DE4018759A1

DE4018759A1 - Verfahren zur bestimmung der relativen waermeeinflusszonenzaehigkeit von stahl

Info

Publication number: DE4018759A1
Application number: DE4018759A
Authority: DE
Inventors: Lewis L Lacy; Douglas P Fairchild; Charles P Royer
Original assignee: Exxon Production Research Co
Current assignee: ExxonMobil Upstream Research Co
Priority date: 1989-06-20
Filing date: 1990-06-12
Publication date: 1991-01-03
Also published as: AU5761590A; JPH0331742A; AU636085B2; KR910000294A; GB9013804D0; GB2233463B; GB2233463A; US5080732A

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

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 + MgX_d (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
X_d = 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.

Tabelle 1

Vergleich der IPC-Mittelpunktsübergangstemperaturen Vorqualifizierungs CTOD-Testergebnisse

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.

Anhang A I. Ableitung der Gleichung 1 (Gl. (6A) dieses Anhanges)

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.

II. Ableitung der Gleichung zur Bestimmung der dynamischen Bruchzähigkeit (Gleichung 15 dieses Anhangs)

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 E_m muß subtrahiert werden von der Gleichung 6, um die Energie E_s zu bestimmen, die von der Probe absorbiert wird.

E_s = E - E_m (Gl. 9)

wobei

E_m = P²_m[C_T - C_{ND/12 YB}]/2 (Gl. 10)

wobei
P_m = Maximum- oder Spitzenlast,
C_T = Gesamtsystemnachgiebigkeit (ft/lb),
Y = Youngscher Modul für die Probe = 30 × 10⁶ psi,
B = Probendicke = 8,86 mm,
C_ND = dimensionslose Probennachgiebigkeit = 56,75 für Rißtiefe, a/w = 0,5.

Die Gesamtsystemnachgiebigkeit kann berechnet werden aus den dynamischen Lastdaten:

C_T = 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

C_T = t₁V₀/P₁ (Gl. 11b)

Für eine konstante Rißtiefe ist die Probennachgiebigkeit konstant.

C_ND/12 YB = 4,00 × 10^-7ft/lb

Das J-Integral J_int und die Biegebelastung w _y kann ebenfalls berechnet werden.

J_int = 12 E_icF(a/w)/bB (Gl. 12)

δ _y = 2,85 × 10^-3P1W/Bb² (Gl. 13)

wobei E_ic die korrigierte Eingangsenergie, B die Probenbreite und b = (W - a) die ungerissene Ligamentbreite ist. Die Fließspannung w_f und die dynamische Bruchzähigkeit K_Id kann eben falls berechnet werden als

δ_f = 2,85 × 10³ (P₁ + P_m)W/2Bb² (Gl. 14)

K_Id = [YJ_int]^1/2/1000 (Gl. 15)

wobei die Testbedingungen b und a < 25 J_int/ _δ _f für die Gleichung 15 gelten sollten.

III. Ableitung der Gleichung 4 (Gleichung 16 im Anhang)

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 + MgX_d (Gl. 16)

wobei X_d 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

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.