rozměrů a tvaru vyžadující praktické aplikace. Teplo se na ohřívaný předmět přenáší sáláním ze žhavého odporového drátu, který ohřívá keramické tvarovky, a ty dále předávají teplo ohřívanému předmětu. Ten se začne vlivem styku s keramickými tvarovkami ohřívat a uvnitř předmětu dochází k vedení tepla konstrukcí, tedy vedení tepla přímo v ohřívané části 23

30 předmětu. Tento způsob ohřevu je například velmi vhodný pro předehřev a následné žíhání svarových spojů. Jeho nevýhodou je však relativně dlouhá doba potřebná k dosažení rovnoměrného ohřevu součásti. Na rozdíl od indukčního ohřevu lze touto metodou ohřívat i nemagnetické či neželezné kovy a slitiny, protože teplo se netvoří elektromagnetickým polem a následnými ztrátami průchodu elektrického proudu přímo součástí nebo ohřívaným předmětem, ale přenáší se sáláním z rozžhaveného odporového drátu. Tento drát musí být elektricky oddělen od ohřívaného předmětu, jinak dojde ke zkrácení odporového obvodu a tím ke snížení odporu v obvodu a následnému zvýšení průchozího proudu. Následkem je většinou porušení odporového drátu a zničení topného elementu. Topné prvky pro předehřívání a tepelné zpracování po svařování jsou navrženy tak, aby bylo zajištěno, že pro správný úkol bude použit správný prvek. Rozsah topných prvků je široký a je možné vybírat variabilní řešení daného úkolu různými prvky, tak aby byl splněn účel tepelného zpracování. Topné prvky většinou používají odporové dráty z materiálu Ni-Cr 80/20, který se jeví pro daný úkol jako velice vhodný materiál. Na koncích odporových drátů je niklová spojka, která se během provozu nezahřívá. Keramické díly jsou tvořeny z vysoce kvalitní keramiky oxidu hlinitého odolávající vysokým teplotám. [10] Tepelné zpracování v peci Pro tepelné zpracování v peci se používají jak stacionární, tak modulární pece, ve kterých se zpracovávají celé díly, svařence, odlitky, výkovky a obrobky různých rozměrů, hmotností a jakostí, v závislosti na typu konstrukce a rozměrech pece a jejího výkonu pro dosažení požadované teploty stanovené ve specifikaci tepelného zpracování. [10] Po svařování byl vzorek 2 umístěn do pece a ohříván na teplotu 650 C rychlostí 120 C/hod. Výdrž na teplotě byla 60 minut. Vzorek 2 byl ochlazován rychlostí 120 C/hod v peci, poté na vzduchu. 5.4 Měření tvrdosti Jednou ze základních mechanických vlastností konstrukčních materiálů je tvrdost, a proto je velmi často měřena v technické praxi. V současné době, kdy dochází k neustálému zmenšování např. elektronických součástek, je stále častěji používána metoda měření mikrotvrdosti. Tvrdost lze definovat jako odolnost materiálů proti lokální deformaci vyvozené konkrétním zatěžovacím tělesem přesného geometrického tvaru a přesně definovaného zatížení. Nejpoužívanější statické zkoušky tvrdosti jsou charakteristické tím, že vnikající 24

