Inoslav Rak, dipl. inž., Metalna Maribor
DK: 669.14.018.292 ASM/SLA: AYn, k9
Problematika varjenja
poboljšanega konstrukcijskega jekla tipa N-A-XTRA v težkih konstrukcijah!
Med poboljšana dobro variva jekla štejemo visoko trdnostna jekla z omejeno vsebnostjo C, dobro žilavostjo in istočasno visoko mejo plastičnosti, ki ni dosežena samo s kemično sestavo, temveč v glavnem s poboljšanjem po valjanju.
Zaradi visokih mehanskih lastnosti omogočajo taka jekla lažje in cenejše konstrukcije, s tehnološke strani pa prinašajo več problematike kot visoko trdnostna normalizirana jekla.
K varjenju poboljšanih jekel, se lahko pristopi šele po dobrem poznavanju celotnega spektra strokovne literature, po do podrobnosti izdelani varilni tehnologiji, po do podrobnosti preverjeni usklajenosti varilne opreme z delovno ekipo in po zagarantirani disciplini delovne ekipe do tako zahtevnega varjenja, kajti že večje vremenske spremembe lahko privedejo do večjih motenj in napak.
Jeklo tipa N-A-XTRA 70 je primerno za uporabo v vseh težkih varjenih konstrukcijah; uporabili smo ga pri varjenju težkega tlačnega cevovoda v debelinah od 11 do 27 mm.
Značilnosti jekla N-A-XTRA 70
Jeklo je izdelek Tyssnovega koncema in predstavlja v Evropi najbolj uporabljeno konstrukcijsko jeklo poboljšanega tipa za tlačne cevovode, mostove, tlačne posode za nizke temperature in ima naslednje karakteristike:
— izdelano je po Siemens-Martinovem postopku, poboljšano po vročem valjanju v napravi, ki
Tabela 1
jeklo kontinuirno segreva, kali z vodo ter popušča na določeno trdnost;
—	minimalne mehanske karakteristike so v smeri pravokotno na valjanje naslednje (1) — tabela 1
— za statično obremenjene konstrukcije (< 1000 nihajev) znaša varnostni faktor s = 1,8, kar velja za napetostno nežarjene konstrukcije. Za dinamično obremenjene konstrukcije (> 1000 nihajev) je S ~ 1,5, vendar ga je točneje potrebno določiti po posvetu med izdelovalcem pločevine, naročnikom in nadzornim organom. Diagram št. 1 (2) prikazuje za N-A-XTRA 70 trajno utripno trdnost pri 2xl06 nihajih.
Če primerjamo vrednosti x, ki so vnesene v diagram št. 1 s tistimi za normalizirana jekla, opazimo, da N-A-XTRA 70 prenese pri 103— 104 nihajih dvojno višino trajne utripne vrednosti kot pa jeklo St 52.3 (3). Pri povišanju nihajev in v primeru da je x negativen, pa ta vrednost pada in se vrednosti trajne utripne trdnosti obeh jekel izenačujejo in tako pri jeklu N-A-XTRA 70, glede na normalizirana visokotrdnostna jekla pri dinamičnih obremenitvah pridobimo le malo.
—	Z dopustno napetostjo pri izračunu neke konstrukcije reguliramo, da ne pride do nasilne porušitve, plastične deformacije ali utrujenostne-ga loma, tako dolgo dokler ta napetost ni prekoračena. Pri teh varnostnih ukrepih pa ni vzeta v obzir lastnost kubičnega prostorsko centriranega a Fe, da se z znižanjem temperature njegova deforma-bilnost skokoma spreminja in je pri določeni temperaturi pri napetostih, ki so daleč pod mejo
Oznaka	<rs kpm/mm2 trB kpm/mm2 os %	%	Žilavost — V zareza kpm/cm2
N-A-XTRA 70	70 80—95 16	55	5 pri 0°C 4 pri — 20° C 3,5 pri —40° C
Kem. analiza:	0,20 % C, 0,50—0,90 % Si, 0,70—1,10 % Mn 0,04 % P, 0,04 % S, 0,60—1,00 % Cr 0,20—0,60 % Mo, 0,08—0,12 % Zr		
Tabela št. 1 Mehanske karakteristike jekla N-A-XTRA 70
n
plastičnosti oziroma dopustno napetostjo in se sproščajo kot krhki lomi in to kar je za krhke lome značilno pred makroskopsko deformacijo (2).
