DE4018759A1 - Verfahren zur bestimmung der relativen waermeeinflusszonenzaehigkeit von stahl - Google Patents
Verfahren zur bestimmung der relativen waermeeinflusszonenzaehigkeit von stahlInfo
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Description
Die Erfindung bezieht sich allgemein auf das Gebiet ge
schweißter Stähle. Im besonderen, jedoch nicht hierauf be
schränkt, bezieht sich die Erfindung auf ein Verfahren zur
Bestimmung der relativen Wärmeeinflußzonen ("WEZ")-Zähigkeit
von Stahl.
Bei der Erdöl-Förderung in küstennahen Gewässern werden Platt
formen mit einem fachwerkartigen Stahlrahmen oder Mantel,
die auf dem Seeboden befestigt sind, und ein oben auf dem
Mantel montiertes Deck üblicherweise eingesetzt, um Bohrungen
zur Förderung von Öl und Gas einzubringen. Der Aufbau einer
solchen Plattform umfaßt, entsprechend der Natur der Her
stellung, eine beträchtliche Anzahl geschweißter Stahlver
bindungen, die sich in Bereichen mit hohen Belastungen be
finden. Diese Schweißungen können kleine Zonen geringer Bruch
zähigkeit aufweisen, die auch als lokale Sprödzonen ("LBZ")
bezeichnet werden, die einem lokalen Sprödbruch unterliegen
können. Die Industrie macht sich Gedanken darüber, ob diese
LBZ-Bereiche die Wahrscheinlichkeit eines Bruches erhöhen
können.
Der Schweißvorgang erzeugt WEZ-Bereiche in dem Stahl, an
grenzend an das Schweißmetall, als Folge der immensen Wärme
entwicklung, die beim Schweißen entsteht. In den Fig. 1, 2
und 3 sind schematische Darstellungen typischer Schweißnähte
gezeigt, jede mit einem Schweißmetall 20, einem Basismetall
22 sowie einer WEZ 18. Die Fig. 1 zeigt die verschiedenen
Bereiche einer typischen Aufschweißnaht in einem Durchgang.
Wie dargestellt, befindet sich bei diesem Schweißtyp die WEZ
18, angrenzend an das Schweißmetall 20, und umfaßt ein grobes
Korn 10, ein feines Korn 12, einen interkritischen Bereich
14, sowie einen subkritischen Bereich 16. Bei einer typischen
mehrphasigen Schweißung, wie sie in Fig. 2 dargestellt ist,
überlappen sich die WEZ 18 einer jeden Schweißnaht und er
zeugen zusätzliche Bereiche groben Korns einschließlich des
einfachen Wärmezyklusbereiches ("CGHAZ") 10, des mit zwei
fachem Wärmezyklus interkritisch wiedererhitzten Bereiches
("IRCG") 26 sowie des subkritisch wiedererhitzten Bereiches
("SRCG") 28. Das Niedrigzähigkeitsverhalten in der WEZ wird
verursacht durch die LBZ, die sich innerhalb der WEZ befinden.
Die grobkörnigen Bereiche des WEZ sind die primären Stellen
für die LBZ. Die LBZ sind das direkte Ergebnis der Schweiß
wärmezyklen, die den Basisstahl bis auf eine Spitzentemperatur
in der Nähe der Schmelztemperatur des Stahles aufheizen.
Obwohl die strukturelle Signifikanz der LBZ von der Industrie
noch nicht aufgenommen ist, haben einige Stahlverbraucher
beschlossen, die WEZ-Zähigkeit des angebotenen Stahls vor dem
Kauf zu bestimmen. Man weiß, daß das Niedrigzähigkeitsverhalten
allgemein am stärksten ist in den groben Kornbereichen des
WEZ. Die Bestimmung der WEZ-Zähigkeit eines Stahls kann jed
doch schwierig sein, da die LBZ in diesen Grobkornbereichen
klein und unzusammenhängend sind, so daß die Durchführung
quantitativer Zähigkeitsuntersuchungen dieser kleinen Bereiche
schwierig ist. Die Fig. 3 ist eine schematische Darstellung,
wie die LBZ 30 oder Niedrigzähigkeitsbereiche mit großem Korn
in einer aktuellen Schweißnaht angeordnet sein können. Die
LBZ sind typischerweise 0,25 bis 0,5 mm dick und 1,0 bis 5,0 mm
hoch.
Verschiedene Tests werden üblicherweise in der Industrie einge
setzt, um die WEZ-Zähigkeit verschiedener Stähle zu ermitteln.
Ein solches Verfahren ist der Rißspitzen-Öffnungstest ("CTOD").
Die CTOD-Untersuchung umfaßt die Bildung und Fortpflanzung
eines Ermüdungsrisses in einer Stahlprobe und die anschließende
Untersuchung dieser Probe bis zum endgültigen Bruch. Der sich
ergebende CTOD-Wert repräsentiert die Weite der Ermüdungsriß
spitze vor dem Bruch, der die Bruchzähigkeit des Stahls kenn
zeichnet. CTOD-Werte unter 0,10 mm werden allgemein angesehen
als Anzeige eines geringen Widerstands gegenüber einem Brechen,
oder geringer Zähigkeit,und CTOD-Werte oberhalb 0,25 mm werden
allgemein angesehen als Anzeige eines hohen Widerstandes gegen
über einem Brechen oder einer hohen Zähigkeit. Um die Bruch
zähigkeit der grobkörnigen Zonen mit LBZ zu bestimmen, muß
die Ermüdungsrißspitze in einem grobkörnigen Bereich auslaufen.
Wie bereits zuvor angegeben wurde, sind diese Bereiche klein,
und dementsprechend ist die Plazierung eines Ermüdungsrisses
schwierig. Darüber hinaus erzeugen die Welligkeit der Schweiß
raupen in Schweißrichtung und die Schmelzlinienwelligkeit über
die Dicke signifikante Schwierigkeiten zur Plazierung der
Ermüdungsrißspitze in der korrekten Zone von lnteresse. Zu
sätzlich kann der Ermüdungsriß, auch wenn er sich in der
richtigen Position innerhalb der WEZ befindet, in das Basis
metall oder das Schweißmetall abweichen.
Aufgrund des Problemes mit der Plazierung der Ermüdungsriß
spitze sehen verschiedene lndustriestandards, wie die vom
amerikanischen Petroleum Institut empfohlene Praxis 2Z
("API RP 2Z") und die Engineering and Equipment Material
Users Association Standard ("EEMUA 150"), die den Sachver
ständigen auf diesem Gebiet geläufig sind, vor, daß eine
Minimalzahl von Proben zeigen muß, daß die Ermüdungsriß
spitze in den grobkörnigen Bereichen für einen minimalen
Prozentsatz der Probendicke gegeben sein muß, um die Genauig
keit der Testergebnisse sicherzustellen. Um diese Bestimmung
auszuführen, müssen detailierte metallographische Studien
an mindestens 30 bis 60 Schweißproben ausgeführt werden, woraus
folgt, daß die CTOD-Untersuchung bis zu sechs Monaten oder
länger bis zu ihrer Vollendung dauern kann und dementsprechend
sehr teuer ist.
Der Erfindung liegt dementsprechend die Aufgabe zugrunde,
diese zuvor aufgezeigten Probleme zu lösen und ein praktisches
Verfahren zur Verfügung zu stellen, um die relative Wärme
einflußzonenzähigkeit von Stahl vor dem Kauf zu ermitteln.
Als weiteres Ziel der Erfindung soll die Testzeit vermindert
werden, wie auch die Kosten, so daß der Einfluß der Stahl
chemie und der Herstellungsverfahren in einer wirtschaftlichen
Weise ausgewertet werden können, um die Wärmeeinflußzonen
zähigkeit zu verbessern.
