Выполненных испытаний

Для швов, выполненных автоматической сваркой, ч)в = = 5н-8.

Непровар Местный непровар в корне шва глубиной до 10% от толщины стенки (но не более 2 мм для аппарата и 1 мм для трубы) суммарной протяженностью 20% длины шва аппарата и трубы до 1/6 периметра стыка В стыках трубопроводов диаметром 1020 мм и более на участках, выполненных с внутренней подваркой, непровар ы в корне шва не допускаются Суммарная протяженность непровара но кромкам и между слоями в неповоротных стыках труб, выполненных автоматической дуговой сваркой, не должна! превышать 50 мм на участке шва длиной 350мм

Установлено, что с помощью технологических мероприятий в значительной мере можно управлять электрохимическим поведением металла: у сварных соединений, выполненных автоматической сваркой (рис. 107, кривая 2), меньший градиент потенциалов в зоне шва, чем у образцов ручной дуговой сварки, выполненной электродами с фтористо-кальциевым покрытием (кривая /), а у сварных соединений, выполненных электродами с рутиловым покрытием, обнаружено иное электрохимическое поведение (кривая 7): экстремальное значение разности потенциалов здесь также соответствует зоне шва, однако потенциал металла шва у них является более благородным, чем у основного металла. Микронапряжения, измеренные с помощью рентгеноструктур-ного анализа для этих сварных соединений имеют в полтора раза меньше значения, чем в случае применения электродов марки УОНИ 13/45, а макронапряжения полностью отсутствуют. В контактной паре шов — основной металл шов этих сварных соединений будет служить преимущественно катодом, а анодному растворению подвергаться основной металл. В связи с тем, что в реальном сварном соединении в трубопроводе площади шва и основного металла несоизмеримы, такое распределение потенциалов в сварном соединении следует считать наиболее благоприятным. Однако

Установлено, что с помощью технологических мероприятий в значительной мере можно управлять электрохимическим поведением металла: у сварных соединений, выполненных автоматической сваркой (рис. 107, кривая 2), меньший градиент потенциалов в зоне шва, чем у образцов ручной дуговой сварки, выполненной электродами с фтористо-кальциевым покрытием (кривая /), а у сварных соединений, выполненных электродами с рутиловым покрытием, обнаружено иное электрохимическое поведение (кривая 7): экстремальное значение разности потенциалов здесь также соответствует зоне шва, однако потенциал металла шва у них является более благородным, чем у основного металла. Микронапряжения, измеренные с помощью рентгеноструктур-ного анализа для этих сварных соединений имеют в полтора раза меньше значения, чем в случае применения электродов марки УОНИ 13/45, а макронапряжения полностью отсутствуют. В контактной паре шов — основной металл шов этих сварных соединений будет служить преимущественно катодом, а анодному растворению подвергаться основной металл. В связи с тем, что в реальном сварном соединении в трубопроводе площади шва и основного металла несоизмеримы, такое распределение потенциалов в сварном соединении следует считать наиболее благоприятным. Однако

Установлено, что с помощью технологических мероприятий в значительной мере можно управлять электрохимическим поведением металла: у сварных соединений, выполненных автоматической сваркой (рис. 107, кривая 2), меньший градиент потенциалов в зоне шва, чем у образцов ручной дуговой сварки, выполненной электродами с фтористо-кальциевым покрытием (кривая /), а у сварных соединений, выполненных электродами с рутиловым покрытием, обнаружено иное электрохимическое поведение (кривая 7): экстремальное значение разности потенциалов здесь также соответствует зоне шва, однако потенциал металла шва у них является более благородным, чем у основного металла. Микронапряжения, измеренные с помощью рентгеноструктур-ного анализа для этих сварных соединений имеют в полтора раза меньше значения, чем в случае применения электродов марки УОНИ 13/45, а макронапряжения полностью отсутствуют. В контактной паре шов — основной металл шов этих сварных соединений будет служить преимущественно катодом, а анодному растворению подвергаться основной металл. В связи с тем, что в реальном сварном соединении в трубопроводе площади шва и основного металла несоизмеримы, такое распределение потенциалов в сварном соединении следует считать наиболее благоприятным. Однако

Экспериментальным путем можно установить изменение амплитуды ультразвукового импульса, отраженного от искусственного дефекта определенного типа при построчном сканировании за один проход от перечисленных выше граничных факторов. Влияние граничной поверхности на амплитуду исследовали на пластинах и сварных образцах толщиной 8—20 мм, выполненных автоматической дуговой сваркой. В сварных образцах по оси симметрии шва сверлили боковые отверстия диаметром 2,5 мм на разной глубине от поверхности усиления. Такие же отверстия сверлили и в пластинах.