—	Zato so uvedeni kriteriji, s katerimi lahko za vsako jeklo napovemo, pri kateri prehodni temperaturi, žilav lom prehaja v krhkega. Temperatura obratovanja konstrukcije mora biti v vsakem primeru nad to kritično temperaturo.
—	Za ocenitev sigurnosti konstrukcije konven-cionalni preizkus na žilavostnih skuskih (žilavostni preizkus je svojo uporabo popolnoma opravičil za določanje lastne žilavosti jekla oziroma za kontrolo kvalitete in kontrolo metalurških lastnosti in vplivov kot so kemična analiza, toplotna obdelava, hladna predelava itd.) ne zadošča (4) in je potrebno uporabiti take metode, pri katerih lahko bolje zasledujemo in določujemo temperature, pri katerih nastopajo razpoke in na drugi strani sposobnost jekla, da take razpoke zadrži. Pri tem je potrebno upoštevati še to, da z znanstvenega stališča neka metoda ni zadovoljiva, kadar s kompromisom določimo prehodno temperaturo (kot npr. T pri 3,5 kpm/cm2), oziroma is številčno vrednostjo delo, ki ga porabimo pri neki temperaturi da dobimo npr. 50 % mat ali 50 % kristalinega preloma. Metoda je šele takrat ekzaktna, kadar določimo prehodno temperaturo na podlagi spremembe važne
Tabela 2
Metoda	Oblika preizkušanca	Kriterij	Prehodna temperatura		
			Jeklo	Zvar	Prehodna cona
1	2	3	4	5	6
Zilavostna proba	V	zareza — nestarano stanje V	zareza — starano stanje	t 3,5 t 3,5	—	75 do — 120 —	40 do — 80	— 60	— 45
Kohaerazie proba	Ko (r < 0,005) Bo (r < 0,005)	tlko tlb0	—	40 do — 60 —	80 do —110	— 50	— 30
Navarilni preizkus	450 X 200 X 30 mm		do —20 < 110" žilav lom		
Drop weight test	P 2	NDT	— 50 do — 80	— 75	— 35
Robertson test	260 x 350 X 30 mm	cat	— 50 do — 60	— 55	— 35
Drop weight tear - test	r < 0,005 mm	Ta	— 35 do —50		
Ostri upogibni preizkus	r < 0,005 mm	Ti	— 80 do —110	— 80	
Zarezni natezni preizkus	r == 0,1 mm	Ti	— 80 do — 90	— 80	
Tabela št. 2
Pregled prehodnih temperatur za jeklo, zvar in prehodno cono jekla N-A-XTRA 70 po različnih kriterijih določanja
krhkega loma
A -jeklo z valjčno kožico D-neobdelani sočelni zvar C-neobdelani dvojni kotni zvar
LD° £
.80
Š60
<0 o
S.40
C
c
K01
N
20
\	x=o	X -025	/ J£=ff	/ ac=c	/5 x=	
p-o	25		A/-			
\	s\		/O/		•£5 Jc •t	
iiz-1			¥		trdnost	
					.e 5	
-20 0 20 t,0 60 80 Spodnja napetost (kp/mn$) -&u
Diagram št. 1
Trajna utripna trdnost jekla N A-XTRA 70 pri 2 X 10« nihajih
smiselne fizikalne veličine (npr. kadar se lomna napetost skokoma menja v ozkem temperaturnem področju). Take metode so Drop weight test, Ro-bertson test, Double tension test itd.
V tabeli 2 so navedene prehodne temperature po različnih kriterijih za jeklo N-A-XTRA70.
Do tako velikega števila metod (navedene so le nekatere), je prišlo zaradi različnih pogojev, ki pri obremenitvah različnih konstrukcij nastopajo. Dosedanja spoznanja (4) prikazujejo, da lahko primerjamo med seboj rezultate metod za ugotavljanje krhkega loma, samo takrat, kadar so obremenilni pogoji (temperatura, napetostno stanje, hitrost obremenitve) primerjalni. Tako npr. ne moremo med seboj primerjati rezultate, ki jih dobimo z metodami, ki ponazarjajo obnašanje materiala v času nastopa razpoke z rezultati metod, ki ponazarjajo obnašanje materiala v času razširjanja razpok oziroma ujetja teh (ne moremo npr. primerjati prehodno temperaturo T35 dobljeno s porušitvijo žilavostnih skuskov, s prehodno temperaturo NDT dobljeno z Drop vveight testom).