31 těleso tvrdoměru (indentor) je vtlačováno do povrchu zkoušeného vzorku monotónně se zvyšující silou do dosažení předepsaného zatížení, které je pak udržováno na konstantní úrovni po určitou stanovenou dobu. Nejčastějšími metodami měření tvrdosti jsou statické metody podle Brinella, Rockwella, Vickerse a Knoopa. V průběhu zkoušky vznikne na povrchu tělesa trvalý vtisk v důsledku rozvoje plastických deformací v okolí vnikajícího tělesa. Po odlehčení se geometrie vtisku proměřuje a jeho velikost je mírou odporu materiálu proti vnikání cizího tělesa. Hodnota tvrdosti se vypočte jako poměr působící síly a velikosti trvalé deformace (plochy nebo hloubky vtisku). [16] H = P max A c (4) kde H je tvrdost, P max maximální zatížení [N], A c plocha vtisku. [16] Příprava zkušebního vzorku Příprava zkušebního vzorku musí být provedena podle ČSN EN ISO Odběr zkušebního vzorku ze zkoušeného kusu musí být proveden mechanickým (třískovým) řezáním, zpravidla příčně na svarový spoj. Tato operace a následující příprava povrchu se musí provádět pečlivě, aby tvrdost zkoušeného povrchu nebyla ovlivněna teplem nebo zpevněním vznikajícím při opracování. Zkoušený povrch se musí vhodně upravit, případně i leptáním, aby mohly být přesně změřeny úhlopříčky vtisku v různých oblastech spoje. [17] Postup zkoušení Na obr. 15 je vyobrazen typický příklad pro umístnění vtisků tvrdosti v řadách a ve vzdálenosti od povrchu tak, aby tyto řady nebo jejich části umožnily vyhodnocení tvrdosti svarových spojů. Počet a rozmístnění vtisků musí být dostatečné k určení oblasti se zvýšenou nebo sníženou tvrdostí vzniklé v důsledku svařování. Musí být provedeno dostatečné množství vtisků, aby bylo zajištěno, že zkoušky jsou prováděny také v tepelně neovlivněném základním materiálu. Ve svarovém kovu je nutno zvolit takové vzdálenosti jednotlivých vtisků, aby získané výsledky umožnily vyhodnocení zhotoveného svarového spoje. U kovů, které v tepelně ovlivněné oblasti v důsledku svařování zvyšují tvrdost, musí být provedeny dva doplňující vtisky v tepelně ovlivněné oblasti ve vzdálenosti 0,5 mm mezi středem vtisku a linií natavení. [17] 25

32 Obr. 15 Umístění vtisků při hodnocení tvrdosti vícehousenkových kořenových svarů. [17] Měření a posouzení zkušebních vzorků Posuzované vzorky byly naděleny na rozměr 50 x 20 x 12,5 mm tak, že řez byl veden příčně přes svar. Řezná plocha byla postupně broušena, leštěna a následně naleptána. Linie měřících bodů byla 2 mm od kraje na straně hlavy svaru a 2 mm od kraje na straně kořene svaru s roztečí mezi jednotlivými vpichy 2 mm. Naměřené hodnoty byly přenesené do tabulky 2. V tabulce 2 jsou očíslované měřené body a jejich pozice na vzorku je znázorněna na obr

33 Obr. 16 Schematické vyobrazení polohy měřených míst. Tabulka 2 Naměřené hodnoty tvrdosti HV1 zkoušených vzorků. Tepelně ovlivněná oblast (TOO) Tvrdost HV1 Svarový kov Hrubozrnná oblast Bod měření Lokálně žíhaný svar Svar žíhaný v peci Hlava svaru Kořen svaru Hlava svaru Kořen svaru HV1 290 HV1 290 HV1 247 HV HV1 249 HV1 301 HV1 215 HV HV1 200 HV1 255 HV1 256 HV HV1-324 HV HV HV HV1 193 HV1 195 HV1 163 HV HV1 195 HV1 213 HV1 179 HV HV1 187 HV1 205 HV1 179 HV1 Jemnozrnná oblast HV1 185 HV1 203 HV1 182 HV1 Interkritická oblast HV1 177 HV1 209 HV1 171 HV1 Základní materiál HV1 160 HV1 151 HV1 147 HV HV1 169 HV1 148 HV1 146 HV HV1 164 HV1-155 HV HV1 161 HV1-139 HV1 27