Einzelheiten und Vorteile der Erfindung ergeben sich aus der
nachfolgenden detailierten Beschreibung, unter Bezugnahme auf
die beigefügten Zeichnungen. Dabei zeigen im einzelnen:
Fig. 1 die verschiedenen WEZ-Bereiche einer Aufschweiß
naht mit einem Durchgang,
Fig. 2 verschiedene WEZ-Bereiche einer Mehrfachschweißung,
Fig. 3 eine schematische Darstellung der Stellen und die re
lative Größe der LBZ bei einer Mehrfachschweißung,
Fig. 4 die Schweißwärmezyklen bei Schweißwärmeeingangswerten
von 3 und 5 kJ/mm, zur Simulierung einer CGHAZ,
Fig. 5 den ersten und den zweiten Wärmezyklus für einen
Schweißwärmeeingangswert von 3/3 kJ/mm, zur Simu
lierung der IRCG,
Fig. 6 die gemessenen Abkühlzeiten für zwei Plattendicken und
die berechnete Abkühlzeit für ein dickes Plattenmodell,
aufgezeichnet als Funktion der Schweißwärmeeingangs
werte,
Fig. 7 eine schematische Blockzusammenstellung der mit In
strumenten versehenen Precracked Charpy-Ausrüstung,
die gemäß einer bevorzugten Ausführungsform der Er
findung eingesetzt wird,
Fig. 8 die gesamte Bruchenergie eines Stahls bei einem
Schweißwärmeeingangswert von 5 kJ/mm, aufgezeichnet
als Funktion der Temperaturen,
Fig. 9 die Mittelpunktsübergangstemperaturen für die dynamische
Bruchzähigkeit, aufgezeichnet als Funktion der Mittel
punktsübergangstemperaturen für die gesamte Bruch
energie,
Fig. 10 die Mittelpunktgesamtenergie, aufgezeichnet als Funktion
der Mittelpunktsübergangstemperatur und
Fig. 11 die Gesamtenergie, aufgezeichnet als Funktion
der Temperatur für verschiedene Stähle bei ver
schiedenen Schweißwärmeeingangswerten.
Bei der Erfindung handelt es sich um ein Verfahren zur Be
stimmung der relativen Wärmeeinflußzonenzähigkeit von Stahl.
Nach dem Schweißen besitzt der Stahl eine Wärmeeinflußzone
(WEZ) und thermische Zyklen, die mit den verschiedenen Schweiß
wärmeeingangswerten in Beziehung stehen. Die Mittelpunktsüber
gangstemperaturen, die vier Brucheigenschaften zugeordnet sind,
nämlich die gesamte Bruchenergie, die Einleitungsenergie,
die Fortpflanzungsenergie, sowie die dynamische Bruchzähig
keit, stehen in Beziehung zu jedem der Schweißwärmezyklen.
Der zu untersuchende Stahl liegt in einem Bereich von Stählen
mit einer vorher bestimmten Standardmaximum-Mittelpunktsüber
gangstemperatur und vorher bestimmten Standardminimum-CTOD-
Werten.
Der erste Schritt des Verfahrens ist die Bestimmung von mindestens
zwei Wärmezyklen des Stahls für mindestens einen Wärmeeingangs
wert. Der Stahl wird dann erhitzt und abgekühlt, in Überein
stimmung mit diesen Wärmezyklen, um die WEZ zu simulieren.
Die gesamte Bruchenergie, die Einleitungsenergie, die Fort
pflanzungsenergie oder die dynamische Bruchzähigkeit, die er
forderlich ist, um den Stahl zu brechen, wird dann bestimmt
für eine Mehrzahl von Temperaturen und als Funktion der Tempera
tur aufgezeichnet. Die Mittelpunktsübergangstemperatur des
Wärmezyklus wird aus der Aufzeichnung bestimmt und mit der
zuvor bestimmten Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstempera
tur verglichen. Wenn die Mittelpunktsübergangstemperatur
größer ist als die Standardmaximum-Mittelpunktsübergangs
temperatur, dann besitzt der Stahl eine niedrige Zähigkeit.
Wenn jedoch die Mittelpunktsübergangstemperatur geringer ist
als die Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstemperatur, dann
kann der Stahl eine hohe Zähigkeit besitzen. Die Standard
maximum-Mittelpunktsübergangstemperatur für den Bereich von
Stählen wird bestimmt, indem man die Mittelpunktsübergangs
temperatur für jeden Stahl in der Weise in Beziehung setzt,
wie dies zuvor beschrieben worden ist, mit dem vorher be
stimmten Standardminimum-CTOD-Wert für jeden Stahl.
Wenn eine Plattform in küstennahen Gewässern aufgebaut wird,
werden bestimmte hochfeste Stähle mit typischen Minimumdehn
grenzen von etwa 50 ksi und Minimumzugfestigkeiten von etwa
70 ksi untersucht, um festzustellen, ob ihre Zähigkeit oder
ihre Fähigkeit, einem Bruch zu widerstehen, angemessen ist.
Bei geschweißten Stählen sind hohe Zähigkeitswerte im Basis
metall, im Schweißmetall sowie den Schweiß-WEZ erforderlich.
Die Basismetallzähigkeit ist im allgemeinen angemessen, je
doch, wie zuvor diskutiert, ist die WEZ-Zähigkeit ein Problem,
mit dem sich die Industrie befaßt.
Die Erfindung stellt ein Verfahren dar zur Bestimmung der
relativen Wärmeeinflußzonenzähigkeit (WEZ) von Stahl. Es
leuchtet ein, daß, obwohl die Erfindung im Zusammenhang mit
der Bestimmung der relativen WEZ-Zähigkeit von Stahl erläutert
wird, der beim Aufbau von Plattformen in küstennahen Ge
wässern verwendet wird, sie ebenfalls zum Einsatz kommen kann,
um die WEZ-Zähigkeit anderer Typen von Strukturen einzusetzen,
wie etwa für Stähle, die zum Aufbau von Druckgefäßen und Rohr
leitungen dienen. Dementsprechend fallen alle diese Einsätze
in den Rahmen der Erfindung.
Der erste Schritt zur Bestimmung der relativen WEZ-Zähigkeit
des Stahls liegt in der Bestimmung von mindestens zwei Wärme
zyklen des Stahls für mindestens einen Schweißwärmeeingangs
wert. Im allgemeinen ist ein Wärmezyklus die zeitabhängige
Temperatur der WEZ, unter einer spezifischen Gruppe von
Schweißbedingungen. Vorzugsweise sind die beiden bestimmten
Wärmezyklen der Wärmezyklus, der in Beziehung steht zu der
CGHAZ und der Wärmezyklus, der in Beziehung steht zur IRCG.
LBZ können sich entwickeln entweder in der CGHAZ oder der
IRCG oder auch in beiden. Dementsprechend sollten, da die
LBZ ein niedriges Zähigkeitsverhalten bewirken, die Wärme
zyklen von beiden bestimmt werden, für den gewünschten
Schweißwärmeeingangswert, um eine genaue Messung der rela
tiven WEZ-Zähigkeit des Stahls zu erhalten. Der dritte und
der vierte Schweißwärmezyklus können ebenfalls gemessen werden.
Diese Zyklen, die von dem dritten und vierten Schweißdurchgang
herrühren, vermindern jedoch normalerweise die WEZ-Zähigkeit
des Stahls nicht, und es ist dementsprechend normalerweise
nicht erforderlich, deren relative WEZ-Zähigkeit zu bestimmen.
Nachdem die Wärmezyklen bestimmt sind, werden sie eingesetzt,
um die WEZ einschließlich der CGHAZ und der IRCG zu simulieren,
die sich ergeben würden, wenn der Stahl tatsächlich in Über
einstimmung mit den Wärmezyklen geschweißt würde.
Die Wärmezyklen werden bestimmt unter dem Einsatz von Ver
fahren, wie sie den Fachleuten auf diesem Gebiet bekannt sind,
und sie werden beschrieben durch Aufzeichnung der Temperatur
während des Schweißens von der CGHAZ und der IRCG als Funktion
der Zeit. Bei einem solchen Verfahren werden Thermoelemente
eingesetzt, die in Löcher in einer Stahlprobe in unterschied
lichen Abständen von der Schmelzlinie plaziert werden, um
die Temperaturen der WEZ zu messen, während die Schweißelektrode
die Probe überquert. Verschiedene Schweißvariablen einschließ
lich der Schweißgeometrie, der Plattendicke, des Schweißwärme
einganges, der Spitzentemperaturen und der Vorheiztemperatur,
sind wichtig zur Bestimmung der Schweißwärmezyklen. Im allge
meinen ist der Schweißwärmeeingang das Maß der Menge an Ener
gie, die in eine Schweißung pro Einheit der Schweißlänge einge
bracht wird. Die Spitzentemperatur ist die Höchsttemperatur
des Schweißwärmezyklus. Die Vorheiztemperatur ist die Tempera
tur, auf welche das Basismaterial vor dem Schweißen gebracht
wird, um Wasserstoff- oder Kaltbruch zu vermeiden. Diese
Variablen hängen von dem Schweißtyp ab, der angestrebt wird,
und dem Typ des durchzuführenden Aufbaues.