Kot režime tega razglabljanja, je ugotovitev, da je za določitev najnižje obratovalne temperature neke konstrukcije (s tem izbira osnovnega in dodaj nega materiala) potrebno uporabiti velike preizkuse (Large—Scale—Tests kot je npr. Izotermni Robertson test za dinamične obremenitve in veliki zarezni preizkus za statične obremenitve).
Preiskave pred začetkom varjenja.
Uporabnost nekega visokotrdnostnega jekla, moramo ocenjevati kompleksno in to predvsem s stališča možnih vzrokov, ki lahko privedejo do porušitve konstrukcije (5):
—	slaba izvedba projekta konstrukcije;
—	anizotropnost kvalitete materiala;
—	slaba izvedba v delavnici;
—	spremembe v konstrukciji v času njene uporabe.
Najvažnejši faktorji, ki lahko privedejo konstrukcijo do porušitve in izvirajo iz gornjih okvirnih postavk pa so:
—	termični ciklus v času operacije varjenja;
—	napetostni nivo in porazdelitev napetosti;
—	vsebnost vodika v zvaru;
—	debelina zavarjenega materiala;
—	neenakomernosti različnih stopenj, ki se pojavijo v času izdelave in po njej;
—	naraščanje napak v času uporabe konstrukcije;
—	naraščanje krhkosti zavarjenega materiala, staranje, hladna deformacija itd.;
—	oblika obremenitve — statična ali dinamična.
Preizkusi, katere pri današnjem stanju tehnike lahko izvedemo in ki navedene faktorje zajemajo,
so izbrani tako, da ponazarjajo pojave, ki izhajajo iz časa varjenja ali dejanske uporabe konstrukcije. Klasificiramo jih glede na področje zajemanja, ki so naslednja:
—	razpokljivost v hladnem (Cold cracking)
—	razpokljivost v vročem (Hot cracking)
—	lamelama iztrgljivost (Lamellar Tearing)
—	pojav krhkega loma pod statičnimi ali dinamičnimi pogoji (Brittle fracture initation)
—	razširjanje krhkega loma in sposobnost ujetja (Arrest properties).
S temi področji so podani fenomeni, ki lahko nastopajo. Izdelovalec konstrukcije pa na osnovi njih lahko presodi, kateri od fenomenov se mu pri izdelavi lahko pojavlja ali celo več skupaj.
V nadaljevanju smo izvedli preiskave, s katerimi smo skušali za naš primer čimbolje zajeti zgornja priporočila IIW, s tem določiti nivo zahtevnosti projekta glede na uporabljeni osnovni material in na osnovi preiskav izdelati celotno varilno tehnologijo, brez katere si uspešnega varjenja ne moremo zamisliti.
Za določitev maksimalne trdote, ki lahko v prehodni coni nastopa, za določitev temperature pred-grevanja pri varjenju, za določitev hladne razpok-ljivosti in ocenitev toplotne razpokljivosti zvara, je bila uporabljena pločevina 22 mm z naslednjimi fizikalnimi karakteristikami — tabela 3:
Tabela 3
Šaržna št.	crs kpm/mm2 <xB kpm/mm2 5S %	žilavost, DVM zareza 0° C, kpm/cm2
136712	74,9 84,0 18	14,6
		15,1
		15,0
Kem. analiza:	0,17 % C, 0,66 % Si, 0,85 % Mn, 0,020 % P, 0,016 % S, 0,034 % Al, 0,76 % Cr, 0,35 °/o Mo	
Tabela St. 3
Mehanske karakteristike jekla N-A-XTRA 70 za šaržo 136712
1. Določitev maksimalne trdote
Uporabljena je bila metoda »in situ« (6,7) pri kateri so bili valjčki 0 10 mm različne dolžine, vtaknjeni v izvrtino pločevine iste debeline kot je dolžina valjčka in preko katerega se je nava-rilo varek z varilnimi parametri 170 A, 25 V, 150 mm/min, z bazično elektrodo, ki je bila posušena pri 300° C v trajanju 2h. Na iztisnjenih valjčkih so bili izvedeni metalografski skuski. Slika 1 prikazuje presek obeh valjčkov in sicer 0 10 mm v dolžini 12,5 in 25 mm.
Slika št. 1
Metalografski presek valjčkov, izvedenih po metodi »IN SITU«
V sredini pod varkom so bile izmerjene trdote, v smeri proti osnovnemu materialu, kar prikazuje diagram 2. Maksimalna izmerjena trdota je znašala 487 HV.