При малых наплывах швов и зачистке зоны перехода от шва к металлу концентрация напряжений от стыкового шва может быть весьма мала и соизмерима с концентрацией напряжений от поверхности проката. Концентрация напряжений от стыковых швов, выполненных автоматической сваркой, может быть меньше, равна или больше, чем от стыковых швов при ручной сварке. Это зависит лишь от величины наплывов («усилений») и плавности перехода от шва к основному металлу. Эффективные коэффициенты концентрации напряжений у стыковых соединений из малоуглеродистых и низколегированных сталей отличаются на 10—20%. При несоосности стыкуемых листов эффективный коэффициент концентрации k_! резко возрастает (например, при несоосности 0,2 S, где д — толщина листа, k_j_ возрастает от значения 1,4 до 1,8) [11].

Рис. 5. Трещиностойкость металла шва многослойных сварных соединений, выполненных автоматической сваркой в смеси газов (Аг + С02 + Оа): 1 — четырехслойное; 2 — пятислой-ное; 3 — семислойное сварное соединение.

Рис. 6. Трещиностойкость металла шва многослойных сварных соединений, выполненных автоматической сваркой под флюсом (_?) и в среде С02 (2) проволокой Св-08Г2С:

чений раскрытия вершины дефекта осуществлялись по аналогии с испытаниями и обработкой результатов для основного материала. На рис. 5 представлены температурные зависимости трещиностой) кости металла шва многослойных (четырех-, пяти- и семислойных-сварных соединений тонколистовой рулонной стали 09Г2СФ толщиной 4 мм, выполненных автоматической сваркой в смеси газов (аргона — 70 %, углекислого газа — 25, кислорода — 5 %) проволокой Св-08Г2С. Проведены также испытания (рис. 6) четырех-и шестислойных сварных соединений, выполненных автоматической сваркой под флюсом (четырехслойных — флюс АН-65, проволока Св-08ХМ; шестислойных — флюс АН-60, проволока Св-08ГНМ),, а также в среде углекислого газа (проволока Св-08Г2С).

Магнитографический метод используют для контроля сварных соединений изделий с толщиной стенки до 18 мм. При толщине стенки изделий 1—3 мм этот метод применяют для контроля сварных соединений, выполненных автоматической сваркой. Если неровности поверхности шва (чешуй-чатость) не превышают 25—30 % от высоты усиления шва, то магнитографический метод применим и для контроля сварных соединений, выполненных ручной сваркой.

Характеристический размер масштаба протекания пластической деформации определяется (ограничен сверху) объемом, рднрродно заполненным дислокациями. При нагружении возникают мезодефекты — конфигурации неоднородных дисг локаций. В ансамбле дислокаций в силу неоднородности реализуемого процесса деформации по мере удаления от вершины усталостной трещины и вдоль фронта трещины, а также в силу различий, связанных с разными ветвями нагружения и разгрузки, возникают ротационные моды. Частичные дисклинациц фрагментируют зону на ряд разориентированных областей с увеличением размера фрагмента вплоть до 2ДО~7 м [57, 58, 65]. Это представление о процессе накопления дефектов в пределах зоны пластической деформации подтверждается статистическим анализом размеров ячеек дислокационной структуры [78]. Результаты нализа распределения размеров ячеек дислокационной структуры по размерам после выполненных испытаний сплава Fe—Si с постоянной деформа^ цией показали, что средний размер ячейки близок

Предыдущие экспериментальные данные, представленные в работе [64] в виде заштрихованной полосы разброса экспериментальных данных по одноосному нагружению, показывают, что границы слева и справа для полосы разброса имеют коэффициенты пропорциональности 1,35-10~10 и 0,55-10~10 для кинетических кривых при показателе степени пр = 2,25. При непринципиальном отличии в показателях степени для двух выполненных испытаний одного и того же материала при одноосном нагруже-нии нижняя граница полосы разброса почти совпадает с экспериментальными данными для симметричного двухосного растяжения материала. Из этого следует, что сопоставление экспериментальных данных для одного и того же материала, но для разных экспериментальных условий — стандартные образцы на одноосное растяжение и крестообразные образцы на двухосное растяжение может приводить к погрешностям в оценке роли второй компоненты нагружения

Приближение к указанной критической частоте (iff нагружения по мере ее возрастания сопровождается противоположными процессами по своему влиянию на рост трещин. С возрастанием частоты материал не успевает в полной мере релакси-ровать поступающую энергию к кончику трещины за счет процессов пластической деформации в связи с приближением к скорости движения дислокаций и избыток поступающей энергии будет релак-сирован за счет создания свободной поверхности квазихрупко. Движение трещины в момент ее скачкообразного подрастания в цикле нагружения не будет заторможено за счет пластической релаксации, и поэтому ее скорость будет близка к скорости распространения статической, хрупкой трещины при монотонном растяжении материала. Следует ожидать влияние на скорость роста трещины охрупчивания материала из-за резкого снижения возможности пластической релаксации поступающей энергии по мере нарастания частоты нагружения в две стадии. Первоначально возрастание частоты нагружения приводит к снижению размера зоны пластической деформации при прочих равных условиях, что и объясняет основной эффект ее влияния на снижение скорости роста трещины [1]. Результаты выполненных испытаний жаропрочного сплава In 718 на образцах толщиной 11 мм при нагреве до температуры 923 К и асимметрии цикла 0,1 приведены на рис. 7.1. Чередование частот приложения нагрузки приводит к тому, что взаимное влияние условий роста трещины при плоской деформации и плосконапряженном состоянии снижает скорость роста трещины при низкой частоте нагружения по сравнению с монотонным процессом неизменно низкочастотного нагружения.