Die Fig. 4 und 5 geben Schweißwärmezyklus-Datenauf
zeichnungen wieder, die bestimmt wurden an einem Stahl für
eine küstennahe Plattform. Die Fig. 4 vergleicht die Schweiß
wärmezyklen, die eingesetzt wurden, um die CGHAZ zu simu
lieren, bei Schweißwärmeeingängen von 3 und 5 kJ/mm. Der
Wärmezyklus für den Schweißwärmeeingang von 5 kJ/mm wird
durch die obere Kurve 32 wiedergegeben, und der Wärmezyklus
für den Wärmeeingang von 3 kJ/mm wird durch die untere Kurve
34 wiedergegeben. Diese Wärmezyklen werden bestimmt für Auf
schweißungen mit einer Plattendicke von 5 cm oder mehr und
einer Spitzentemperatur von 1350°C. Fig. 5 vergleicht die
beiden Schweißwärmezyklen, die eingesetzt werden, um die CGHAZ
und die IRCG bei einem Schweißwärmeeingang von 3 kJ/mm zu
simulieren. Der Wärmezyklus, der eingesetzt wird, um die
CGHAZ zu simulieren, ist identisch zu demjenigen, der in
Fig. 4 wiedergegeben ist, als obere Kurve 34, für einen Schweiß
wärmeeingang von 3 kJ/mm. Die gleiche Schweißgeometrie und
Plattendicke wurden eingesetzt für die Messung beider Wärme
zyklen. Der zweite Wärmezyklus ist in Fig. 5 als untere
Kurve 36 dargestellt. Die Spitzentemperatur des zweiten
Wärmezyklus, relativ zur IRCG, beträgt 770°C, und die
Schweißzwischentemperatur, bei welcher es sich um die Start
temperatur für den zweiten Schweißdurchgang handelt, ist
250°C. Die in den Fig. 4 und 5 dargestellten Wärmezyklen
wurden für Stahl bestimmt, der vorerhitzt war auf etwa 93°C,
um Wasserstoff- oder Kaltbruch zu vermeiden. Dies stellt eine
typische Vorwärmtemperatur für den Aufbau von Plattformen dar.
Bei einer bevorzugten Ausführungsform der Erfindung werden
die Aufzeichnung von der gemessenen Temperatur über die Zeit
werte für jeden Wärmezyklus verglichen, mit Modellvoraussagen
für den Wärmezyklus für veränderte Spitzentemperaturen, um
die Genauigkeit eines jeden Wärmezyklus sicherzustellen. Ver
schiedene Gleichungen, die den Sachverständigen auf diesem
Gebiet bekannt sind, können eingesetzt werden, um solche
Modellvoraussagen zu erstellen. Wie nachfolgend erläutert
wird, wird zur weiteren Sicherstellung der Genauigkeit der
Wärmezyklen die Abkühlzeit eines jeden Wärmezyklus als
Funktion des Schweißwärmeeingangs ebenfalls mit Modellvoraus
sagen verglichen.
Die Kühlzeit zwischen 800°C und 500°C kann die metallurgi
sche Mikrostruktur der WEZ beeinflussen und dementsprechend
auch die WEZ-Zähigkeit. Die Fig. 6 erläutert einen solchen
Vergleich. Die gemessenen Abkühlzeiten zwischen 800°C und
500°C werden als Funktion der Schweißwärmeeingänge sowohl
für 2,5 cm als auch für 5 cm dicke Stahlplatten aufgzeichnet.
Die Daten 40 für 2,5 cm starke Platten sind durch Quadrate
markiert, während die Daten 38 für 5 cm starke Platten durch
Kreise markiert sind. Die berechnete Abkühlzeit für ein
dickes Plattenmodell ist ebenfalls aufgezeichnet als Funktion
des Schweißwärmeeingangs und als Linie 42 wiedergegeben. Wie
dargestellt, ergibt sich für Schweißwärmeeingänge von weniger
als etwa 3,5 kJ/mm eine vernünftige Übereinstimmung zwischen
dem dicken Plattenmodell und den Daten sowohl für die 2,5 cm
als auch die 5 cm starken Platten. Für Wärmeeingänge von mehr
als 3,5 kJ/mm zeigen jedoch die Daten 40 für die 2,5 cm
starke Platte eine merklich längere Abkühlzeit als die Abkühl
zeit für das dicke Plattenmodel 42. Um dementsprechend die
Genauigkeit der Wärmezyklen sicherzustellen, und daher die
WEZ für die gewünschten Schweißparameter genau zu simulieren,
sollte die Abkühlzeit abgestimmt sein auf Plattendicke und
Abkühlzeiten von Interesse. Um beispielsweise erneut auf
Fig. 6 Bezug zu nehmen, würde die korrekte Abkühlzeit
für eine 2,5 cm starke Platte bei einem Wärmeeingang von
5 kJ/mm etwa 43 Sekunden betragen, während die Abkühlzeit
für die 5 cm starke Stahlplatte bei etwa 31 Sekunden liegen
würde.
Nachdem die Schweißwärmezyklen für die gewünschten Schweiß
parameter bestimmt sind, werden die Stahlproben erhitzt und,
entsprechend den gemessenen Wärmezyklen abgekühlt, um die WEZ
einschließlich der CGHAZ und der IRCG zu simulieren. Ein
Schweißwärmezyklus-Simulator kann eingesetzt werden, um diese
Bereiche zu simulieren. Ein solcher Simulator ist ein Gleeble
1500, der handelsüblich verfügbar und in der Industrie hin
länglich bekannt ist. Es ist herauszustellen, daß jedes Ver
fahren zum Erhitzen und anschließenden Abkühlen des Stahls
gemäß den gewünschten Wärmezyklen eingesetzt werden kann, um
die WEZ zu simulieren, unter der Voraussetzung, daß die Simu
lationsgenauigkeit, die nachfolgend noch näher beschrieben wird,
gesteuert wird. Die bestimmten Wärmezyklen werden umgesetzt
in Gleeble-Computer-Software, um die Simulation zu steuern.
Die Probengröße und -form, die Legierungszusammensetzung und
die Breite der Simulationszone können verändert werden, um
den Testerfordernissen zu genügen.
Wie zuvor bereits diskutiert wurde, umfassen die Schlüssel
schweißparameter, die den WEZ-Wärmezyklus beeinflussen, die
Spitzentemperatur, den Wärmeeingang, die Vorerhitzung und
die Stahlplattendicke. Bei einer bevorzugten Ausführungsform
wurden die nachfolgenden Schweißparameter eingesetzt, um die
WEZ einschließlich der CGHAZ und der IRCG von Stählen für
eine küstennahe Plattform zu simulieren. Die Spitzenschweiß
temperaturen, die eingesetzt wurden, um die CGHAZ und die IRCG
zu simulieren, lagen zwischen 1200°C und 1450°C, vorzugsweise
bei 1350°C für die CGHAZ und zwischen 680°C und 800°C, vor
zugsweise bei 770°C für die IRCG. Diese Spitzentemperaturen
wurden ausgewählt für WEZ mit den schlechtesten oder niedrigsten
Zähigkeitswerten, während sichergestellt wurde, daß die Tempera
turen nicht zu hoch lagen, um die Thermoelemente wirkungslos
zu machen. Schweißwärmeeingangswerte von 1,5, 3 und 5 kJ/mm
wurden ausgewählt und entsprechen einem großen Bereich von
Schweißwärmen, wie sie üblicherweise beim Aufbau von Platt
formen eingesetzt und in API RP 2Z spezifiziert werden. Die
Plattendicke wurde mit 5 cm oder mehr ausgewählt, zur Reprä
sentation von Stahlplatten, wie sie bei küstennahen Aufbauten
zum Einsatz kommen. Für einen vorgegegenen Schweißwärmeeingangs
wert wurde eine Minimum von 24 Proben simuliert, mit jeweils
einer gleichmäßigen simulierten CGHAZ oder IRCG von angenähert
5 bis 8 mm. Zwölf Proben wurden simuliert zur Repräsentation
von CGHAZ und zwölf Proben zur Repräsentation von IRCG. Die
große simulierte WEZ verringert das Ermüdungsrißplazierungs
problem, das bei aktuellen Schweißungen auftritt, mit einer
viel kleineren WEZ (typischerweise 3 bis 4 mm breit) mit
möglichen kleineren und diskontinuierlichen LBZ.