12,5 mm je izvedena slika 2, na valjčku dolžine 25 mm pa slika 3.
Iz navedenega je razvidno, da imamo v obeh ekstremnih primerih ohlajevanja približno enako trdoto, struktura je v obeh martenzitna, razlika je le v velikosti martenzitnih zrn.
Nujnost pojave nizkoogljičnega martenzita pri poboljšanih jeklih, zahteva zaradi neobičajnosti obširnejšo razlago (10). Pri višje trdnostnih nor-maliziranih jeklih, dobimo pri preveliki hitrosti ohlajenja v prehodni coni v področju, ki je bilo segreto nad AC3 točko, višjeogljični martenzit (nizkoogljični martenzit ne dobimo, ker je jeklo prenizko legirano in so ohlajevalne hitrosti za nastanek, prenizke), ki je krhek in se zato pri nor-
Metalografski posnetek strukture pod temenskim zvarkom valjčka, dolžine 12,5 mm, povečava 100 X
Slika št. 3
Metalografski posnetek strukture pod temenskim zvarkom valjčka, dolžine 25 mm, povečava 100 X
Slika št. 2
HV 200g
— valjček 25 mm —valjček 10 mm
n	Diagram št. 2
Potek trdote, izmerjene na obeh valjčkih
Izračun trdote (8, 9) nam podaja naslednjo vrednost; po nekem kriteriju IIW, je maksimalna trdota:
Hmax = (666 X Ceq + 40) ± 40 = 420 ± 40; velja za trdoto H V 10 kg
Mn Si Ni Cr Mo
V
. +ir=0'57
V sredini tik pod varkom sta izvedena tudi metalografska posnetka; na valjčku dolžine
maliziranih jeklih poslužujemo predgrevanja predvsem zato, da preprečimo tvorbo martenzita — zaželjene so vmesne strukture, ki imajo dobro žilavost. Obratno pa je pri poboljšanih jeklih, kjer že pri normalnem varjenju ohlajevalne hitrosti omogočajo nastop nizkoogljičnega martenzita, zato ker so kritične ohlajevalne hitrosti za takšno sestavo jekla mnogo nižje, od tistih pri normalizi-ranih jeklih. Metalurško gledano so krivulje TTT diagrama pri poboljšanih jeklih pomaknjene bolj na desno kot pri normaliziranih.
Iz diagrama št. 3 opazimo primerjavo med žila-vostjo martenzita z nizkim in višjim procentom
ak- V zareza (kpm/cm2) 10 9 8 7 6 5 4 3 2 1 0
0
							
							
						021%C	
						____	
				y •» ' *		017 %(.	
			**				
							
	___						
							
		—	-—- 1				
■80 -60 -iO
■20
20 40 ('C J
Diagram št. 3
Primerjava žilavosti med jeklom z nizkim in visokim °/o C v martenzitu pri različnih temperaturah
0 -20
iP
Varilni parametri
U=25V
J=500A
v=50cm/ .
'mm
E=15KJ/
50 100 J50 200 De/ovna temp. (°C)
Diagram št. 4
Odvisnost prehodne temperature od delovne temperature pri varjenju
O
0
1 <b
OJ C
S
-C
I
Vdl E	mi U	-P* J	i ai v
10	25	250	37
20	25	500	37
30	25	750	37
10 20 30 Dovedena toplota <KJ/cm)
Diagram št. 5
Odvisnost prehodne temperature od vnešene toplote pri varjenju

o.
8 &
0) ■g
£
<L>
<t
Čas ohlajevanja &to (s)
75
Diagram št. 6
Odvisnost prehodne temperature od ohlajevalnega časa po varjenju
C (10). Martenzit s ca 0,20 °/o C ima prehodno temperaturo med —50 do —70° C, medtem ko martenzit z 0,4 % C prikazuje prehodno temperaturo nad + 50° C.
Ce se sedaj povrnemo k jeklu N-A-XTRA 70, bomo zaradi naštetih trditev stremeli, da pri varjenju v vsakem primeru ustvarimo takšne pogoje, da bo vedno nastopil nizkoogljični martenzit.