Малоцикловые испытания проведены на машине Инстрон, а многоцикловое нагружение осуществлено на стенде ЦДМ-10ПУ. Результаты выполненных испытаний образцов представлены в табл. 10.4.

Интересным результатом выполненных испытаний является снижение вязкости разрушения почти на 20 % у нагретых образцов по сравнению с образцами, разрушенными при комнатной температуре. Этот факт не может быть связан с погрешностями эксперимента. Плотность величин вязкости разрушения указывает на высокую стабильность свойств материала диска. Поэтому явное снижение вязкости разрушения при увеличении температуры испытания свидетельствует об особенностях реакции материала на его нагружение, а не является результатом нестабильности проведенных испытаний от образца к образцу.

Итак, важно подчеркнуть, что при нагреве материала в интервале температур 20-400 °С имеет место снижение вязкости разрушения материала ЭИ-698. Минимальная величина вязкости разрушения из всех выполненных испытаний соответствует 219 кг/мм3/2 при нагреве толстого образца на 400 °С.

Благодаря высокой чистоте механической обработки боковых граней образцов трещины усталости при испытаниях зарождались на прокатной поверхности металла. Это дало возможность получить данные, отвечающие условиям разрушения металла в реальных конструкциях. Результаты выполненных испытаний показаны на рис. 1. Сопоставление сопротивления усталости толсто- и тонколистовой стали в многослойных пакетах не выявило преимуществ тонколистового металла. Долговечность монолитных и многослойных образцов при соответствующих уровнях напряжений оказалась практически одинаковой. Основные причины, обусловившие нивелирование сопротивления усталости толсто- и тонколистовой стали в пакетах, следует, по-видимому, связывать со статистической теорией усталостного разрушения [2], в соответствии с которой вероятность появления дефектов, определяющих сопротивляемость металла усталостным разрушениям, зависит не только от толщины металла, но и от абсолютных размеров образцов или элементов конструкций.

Качество и данные о свойствах материала полуфабриката при его использовании для изготовления деталей котлов и трубопроводов должны быть подтверждены сертификатом предприятия — изготовителя полуфабриката и соответствующей маркировкой. Сертификат должен содержать необходимые данные, по которым можно установить кто, когда и по какой НТД изготовил данный полуфабрикат, когда он был получен (или отправлен адресату), номер партии, а также плавки, если в НТД предусмотрен поплавочный контроль качества полуфабриката, номер заказа, так как в заказе могут быть обусловлены дополнительные требования, предусмотренные в НТД по соглашению сторон или по требованию заказчика, и результаты выполненных испытаний и контроля. Если в НТД на полуфабрикат предусмотрена термическая обработка или в соответствии с требованием заказчика проведение термообработки обусловлено в заказе, в сертификате должен быть указан режим термообработки, а если для данного полуфабриката допущено совмещение термообработки с процессом изготовления полуфабриката, то в сертификате должна быть указана температура окончания операции формообразования.

*В дальнейшем указанные графики-задания были скорректированы по результатам выполненных испытаний и расчетов.

Результаты выполненных испытаний позволили выявить фактические диапазоны изменения осевых зазоров в проточных частях

Одним из возможных методов оценки эксплуатационной надежности является установка опытных элементов в действующие промышленные установки или сооружение опытно-промышленных установок, воспроизводящих реальные условия работы. Для установок, ресурс работы которых сравнительно невелик, например для различного рода транспортных энергетических агрегатов (газовых турбин самолетов, реактивных двигателей и т. д.), такой метод вполне оправдан и его использование при достаточном числе испытаний позволяет получить обоснованные данные о эксплуатационном поведении материалов и сварных соединений. Для оценки же эксплуатационной надежности их в установках стационарного типа, например паросиловых агрегатов с ресурсом работы 105—2-Ю5 ч, требуется весьма длительное время работы стендов (10—20 лет), в результате чего получаемые данные теряют актуальность. Кроме того, мощности опытно-промышленных установок такого типа обычно меньше промышленных, что ведет к уменьшению диаметра и толщины стенок паропроводов и Других деталей стендов и таким образом к отступлениям от натурных условий. Поэтому результаты выполненных испытаний зачастую не отражают работу подобных узлов в действующих установках,