Zum Einsatz des Gleeble-Simulators wird die Stahlprobe zwischen
zwei wassergekühlten Kupferklauen eingeklemmt und durch eine
Niedervolt-Wechselspannung erhitzt, die durch eine Wechsel
spannungssteuerung zugeführt wird. Bei einer bevorzugten Aus
führungsform sollte der Abstand zwischen den Kupferklauen
auf 16 mm eingestellt werden, um gleichförmige Simulations
zonen von etwa 5 bis 8 mm Breite sicherzustellen. Der ausge
wählte Klauenabstand sollte breit genug sein, um breite
Simulationszonen zu ergeben und schmal genug, um sicherzu
stellen, daß die Abkühlcharakteristika der Wärmezyklen genau
sind. Wenn der Abstand zu groß ist, kühlen die Proben nicht
schnell genug ab.
Die Temperatur einer jeden Probe wird etwa 120 mal pro Sekunde
gemessen, unter Einsatz eines Thermoelementes, das mit der
Probe punktverschweißt ist. Die gemessene Gleeble-Proben
temperatur wird mit einer Temperatur verglichen, die in dem
Simulator vorprogrammiert war. Sowohl die Probentemperatur
als auch die Programmtemperatur werden gemessen und 30 mal
pro Sekunde aufgezeichnet, unter Einsatz eines Datensammel
systems, das automatisch aktiviert wird durch den Gleeble-
Simulator, der programmiert ist, zur Aufzeichnung der Schlüssel
variablen auf einem Anzeigemonitor und zum Ausdruck eines Test
berichtes am Ende einer jeden Simulation. Der Bericht faßt alle
Hauptvariablen und Versuchsaufzeichnungen zusammen und dient
als Dokumentation und Qualtitätskontrolle für jede WEZ-Simu
lation. Die Genauigkeit wird kontrolliert, indem jede Probe
verworfen wird, bei welcher die gemessene Spitzentemperatur
und die gemessene Abkühltemperatur sich um mehr als ±15°C
von der vorprogrammierten Schweißtemperatur unterscheidet.
Bei einer bevorzugten Ausführungsform werden die Probenhärte
und die Mikrostruktur, wie nachfolgend beschrieben, studiert,
um sicherzustellen, daß die simulierten WEZ genau die Mikro
struktur reflektieren, wie sie bei aktuellen Schweißungen auf
tritt. Es ist den Sachverständigen auf diesem Gebiet hinläng
lich bekannt, daß die WEZ-Härte bestimmt werden kann unter
Einsatz eines Vickers-Mikrohärtemeßgerätes und in Beziehungen
gesetzt werden kann zu anderen Härtezahlen und der Zugfestigkeit
der Stähle. Durch Messung und Vergleich der Vickers-Mikrohärte
messungen für die simulierte Probe mit den Messungen für ent
sprechende tatsächliche geschweißte Platten kann die Gleich
förmigkeit und Genauigkeit der simulierten Zone bestimmt
werden. Um weiterhin die Gleichförmigkeit und Genauigkeit der
simulierten Zone sicherzustellen, können die Korngröße und
die mikrostrukturellen Bestandteile der simulierten Probe
verglichen werden mit der Korngröße und den mikrostrukturellen
Bestandteilen der entsprechenden aktuellen Schweißung, unter
Einsatz optischer Mikroskope sowie Elektronenstrahl- und
Elektronentransmissionsmikroskope.
Nachdem die WEZ einschließlich der CGHAZ und der IRCG simu
liert worden sind für die gewünschten Schweißparameter, ist
der nächste Schritt bei der Bestimmung der WEZ-Zähigkeit des
Stahls die Bestimmung der gesamten Bruchenergien, die erforder
lich sind, um den Stahl bei einer Mehrzahl von Testtemperaturen
zu brechen. Diese Gesamtbruchenergiewerte werden bestimmt
durch die Durchführung des den Sachverständigen auf diesem
Gebiet bekannten Instrumented Precracked Charpy Tests ("IPC")
an jeder Probe. Es ist festzuhalten, daß jede der drei anderen
Brucheigenschaften einschließlich der Einführungsenergie, der
Fortpflanzungsenergie, sowie der dynamischen Bruchzähigkeit
anstelle von oder zusätzlich zur Gesamtbruchenergie bestimmt
werden kann, zur Ermittlung der WEZ-Zähigkeit von Stahl.
Allgemein gesprochen, ist die Gesamtbruchenergie die gesamte
Energie, die erforderlich ist, um die Probe bei einer vorge
gebenen Temperatur zu brechen. Darüber hinaus ist die Ein
führungsenergie die Energie, die erforderlich ist, um den
Bruch einzuleiten, während die Fortpflanzungsenergie die
Energie ist, die erforderlich ist, um den Bruch weiterzu
führen. Nachfolgend wird die IPC-Untersuchung beschrieben,
unter Bezug auf die Bestimmung der Gesamtbruchenergie, die
erforderlich ist, um den Stahl zu brechen, anstelle der
Bestimmung irgendeiner der anderen Brucheigenschaften. Das
Verfahren soll jedoch nicht auf die Bestimmung der Gesamtbruch
energie beschränkt sein, und irgendeine der anderen drei
Brucheigenschaften kann ebenfalls eingesetzt werden.
Die IPC-Untersuchung wurde entwickelt für die Nuklearindustrie,
zur Bestimmung der dynamischen Bruchzähigkeit von Reaktorstählen,
die für den Druckbehälter eingesetzt werden, wegen der potentiel
len Stahlversprödung, die durch den Neutronenbeschuß verursacht
wird. IPC-Untersuchungen sind auch eingesetzt worden von der
Luftfahrt- und Raumindustrie, zur Entwicklung bruchfester
Materialien, die kalten oder kryogenen Temperaturen ausge
setzt sind. IPC-Untersuchungen verwenden eine Ermüdungs
bruchprobe und, wie nachfolgend beschrieben, sind dement
sprechend empfindlicher als Standard Charpy-Untersuchungen,
bei welcher eine V-gekerbte Probe eingesetzt wird. Die V-
Kerbe ist stumpf, und die sich ergebende Spannungskonzentra
tion ist niedriger und breiter als diejenige, die sich aus
einem Ermüdungsbruch ergibt. Dementsprechend läßt sich an
Proben mit einem Ermüdungsbruch mit größerer Wahrschein
lichkeit eine lokale Versprödung ermitteln, wie eine LBZ, als
an Proben mit einer V-Kerbung. Die IPC-Untersuchung bietet
verschiedene zusätzliche Vorteile gegenüber der Charpy-V-
Kerbe-Untersuchung einschließlich der Mittel zur Bestimmung
anderer Brucheigenschaften, wie der Brucheinleitungs- und
Fortpflanzungsenergien sowie Mittel zur Messung der dynamischen
Bruchzähigkeit. Die IPC-Untersuchung bietet auch den Vorteil
gegenüber der CTOD-Untersuchung einschließlich der Reduzierung
der Datenstreuung, der Probengröße, der Testzeit und der
Kosten.
Gemäß einer bevorzugten Ausführungsform werden die Gesamtbruch
energien, die erforderlich sind, um Plattformstähle zu
brechen, durch eine Untersuchung von mindestens zwölf Proben
des gleichen Stahls bestimmt, wobei jede Probe die gleichen
simulierten WEZ besitzt, für eine Mehrzahl von IPC-Unter
suchungstemperaturen im Bereich von -100 bis +149°C. Es
kann erforderlich sein, diesen Temperaturbereich für andere
Stahltypen zu modifzieren.