Ker je Ms točka za tvorbo martenzita pri tem jeklu šele nad 500° C, moramo te pogoje pri ohlajevanju osigurati v intervalu med 800—500° C, kar časovno znaša ca. 14—18 sek. Po sliki 2 in 3 lahko sklepamo, da so bili ti pogoji v obeh primerih izpolnjeni, razlika je le v velikosti zrn. Torej lahko trdimo, da čim manjša so martenzitna zrna oziroma čim višja je hitrost ohlajevanja, tem boljša je žilavost in nižja je prehodna temperatura, kar potrjujejo diagrami 4, 5, 6 (15), ki ponazarjajo žilavost v prehodni coni za N-A-XTRA 70 v odvisnosti od delovne temperature, vnešene energije in ohlajevalne hitrosti.
Kot bomo kasneje videli, ne smemo z nižanjem delovne temperature pretiravati.
2. Določitev količine H2 v zvaru
Količino H2 v zvaru izvedenem z elektrodo Tenacito 75 ročno obločno in v zvaru izvedenim s praškom OP 40 TT in žico Ni, Cr, Mo, 2,5 — UP avtomatsko pod praškom je bila določena po DIN 8572 z metodo ekstrakcije.
Elektroda je bila posušena pred določanjem H2 v zvaru pri 250° C 2h, varilni prašek pa pri 300° C 2h. Po 48h ekstrakcije, so bili za elektrodo Tenacito 75 v bireti komaj opazni sledovi H2, torej je H2 v zvaru pod 0,1 ccm/lOOgr zvara. V zvaru, ki je bil izveden avtomatsko pod praškom pa je znašala količina H2 1,1 ccm/100 gr zvara. S tem pa ni izključena možnost povišanja koncentracije H2 v zvarni talini pri praktičnem varjenju. Ta povišek je odvisen od atmosferskih pogojev, na katere so poboljšana jekla zelo občutljiva (14) — predvsem korenski varki.
Tudi prisotnost H2 v zvaru poboljšanih jekel, zahteva obširnejšo razlago. Moderna znanost (12, 13) pripisuje, da je vzrok za nastanek defektov, ki se pojavijo pri ohlajevanju pod 200° C ravno v nepravilnem izločanju H2. Navedeni pojav imenujemo hladno razpokljivost, ki se kaže v mikro kakor tudi v makro obliki. Pri tem pa je važna kritična količina H2 v zvaru in pa inkubacijska doba, po kateri se razpokljivost pojavlja.
Da se razpokljivosti zvarov, zaradi izločanja H2 izognemo, predhodno pločevino v okolici (100 mm na vsako stran zvarnega žleba) bodoče zavarjenega zvara predgrevamo, v težjih slučajih pa še zvar nato pogrevamo. Kakšen je efekt vsebnosti H2 v zvaru, je razvidno iz diagrama 7 (15) in velja za zvar N-A-XTRA 70.
Torej čim nižja je delovna temperatura in višja je vsebnost H2 v zvaru, tem nižja napetost je potrebna, da pride do pojava razpok. Navedena trditev je torej v nasprotju z diagrami 4, 5 in 6, ki veljajo za idealne pogoje, ko H2 ni prisoten v zvaru ali pa ko je delovanje H2 odpravljeno s
TRC-preizkus
Diagram št. 7
Kritična napetost, potrebna za tvorbo hladne razpokljivosti v odvisnosti od vsebnosti H, v zvaru
predgrevanjem na 200° C. Zato je nujno potrebno poznati vsebnost H2 v zvaru (izvesti preiskave v ambientu, v katerem se praktično vari) ter glede na to vrednost izbrati kompromis med njo, dovedeno toploto in temperaturo predgrevanja.
Ker preiskav v ambientu dejanskega varenja nismo mogli izvesti, smo preventivno predpisali, za kolikor možno zaščito zvarne taline pred povišano koncentracijo H2 naslednje omejitve:
—	prepoved varjenja, ko se temperatura okolice dvigne nad 30° C in relativna vlažnost nad 80%;
—	sušenje elektrod in praškov se mora vršiti pri temperaturi nad 300° C v času trajanja minimalno 2\ Posušene elektrode morajo biti vskladi-ščene pri temperaturi 150° C v prenosni peči na varilčevem delovnem mestu;
—	varilni prašek mora potovati direktno iz peči v avtomat;
—	ponovno sušenje elektrod in praška, se mora izvršiti, če so bili podvrženi delovanju atmosfere več kot 2h.