34 Z naměřených hodnot vyplývá, že průměrná hodnota tvrdosti svarového kovu v případě lokálně tepelně zpracovaného svarového spoje je v oblasti hlavy svaru 346 HV1 a je o 53 HV1 vyšší než u svarového spoje tepelně zpracovaného v peci, u kterého je průměrná hodnota tvrdosti 293 HV1. Na straně kořene není rozdíl v tvrdosti ve svarovém kovu mezi hodnocenými vzorky tak značný. Průměrná tvrdost je při lokálním tepelném zpracování 246 HV1 a u vzorku zpracovaného v peci 239 HV1. V TOO v hrubozrnné oblasti jsou hodnoty tvrdosti u lokálně tepelně zpracovaného svaru průměrně 237 HV1, oproti tomu u svaru tepelně zpracovaného v peci průměrně 204 HV1. Hodnoty tvrdosti kořenové strany u lokálně zpracovaného svaru v této oblasti jsou průměrně 192 HV1 a ve svaru žíhaného v peci je průměrná tvrdost 174 HV1. V jemnozrnné oblasti byla naměřena u hlavy svaru v lokálně žíhaném svaru tvrdost 209 HV1. V této oblasti u vzorku žíhaném v peci je tvrdost 203 HV1. Hodnota tvrdosti jemnozrnné oblasti na straně kořene lokálně žíhaného svaru byla naměřena 185 HV1 a u svaru žíhaného v peci 182 HV1. Interkritická oblast u lokálně žíhaného svaru na straně hlavy svaru měla naměřenou tvrdost 199 HV1. Oproti tomu u vzorku tepelně zpracovaného v peci byla hodnota tvrdosti naměřena 209 HV1. Na straně kořenu svaru tvrdost u vzorku žíhaného lokálně byla naměřena 177 HV1 a u svaru tepelně zpracovaného v peci 171 HV1. Kromě svarového kovu a hrubozrnné oblasti TOO jsou rozdíly v průměrných tvrdostech po obou způsobech tepelného zpracování zanedbatelné. Podle normy ČSN EN ISO [18] nesmí hodnoty tvrdosti překročit maximální přípustné tvrdosti (HV10) uvedené v tabulce 2 této normy. Pro oceli skupiny 5 (Cr-Mo oceli bez vanadu s C 0,35 %.) jsou přípustné v tepelně nezpracovaném stavu tvrdost 380 HV, v tepelně zpracovaném stavu tvrdost 320 HV. Této podmínce nevyhověly tvrdosti ve svarovém kovu u vzorku žíhaného lokálně, i když lze přepokládat, že by pro zatížení 10 kg (HV10) byly zjištěny tvrdosti o něco nižší, než kdyby byly naměřeny při zatížení 1 kg (HV1). Tvrdosti HV1 základního materiálu vykazují jisté rozdíly. U strany hlavy svaru lokálně žíhaného se hodnoty tvrdosti základního materiálu pohybují okolo 161 HV1 a druhého zkoumaného vzorku 150 HV1. Průměrná tvrdost na straně kořenové vrstvy vzorku lokálně tepelně zpracovaného byla naměřena 164 HV1 a u vzorku tepelně zpracovaného v peci 147 HV1. Obecně lze říct, že žíhání v peci vedlo k vyššímu snížení tvrdosti než lokální žíhání svarového spoje. 28