Zur Durchführung der IPC-Untersuchung wird jede Probe vorzugs
weise auf Charpy-Größe bearbeitet (10×10×55 mm) und ent
hält eine schmale, eingearbeitete Kerbe, vorzugsweise etwa
0,127 mm, die zur Einleitung eines Ermüdungsvorrisses dient.
Dieser Ermüdungsvorriß kann erzeugt werden durch einen
automatischen, vorschubgesteuerten Vorreißer, entsprechend
den Verfahren, wie sie in British Standard BS5762 spezifi
ziert sind, die im allgemeinen übereinstimmen mit dem
American Society for Testing and Material ("ASTM") Standard
E399. Diese beiden Standards treffen auf Vorreißproben zu,
die bei der Bruchzähigkeitsuntersuchung eingesetzt werden.
Die aktuelle Ermüdungsrißtiefe sollte bei etwa 5 mm liegen,
und eine Dreipunkt-Biegeausrüstung sollte eine Eingangsmaximal
last von etwa 364 kp und Minimallast von etwa 113,4 kp zum
Einsatz bringen. Diese Parameter ergeben Ermüdungsrisse, die
koplanar sind und keinen Anschein von Kratern oder Über
belastung zeigen. Darüber hinaus ergeben diese Parameter Er
müdungsrisse guter Qualität an WEZ simulierten Proben mit
typischen 45 000 bis 60 000 Ermüdungszyklen, und der Be
lastungsintensitätsfaktor, der in BS 5762 spezifiziert ist,
wird nicht während des endlichen Rißwachstums von 1 oder 2 mm
überschritten.
Nachdem jede Probe vorgerissen worden ist, wird die IPC-Aus
rüstung eingesetzt, um die Stahlprobe für eine Mehrzahl von
Untnersuchungstemperaturen zu brechen, um anschließend die
Gesamtbruchenergien für diese Temperaturen zu bestimmen.
Eine schematische Darstellung der Ausrüstung ist in Fig. 7
wiedergegeben. Ein mit Instrumenten versehener Hammer mit
einem Fallgewicht und mehreren Belastungsmeßgeräten fällt auf
die zu untersuchende Probe, die an beiden Kanten durch einen
Amboß gehalten ist, wie dies nach dem ASTM-Standard festgelegt
ist. Der Hammerstärkensensor ist auf eine Genauigkeit von
etwa 3,175 kg geeicht für Belastungen bis zu etwa 4536 kg,
unter Verwendung einer geeichten Meßzelle.
Die Belastung, die erforderlich ist, um die Probe zu brechen,
wird bestimmt durch die Verstärkung des Belastungsmeßsignals
mit einem Breitband (etwa 125 kHZ) und einem brückenabge
glichenen, dynamischen Verstärker und digitaler Aufzeichnung
des Signals mit einem HP-Wellenformanalysators. Der Wellen
formanalysator zeichnet 16 384 Ablesungen mit einer 12-bit-
Auflösung auf, mit Probenintervallen von 0,25 bis 10 Mikro
sekunden, wobei ein 1-Mikrosenkunden-Probenintervall typisch
ist. Ein Hewlett Packard Vectra-Computer stellt automatisch
die Wellenformanalysatorparameter auf und wählt die optimalen
Einstellungen aus, aufgrund der Fallparameter, wie etwa der
Testtemperatur, der Aufschlaggeschwindigkeit, der Ver
stärkung und der Verstärkerbandbreite. Ein weiterer Schlüssel
parameter ist die Ermüdungsrißtiefe, die an fünf Stellen
einer jeden Probe gemessen wird, mit einer Genauigkeit von
± 0,0254 mm. Die durchschnittliche Ermüdungsrißtiefe wird
eingesetzt zur Berechnung und zum Aufzeichnen der gemessenen
Bruchenergie pro Flächeneinheit, die während der Bruchunter
suchung erzeugt wurde. Diese Energie wird als die normalisierte
Bruchenergie bezeichnet.
Wenn der Hammer des Fallgewichts auf eine Probe auftrifft, ist
die Energie, die auf die Probe übertragen wird, zeitabhängig.
Die an dem Hammer gemessene Energie ("F(t)") wird eingesetzt,
um diese Energie zu berechnen. Die durch das Fallgewicht
abgegebene Energie wird mittels der folgenden Gleichungen
berechnet:
E(t) = V₀I₀(t) + gI₁(t) - I₀²(t)/2 M (Gleichung 1)
Dabei ist
E(t) = die gesamte Bruchenergie, die Einleitungsenergie oder die Fortpflanzungsenergie in Abhängigkeit von der Zeit,
V₀ = die ursprüngliche Aufschlagsgeschwindigkeit,
M = die Masse des Fallgewichtes,
g = die Beschleunigung aufgrund der Gravitation, und
E(t) = die gesamte Bruchenergie, die Einleitungsenergie oder die Fortpflanzungsenergie in Abhängigkeit von der Zeit,
V₀ = die ursprüngliche Aufschlagsgeschwindigkeit,
M = die Masse des Fallgewichtes,
g = die Beschleunigung aufgrund der Gravitation, und
Die Ableitung dieser Gleichungen und die Gleichung zur Be
stimmung der dynamischen Bruchzähigkeit ist im Anhang A ange
geben.
Zusätzlich zur Bestimmung der Last, die erforderlich ist, um
die Stahlprobe zu brechen, wird gleichzeitig die Geschwindigkeit
des Hammers bestimmt, im Augenblick des Aufschlages und nach
dem Brechen der Probe, durch die Messung der Übergangszeit einer
Metallflagge, die an das Fallgewicht angeheftet ist und durch
zwei Infrarot-Photodetektoren ermittelt wird. Zwei unabhängige
Messungen der Gesamtbruchenergie können dementsprechend be
rechnet werden, um das Vertrauen in die aufgezeichneten
Daten zu erhöhen.
Die Gesamtbruchenergie kann auf diese Weise durch die folgende
Gleichung bestimmt werden.
E = M(V₀² - V₁²)/2 + MgXd (Gleichung 4)
Dabei ist
E = die gesamte Bruchenergie,
M = Masse des Fallgewichts,
V₀ = Geschwindigkeit des Fallhammers am Aufschlagpunkt,
V₁ = Geschwindigkeit des Fallhammers, nachdem die Probe gebrochen ist,
g = die Beschleunigung aufgrund der Gravitation und
Xd = Abstand zwischen den Photodetektoren.
E = die gesamte Bruchenergie,
M = Masse des Fallgewichts,
V₀ = Geschwindigkeit des Fallhammers am Aufschlagpunkt,
V₁ = Geschwindigkeit des Fallhammers, nachdem die Probe gebrochen ist,
g = die Beschleunigung aufgrund der Gravitation und
Xd = Abstand zwischen den Photodetektoren.
Die Ableitung dieser Gleichung kann im Anhang nachgeschlagen
werden.
Um verläßliche und genaue Ergebnisse zu erhalten, werden die
Fallgewichtuntersuchungen an geeichten Charpy-Proben aus Stahl
durchgeführt, die man vom US Army Materials Testing Laboratory
erhält. Geeichte Aluminiumstahlproben können eingesetzt werden,
um die Genauigkeit der Bruchlast zu überprüfen. Typische Fall
parameter, die zu verläßlichen und reproduzierbaren Ergebnissen
führen, sind ein Fallgewicht von 286,8 kg und eine Fallhöhe
von 152,4 mm.