35 5.5 Mikrostrukturní rozbor svarových spojů Typickou makrostrukturu (obr. 17) a mikrostrukturu svarového spoje včetně jednotlivých tepelně ovlivněných oblastí dokumentují obr. 18 až obr. 21. Na svarový kov (obr. 18) navazuje tepelně ovlivněná oblast (TOO) tvořená přehřátou oblastí s hrubozrnnou zákalnou mikrostrukturou širokou cca 300 m (obr. 19). Jemnozrnnou oblast tvoří směr feritu a bainitu (obr. 20). V interkritickém pásmu se nachází řádkovitá feriticko-bainitická mikrostruktura (obr. 21). Základní materiál má mikrostrukturu řádkovitou feritiko-perlitickou (obr. 22). V typických oblastech TOO byla změřena mikrotvrdost HV0,1 při zatížení 100 g (obr. 23 až obr. 26). Nejvyšší mikrotvrdost byla naměřena v bainitických řádcích interkritického pásma, a to 275 HV0,1 (obr. 25). Naopak nejnižší mikrotvrdost vykazovala kupodivu hrubozrnná oblast TOO, a to 214 HV0,1 (obr. 23), což mohlo být způsobeno chybou měření. Jak je vidět z obr. 27 až obr. 32 mikrostruktura TOO se v blízkosti svarového kovu liší po průřezu svarového spoje od povrchu trubky (hlavy svaru) po vnitřní stranu (kořen svaru) jak u svarového spoje následně lokálně žíhaného, tak u svarového spoje následně žíhaného v peci. U hlavy svaru se vyskytuje zákalná mikrostruktura (obr. 27 a obr. 30), která vzniká při rychlém ochlazení z teploty svažování. Na příkladu uvedeném na obr. 27 je patrný důsledek přehřátí a tím zhrublé zrno. Ve středové části svaru se nachází struktura feriticko-bainitická (obr. 28 a obr. 31), na obr. 28 opět zhrublá, která je ovlivněna popouštěním v důsledku tepla vyvinutého při kladení další housenky. U kořene svaru je mikrostruktura svařovaného materiálu ovlivněna nejméně. Je tvořena feritem, perlitem a bainitickými řádky (obr. 29 a obr. 32). Je nutné si však uvědomit, že mikrostruktura TOO je ovlivněna procesem, resp. metodou svařování. U kořene svarového spoje byla použita metoda 141 (metoda TIG), výplňová a krycí vrstva byla svařena metodou 111 (metoda MMA). V kořenové vrstvě nedošlo k tak výraznému ovlivnění mikrostruktury jako v hlavové části svaru. Následné žíhání na snížení vnitřního pnutí nemá vliv na charakter mikrostruktury (nedochází k překrystalizaci), ale na uvolnění vnitřních pnutí vzniklých ve svarovém spoji a na hodnoty tvrdosti. 29

36 Svarový spoj lokální žíhání Obr. 17 Svarový spoj lokální žíhání makrosnímek. Obr. 18a Svarový kov. Obr. 18b Svarový kov detail. Obr. 19a TOO hrubozrnná oblast. Obr. 19b TOO hrubozrnná oblast detail. 30

37 Svarový spoj lokální žíhání Obr. 20a TOO jemnozrnná oblast. Obr. 20b TOO jemnozrnná oblast detail. Obr. 21a TOO interkritické pásmo. Obr. 21b TOO interkritické pásmo detail. Obr. 22a Základní materiál. Obr. 22b Základní materiál detail. 31

38 Svarový spoj lokální žíhání Mikrotvrdost HV0,1 Obr. 23 TOO hrubozrnná mikrostruktura 214 HV0,1 Obr. 24 TOO jemnozrnná mikrostruktura 238 HV0,1 Obr. 25 TOO interkritické pásmo HV0,1 Obr. 26 TOO feriticko-bainitická mikrostruktura HV0,1 32

39 Svarový spoj lokální žíhání Obr. 27a TOO hlava, 2 mm od povrchu. Obr. 27b TOO hlava, 2 mm od povrchu detail. Obr. 28a TOO ve středu svaru. Obr. 28b TOO ve středu svaru detail. Obr. 29a TOO kořen, 2 mm od povrchu. Obr. 29b TOO kořen, 2 mm od povrchu detail. 33

40 Svarový spoj žíhání v peci Obr. 30a TOO hlava, 2 mm od povrchu. Obr. 30b TOO hlava, 2 mm od povrchu detail. Obr. 31a TOO ve středu svaru. Obr. 31b TOO ve středu svaru detail. Obr. 32a TOO kořen, 2 mm od povrchu. Obr. 32b TOO kořen, 2 mm od povrchu detail. 34