Ein Standard-Charpy-Pendelgerät kann statt der zuvor be
schriebenen IPC-Ausrüstung eingesetzt werden, um die Gesamt
bruchenergien der vorgerissenen Proben zu bestimmen. Ein
Nachteil des Standard-Charpy-Pendelgerätes liegt jedoch in
seiner Unfähigkeit, die Brucheinleitungs- und Fortpflanzungs
energien zu bestimmen und an seinem Mangel an Empfindlichkeit
und Genauigkeit zur Messung der Gesamtbruchenergien, die ge
ringer sind als 0,691 mkg. Ein weiterer Nachteil bei der
Verwendung eines Standard-Charpy-Pendelgerätes liegt darin,
daß Meßungenauigkeiten gegeben sind, die mit Oszillationen
zusammenhängen, die durch Trägheitswirkungen verursacht
werden. Das Charpy-Pendelgerät ist ein Gerät mit einer ge
ringen Masse, jedoch einer hohen Geschwindigkeit, wodurch
die Wahrscheinlichkeit, daß Trägheitswirkungen auftreten,
größer ist. Die IPC-Ausrüstung arbeitet mit einer höheren
Masse und einer geringeren Geschwindigkeit und führt zu
Daten höherer Qualität mit einer geringeren Datenstreuung
als bei den Ergebnissen, die man durch den Einsatz des
Charpy-Pendelgerätes erhält.
Die Gesamtbruchenergien, die man aus den Ergebnissen der IPC-
Untersuchungen erhält, werden dann als Funktion der Testtempera
turen aufgezeichnet. Die Fig. 8 gibt eine solche Auf
zeichnung wieder, wobei die gelieferten Daten als Kurve 44
aufgezeichnet sind. Bei diesem speziellen Stahl ist bei
Temperaturen von weniger als etwa -1,11°C die Gesamtbruch
energie gering (weniger als etwa 500 Zoll×lb/Zoll2) und
in etwa konstant. Diese untere Grenzenergie wird definiert
als unterer Sockel und repräsentiert Trennbruch oder Spröd
bruch. Sie geht oft einher mit linearer Elastikbruchmechanik.
Bei Testtemperaturen von mehr als 93,3°C ist die Gesamtbruch
energie groß (größer als 9000 Zoll×lb/Zoll2) und in etwa
konstant. Dies wird als oberer Sockel bezeichnet. Das Brechen
in der Nähe des oberen Sockelbereiches bildet eine nach
giebige Bruchfortpflanzung und führt zu einer Dehnung oder
Verformung der Bruchflächen mit ausgebildeten Scherlippen.
Die Daten in der Übergangszone werden manchmal als Misch
modusbruch bezeichnet und können sowohl Sprödbruch- als auch
Dehnbruchwachstum in verschiedenen Teilen der Bruchflächen
umfassen.
Eine Mittelpunktübergangstemperatur kann bestimmt werden aus
jeder Gesamtbruchenergie gegenüber der Testtemperaturauf
zeichnung und ist die Temperatur, bei welcher sich die Gesamt
bruchenergie bei einem Mittelpunkt befindet. Um die Mittel
punktsübergangstemperatur genau zu bestimmen, müssen mindestens
zwei Proben mittels IPC am oberen Sockel, mindestens eine Probe
mittels IPC am unteren Sockel und mindestens sechs bis acht
Proben mittels IPC in der Übergangszone untersucht werden.
Wie durch die gestrichelte Linie 46 in Fig. 8 gezeigt ist,
liegt die Mittelpunktsübergangstemperatur dieser speziellen
Kurve bei etwa 132,6°F (55,89°C). Um die Mittelpunktsüber
gangstemperatur zu bestimmen, müssen die Daten zunächst zu
einer glatten "S"-förmigen Kurve gebildet werden nach dem
Regressionsverfahren der kleinsten Quadrate. Die Gleichung zur
Anpassung der Daten lautet wie folgt:
E = A + B × TANH [(T - T₀)/C]
Wobei E irgendeine der Brucheigenschaften von Interesse ist
(Einführungsenergie, Fortpflanzungsenergie, Gesamtbruchenergie
oder dynamische Bruchzähigkeit), während A, B, C und T0
Regressionsparameter sind. Die obere Sockelenergie ist gleich
A+B, die untere Sockelenergie ist gleich A-B,und T0 ist
die Mittelpunktsübergangstemperatur. Die Breite der Übergangs
temperaturzone ist gleich 2C. Die optimale Gruppe der Parameter
zur Anpassung der Daten wird bestimmt durch die mathematische
Linearisierung der Brucheigenschaften in der Übergangstemperatur
zone, worauf man dann die Linearregression der kleinsten
Quadrate einsetzt. Die statistischen Kurvenparameter, wie die
Standardabweichung zur Anpassung über den gesamten Temperatur
bereich und über den Übergangstemperaturbereich werden be
stimmt, um die Genaugkeit der Kurvenanpassung und das Ausmaß
der Datenstreuung zu spezifizieren. Da die Temperatur ein
wichtiger Parameter bei diesen Messungen ist, ist es erforder
lich, daß die Probentemperatur genau gemessen wird innerhalb
± 5/9°C und gesteuert in einregulierten und gerührten Tempera
turbädern.
Es soll erneut betont werden, daß jede der anderen drei Bruch
eigenschaften einschließlich der Einleitungsenergie, der Fort
pflanzungsenergie und der dynamischen Bruchzähigkeit bestimmt
werden können aus der IPC-Untersuchung und aufgezeichnet werden
können als Funktion der IPC-Testtemperaturen. Diese Auf
zeichnungen zeigen allgemein ein Verhalten oder Kurven, die
den Aufzeichnungen der Gesamtbruchenergie ähnlich sind. Die
Mittelpunktsübergangstemperaturen können dann von jeder dieser
Aufzeichnungen bestimmt werden. Jede Aufzeichnung führt zu
in etwa der gleichen Mittelpunktsübergangstemperatur. Die
Fig. 9 ist eine Aufzeichnung der Mittelpunktsübergangstempera
turen, die den dynamischen Bruchmessungen zugeordnet sind,
über die Mittelpunktsübergangstemperaturen, die der Gesamt
energie zugeordnet sind. Die gestrichelte Linie 50 in Fig. 9
zeigt, daß die Mittelpunktsübergangstemperaturen dieser beiden
Brucheigenschaften über einen weiten Temperaturbereich mit
einander in Beziehung stehen, wodurch verifiziert wird, daß
die Mittelpunktsübergangstemperatur bestimmt werden kann
aus irgendeiner der Aufzeichnungen der vier Brucheigenschaften
über die IPC-Testtemperatur. Diese Beziehung zwischen den
Mittelpunktsübergangstemperaturen trifft auf Basismetalle zu
mit Festigkeiten von 50 ksi und simulierten WEZ mit Festigkeiten
zwischen 70 und 100 ksi.
Nach der Gesamtbruchenergie werden die Daten der Einleitungs
energie, der Fortpflanzungsenergie oder der dynamischen Bruch
zähigkeit angepaßt zu einer glatten "S"-förmigen Kurve, und
die Mittelpunktsübergangstemperatur wird bestimmt, wobei die
Mittelpunktsübergangstemperatur verglichen wird mit einer
zuvor bestimmten Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstempera
tur für den Bereich der zu untersuchenden Stähle. Wenn die
Mittelpunktsübergangstemperatur größer ist als die Standard
maximum-Mittelpunktsübergangstemperatur, dann besitzt der
Stahl eine geringe Zähigkeit oder eine geringe Bruchfestigkeit.
Wenn jedoch die Mittelpunktsübergangstemperatur geringer ist
als die Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstemperatur, dann
kann der Stahl eine höhere Zähigkeit oder eine höhere Bruch
festigkeit besitzen. Der Bereich der zu untersuchenden Stähle
wird bestimmt durch die minimale Dehnungsgrenze, die Zugfestig
keit, die Plattenstärke, die Stahlchemie, Herstellungsver
fahren und Herstellungsvariablen. So liegt beispielsweise
die Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstemperatur bei etwa
35°C für Stähle, die bei einer küstennahen Plattform einge
setzt werden, mit einer sepzifizierten Dehngrenze von 50 ksi,
einer typischen Zugefestigkeit von 70 bis 80 ksi und einer
Plattenstärke von 5 bis 9 cm, mit sich verändernder Stahl
chemie, Herstellungsverfahren und Herstellungsvariablen.
Bei einer bevorzugten Ausführungsform werden zur Bestimmung
der Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstemperatur für einen
Bereich von Plattformstählen die Mittelpunktsübergangstempera
turen eines jeden Stahls bestimmt, wie dies oben beschrieben
wurde, für Schweißwärmen von 3, 5 und 3/3 und 5/5 kJ/mm.
Doppelte Schweißzyklen, die eingesetzt werden, um die IRCG
zu simulieren, werden spezifiziert als 3/3 oder 5/5 kJ/mm.
Dementsprechend werden für einen vorgegebenen Stahl vier
Werte der Mittelpunktsübergangstemperatur bestimmt, und der
Maximumwert der vier repräsentiert den schlechtesten Fall für
diesen Stahl. Die Maximummittelpunktsübergangstemperaturen für
jeden Stahl werden in Beziehung gesetzt mit zuvor bestimmten
Standardminimum-CTOD-Werten für jeden Stahl, um die Standard
maximum-Mittelpunktsübergangstemperatur abzuleiten.
Die Maximum-Mittelpunktsübergangstemperaturwerte für ver
schiedene Schweißbedingungen werden in Tabelle 1 verglichen
mit Vorqualifizierungs-CTOD-Werten, durchgeführt ähnlich zu
API RP 2Z. Dieses Verfahren zur Bestimmung der Miniumum-CTOD-
Werte für Schweißstahl ist den Sachverständigen auf diesem
Gebiet hinlänglich bekannt. Ein Stahl erfüllt nicht die API
Vorqualifizierungstests bei zwei oder mehr CTOD-Werten von
weniger als 0,25 mm. Wie zuvor beschrieben, zeigen CTOD-
Werte von weniger als 0,10 mm an, daß der Stahl eine geringe
WEZ-Zähigkeit besitzen kann. Die in Tabelle 1 dargestellten
Minimum-CTOD-Werte repräsentieren CTOD-Daten an zehn oder mehr
Proben. Der Prozentsatz der Proben mit CTOD- Werten gleich
oder geringer als 0,1 mm sind ebenfalls dargestellt.
Die Tabelle 1 zeigt, daß LBZ empfindliche Stähle oder Stähle
mit CTOD-Werten von weniger als 0,1 mm (z. B. PS5, PS6 und
PS7) Maximum-Mittelpunktsübergangstemperaturen von mehr als
54,4°C aufweisen und alle vorqualifizierten Stähle oder
Stähle mit CTOD-Werten größer als 0,25 mm (z. B. PS1, PS2,
PS3 und PS4) Maximum-Mittelpunktsübergangstemperaturen von
weniger als 31,67°C besitzen. Dementsprechend liegt die
Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstemperatur für den Be
reich des untersuchten Stahls etwa zwischen 31,67°C und
54,4°C.
Eine bessere Bestimmung der Maximum-Mittelpunktstemperatur
findet sich in Fig. 10. Die Fig. 10 ist eine Aufzeichnung
von Mittelpunktsgesamtenergien ("A"-Wert in Gleichung 4) als
Funktion der entsprechenden Mittelpunktsübergangstemperaturen
für sieben Plattformstähle und alle Schweißbedingungen. Ein
solcher Datenpunkt ist mit 52 bezeichnet. Die Stähle im Be
reich 53 auf der linken Seite der Vertikallinie 54, die etwa
bei 95°F (35°C) liegt, besitzen hohe CTOD-Werte, d.h. im
Bereich oder größer als 0,25 mm. Diejenigen Stähle jedoch
mit Minimum-CTOD-Werten von weniger als 0,1 mm sind im Be
reich 51 auf der rechten Seite der Vertikallinie 54 gezeigt.
Dementsprechend liegt die Standardmaximum-Mittelpunktstempera
tur für diese Plattformstähle zwischen 32,22 und 37,78 oder
in etwa bei 35°C.
Eine andere akzeptable Methode zur Ermittlung der relativen
WEZ-Zähigkeit von Stahl liegt darin, zunächst vier zuvor be
stimmte Standard-Gesamtbruchenergiekurven zu zeichnen, wie
dies in Fig. 11 wiedergegeben ist. Die Gesamtbruchenergiekurven
werden für einen Bereich von Stählen erzeugt, unter Einsatz
des zuvor beschriebenen Verfahrens. Die Gesamtbruchenergie
kurven (d.h. die Gesamtbruchenergie, aufgezeichnet als
Funktion der Temperatur) werden bestimmt für jeden Stahl bei
Schweißwärmeneingangswerten von 3, 5, 3/3 und 5 kJ/mm.
Die Gesamtbruchenergiekurve mit der höchsten Mittelpunkts
übergangstemperatur von allen Kurven für Stähle mit CTOD-
Werten geringer als 0,10 mm wird aufgezeichnet. Eine solche
Kurve ist in Fig. 11 als Kurve 56 dargestellt. Die Gesamt
bruchenergiekurve mit der niedrigsten Mittelpunktsübergangs
temperatur von allen Kurven für Stähle mit CTOD-Werten von
weniger als 0,10 mm wird ebenfalls in der gleichen Graphik auf
gezeichnet. Eine solche Kurve ist in Fig. 11 als Kurve 58 be
zeichnet. Wenn die Gesamtbruchenergiekurve für einen Stahl
zwischen die Kurven 56 und 58 fällt, kann dieser Stahl niedri
ge CTOD-Werte besitzen, wie durch die Bezugsziffer 55 angegeben,
und dementsprechend niedrige WEZ-Zähigkeit aufweisen.
Die Gesamtbruchenergiekurve mit der niedrigsten Mittelpunkts
übergangstemperatur von allen Kurven für Stähle mit einem
CTOD-Wert von größer als 0,25 mm wird ebenfalls in der gleichen
Graphik aufgezeichnet. Eine solche Kurve ist in Fig. 11 als
Kurve 62 wiedergegeben. Die Gesamtbruchenergiekurve mit der
höchsten Mittelpunktsübergangstemperatur von allen Kurven für
Stähle mit einem CTOD-Wert von größer als 0,25 mm wird eben
falls in der gleichen Graphik aufgezeichnet. Eine solche
Kurve ist in Fig. 11 als Kurve 60 wiedergegeben. Wenn die
Gesamtbruchenergiekurve für einen Stahl zwischen die Kurven 60
und 62 fällt, kann dieser Stahl hohe CTOD-Werte besitzen, wie
durch die Bezugsziffer 57 angezeigt ist, und somit eine hohe
WEZ-Zähigkeit aufweisen.
Es ist anzumerken, daß in Fig. 11 die Kurven 60 und 58 ange
nähert die gleichen oberen und unteren Sockel besitzen. Diese
beiden Standardkurven besitzen Mittelpunktsübergangstempera
turen von etwa 32,22°C bzw. 37,78° C . Dementsprechend ist die
Standardmaximum-Mittelpunktstemperatur etwa gleich 35 ± 2,78°C
(95 ± 5°F), entsprechend der Darstellung in Fig. 11 als ge
strichelte Linie 64. Diese gleiche Analyse könnte mit Auf
zeichnungen der anderen Brucheigenschaften als Funktion der
Temperatur ausgeführt werden.
Das vorliegende Verfahren zur Bestimmung der WEZ-Zähigkeit
von Stahl erfordert bis zur Vervollständigung ungefähr sechs
Wochen und kann die Kosten wesentlich reduzieren. Dement
sprechend erfüllt die Erfindung das Bedürfnis für ein prakti
sches Verfahren zur Bestimmung der relativen WEZ-Zähigkeit
von Stahl. Es ist noch herauszustellen, daß die Erfindung
nicht auf die voranstehenden Beschreibungen begrenzt ist,
die lediglich der Erläuterung dient. Verschiedene Modifi
kationen und Abänderungen der Erfindung, die dem Fachmann
geläufig sind, fallen ohne weiteres in den Rahmen der Er
findung.
Wenn der Hammer des Fallgewichts auf eine Probe auf
trifft, ist die Energie E(t), die auf die Probe über
tragen wird, zeitabhängig. Um die Energie zu berechnen,
wird die Kraft F(t), die am Hammer gemessen wird, einge
setzt. Von Newton′s drittem Gesetz ist die am Hammer ge
messene Kraft in der Größe gleich, jedoch mit umgekehrtem
Vorzeichen, zur Kraft, die auf die Probe übertragen wird.
Um die Energie zu berechnen, die durch das Fallgewicht
übertragen wird, verwendet man die Definition der Energie.
E(x) = ∫ F(x) dx (Gl. 1)
Wobei x die Verschiebung der Probe ist. Um die Verschiegung
in Zeit umzusetzen, muß die augenblickliche Geschwindigkeit
V(t) des Hammers bekannt sein:
E(t) = ∫ F(t) V(t) dt (Gl. 2a)
wobei
V(t) = dx/dt (Gl. 2b)
Da die Hammergeschwindigkeit nicht als Funktion der Zeit ge
messen wird, muß Newton′s erstes Bewegungsgesetz gelöst werden,
um die Hammergeschwindigkeit zu bestimmen.
M d²x/dt² = Mg - F(t) (Gl. 3)
wobei M die Masse des Fallgewichtes und g die Beschleunigung
aufgrund der Gravitation ist.
Die Gleichung 3 besitzt die Lösung:
wobei V₀ die ursprüngliche Aufschlagsgeschwindigkeit ist.
Kombiniert man die Gleichung 4 und die Gleichung 2a
Unter Einsatz der Teilintegration kann die Gleichung 5 vereinfacht
werden zu:
E(t) = V₀I₀(t) + gI₁(t) - I₀²(t)/2M (Gl. 6a)
Wobei
und
Die Hammergeschwindigkeit und die Probenverschiebung können
auch berechnet werden durch:
V(t) = V₀ + gt - I₀(t)/M (Gl. 7)
x(t) = V₀t + 1/2 gt² - I₀(t)t/M + I₁(t)/M (Gl. 8)
Die Gleichungen 6a bis c, 7 und 8 sind genau ohne Näherungen.
Die Gleichung 6 berechnet die Gesamtenergie, die auf die Probe
übertragen wird. Das meiste dieser Energie wird von der Probe
absorbiert, zur Erzeugung eines Bruches. Ein Teil dieser Energie
geht jedoch verloren, da die Probe diese Energie auf den Amboß
überträgt, oder sie wird von dem Hammer absorbiert. Die von der
Maschine absorbierte Energie Em muß subtrahiert werden von
der Gleichung 6, um die Energie Es zu bestimmen, die von der
Probe absorbiert wird.
Es = E - Em (Gl. 9)
wobei
Em = P²m[CT - CND/12 YB]/2 (Gl. 10)
wobei
Pm = Maximum- oder Spitzenlast,
CT = Gesamtsystemnachgiebigkeit (ft/lb),
Y = Youngscher Modul für die Probe = 30 × 10⁶ psi,
B = Probendicke = 8,86 mm,
CND = dimensionslose Probennachgiebigkeit = 56,75 für Rißtiefe, a/w = 0,5.
Pm = Maximum- oder Spitzenlast,
CT = Gesamtsystemnachgiebigkeit (ft/lb),
Y = Youngscher Modul für die Probe = 30 × 10⁶ psi,
B = Probendicke = 8,86 mm,
CND = dimensionslose Probennachgiebigkeit = 56,75 für Rißtiefe, a/w = 0,5.
Die Gesamtsystemnachgiebigkeit kann berechnet werden aus den
dynamischen Lastdaten:
CT = t₁(V₀/P₁ - gt₁/4W) (Gl. 11a)
wobei P₁ die Last bei allgemeiner Nachgiebigkeit der Probe
und t₁ die Zeit ist, bis das allgemeine Nachgeben erfolgt.
Der erste Wert ist stets viel größer als der zweite Wert.
Dementsprechend ist eine gute Näherung
CT = t₁V₀/P₁ (Gl. 11b)
Für eine konstante Rißtiefe ist die Probennachgiebigkeit
konstant.
CND/12 YB = 4,00 × 10-7ft/lb
Das J-Integral Jint und die Biegebelastung w y kann ebenfalls
berechnet werden.
Jint = 12 EicF(a/w)/bB (Gl. 12)
δ y = 2,85 × 10-3P1W/Bb² (Gl. 13)
wobei Eic die korrigierte Eingangsenergie, B die Probenbreite
und b = (W - a) die ungerissene Ligamentbreite ist. Die Fließspannung
wf und die dynamische Bruchzähigkeit KId kann eben
falls berechnet werden als
δf = 2,85 × 10³ (P₁ + Pm)W/2Bb² (Gl. 14)
KId = [YJint]1/2/1000 (Gl. 15)
wobei die Testbedingungen b und a < 25 Jint/ δ f für die
Gleichung 15 gelten sollten.
Wenn die Geschwindigkeit des Fallgewichtes V0 im Moment
des Aufschlages und die Geschwindigkeit V1 nach dem Bruch
der Probe ist, kann nach dem Gesetz für die Energieer
haltung die während des Aufschlages absorbierte Energie
berechnet werden:
E = M(V₀² - V₁²)/2 + MgXd (Gl. 16)
wobei Xd der Abstand zwischen den Photodetektoren und
die Beschleunigung der Gravitation g = 32,1291 ft/Sek.2 ist.
Die Genauigkeit der Energie δE, die in Gleichung 16 be
rechent wurde, wird geschätzt auf
δE = M(V₀ - V₁)V₀(δV/V₀) (Gl. 17)
wobei δV/V0 die Genauigkeit der Geschwindigkeitsmessungen
ist. Die Genauigkeit der Geschwindigkeitsmessung wird be
grenzt nur durch die Unbestimmtheit der Strahlbreite des
IR-Photodetektors, die geeicht wurde auf ± 1%. Dement
sprechend können die Photodetektoren die Energie be
stimmen innerhalb ± 0,4 ft/lb.
Claims (2)
1. Verfahren zur Bestimmung der relativen Zähigkeit von
Stahl, wobei der Stahl die folgenden Merkmale aufweist:
eine Wärmeeinflußzone, Wärmezyklen, die mit den ver
schiedenen Schweißwärmeeingangswerten in Beziehung stehen,
sowie Mittelpunktsübergangstemperaturen, die vier Bruch
eingeschaften zugeordnet sind, die mit jedem der Wärmezyklen
in Beziehung stehen, wobei der Stahl in einem Bereich von
Stählen liegt, die eine zuvor bestimmte Maximum-Mittel
punktsübergangstemperatur und zurvor bestimmte Minimum-
Rißspitzenöffnungswerte aufweisen, gekennzeichnet durch:
- a) die Bestimmung mindestens zweier Wärmezyklen des Stahls für mindestens einen der Wärmeeingangswerte,
- b) Aufheizen und Abkühlen des Stahls in Übereinstimmung mit dem Wärmezyklus zur Simulierung der Wärmeeinfluß zone,
- c) Bestimmung der Mittelpunktsübergangstemperatur für mindestens eine der vier Brucheigenschaften und
- d) Vergleich der Mittelpunktsübergangstemperatur mit der Standardmaximum-Mittelpunktsübergangstemperatur, wobei dann wenn die Mittelpunktsübergangstemperatur größer ist als die Standardmaximum-Mittelpunktsüber gangstemperatur, der Stahl eine niedrige Zähigkeit besitzen kann, jedoch wenn die Mittelpunktsübergangs temperatur geringer ist als die Standardmaximum-Mittel punktsübergangstemperatur, der Stahl eine hohe Zähigkeit besitzen kann.
2. Verfahren nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß
die zuvor bestimmte Standardmaximum-Mittelpunktsübergangs
temperatur für den Bereich der Stähle bestimmt wird durch
ein Verfahren, das durch die folgenden Merkmale gekenn
zeichnet ist, nämlich:
- a) Durchführung der Schritte a) bis c) des An spruches 1 für jeden der Stähle innerhalb des Stahlbereiches und
- b) die Inbeziehungssetzung der Mittelpunktsübergangs temperaturen eines jeden der Stähle mit den zuvor bestimmten Standard-CTOD-Werten eines jeden der Stähle, zur Ableitung der Standardmaximum-Mittel punktsübergangstemperatur für den Bereich der Stähle.
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
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DE4018759A1 true DE4018759A1 (de) | 1991-01-03 |
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ID=23452310
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DE4018759A Withdrawn DE4018759A1 (de) | 1989-06-20 | 1990-06-12 | Verfahren zur bestimmung der relativen waermeeinflusszonenzaehigkeit von stahl |
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KR (1) | KR910000294A (de) |
AU (1) | AU636085B2 (de) |
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GB (1) | GB2233463B (de) |
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