3. Fenomen hladne razpokljivosti
Hladna razpokljivost ali razpokljivost povzročena zaradi H2 (13) je tipična varilna napaka, ki se pojavlja v prehodni coni ali zvaru v času ohlajevanja. Razlikujemo podzvarne razpoke, ki se v prehodni coni razširjajo vzdolž zvara in korenske ter temenske razpoke, ki so lokalizirane na neena-komernosti zvara, katerih pojav je pospešen z efektom zareze.
Pri opazovanju nastajanja hladne razpokljivosti, moramo zasledovati pogoje ohlajevanja (višina vnešene toplote, oblika zvara, debelina pločevine), ki diktirajo nastop kalilnih struktur; vsebnost H2, ki prihaja pri varjenju v talino (obloga elektrod, praški, atmosfera, hidratne substance na površini zvarjenca) in napetosti, ki se pojavijo po varjenju v zvarnem spoju. Na kratko so napetosti naslednje: direktne napetosti zaradi krčenja po
ohlajevanju, napetosti zaradi premene iz y področja, indirektne vpetostne napetosti, ki izvirajo iz nezmožnosti razširjenja ali krčenja ter zunanje napetosti, ki izvirajo iz zaostalih napetosti posameznih konstrukcijskih elementov, iz lastne teže elementov, iz vpetostnih napetosti drugih spojev itd. Nastale napetosti se pri določenih pogojih lahko seštevajo in delujejo na povečanja krhkosti prehodne cone in zvara ter povzročijo dekohezij-sko razpokljivost predvsem v zadnjem stadiju ohlajevanja med 800 in 500° C, torej v področju pojavljanja martenzitne premene.
V primeru, da ima jeklo relativno visoki indeks zakaljivosti (presoja po Ceq, TTT diagramu, metodi »in situ«) nastopa nagnjenost k hladni razpok-ljivosti.
Zaradi tega je potrebno izločiti vpliv in dohod H2 k občutljivim strukturam v prehodni coni ali zvaru. To dosežemo s predgrevanjem in pogreva-njem ter ustrezno vmesno temperaturo, kar je odvisno od tipa jekla, njegove debeline in vnešene toplote. Pri pojavljanju hladne razpokljivosti, ni nujno, da so razpoke vidne na površini in da se pojavijo takoj po varjenju (s tem v zvezi nastopa problem defektoskopskega odkrivanja). Razpoke se v zvaru pojavijo v času do 20h po varjenju in se lahko ustavijo predno prodrejo na površino.
Izmed metod za določanje hladne razpokljivosti, smo se v okviru možnosti odločili za samo-vpetostni preizkus Tekken Test (17), ki je primeren za selekcijo varilnih metod, pri tem pa vplivajo na rezultat preizkusa parametri kot so: pred-grevanja, vnešena toplota in izbira elektrode. Diagram št. 8 prikazuje % hladne razpokljivosti pri različnih temperaturah predgrevanja. Preizkus je bil izveden na debelini pločevine = 22 mm s karakteristikami, ki so vpisane v tabeli 3 z ročno elektrodo 0 4 mm, varilni parametri so bili 170 A, 25 V,
170 mm/min. Nadalje je bil preizkus izvršen avtomatsko pod praškom z varilno žico 0 3 mm s parametri 420 A, 28 V, 450 mm/min.
Sliki 4 in 5 prikazujeta presek preko testnega zvara, izvedenega z ročno elektrodo. Testni zvar na sliki 4 je izveden pri + 20° C, na sliki 5 pa pri + 100° C. V primeru varjenja testnega preizkusa z ročno obločno elektrodo, se je hladna razpokljivost pojavila v prehodni coni (slika 4), kar je bilo tudi za pričakovati. Hladna razpokljivost v zvaru je v tem primeru bila odpravljena pri predgre-vanju nad 80° C.
Sliki 6 in 7 pa prikazujeta presek preko testnega zvara, izvedenega avtomatsko pod praškom. Testni zvar je na sliki 6 izveden pri + 90° C, na sliki 7pa pri + 110° C. V tem primeru se je nepričakovano pojavila razpokljivost v hladnem v zvaru (slika 6).
Detajlna analiza je podala naslednje zaključke: v primeru ko je bil testni zvar zaključen ročno, je zaradi nižje legiranosti zvara glede na osnovni ma-
I
m
Raz.=jf-*J00
Slika št. 4
Tekken test, izveden za ročno obločno varjenje brez predgrevanja, povečava 3 :1
40 60 80 100 120 Tem p. predgrevanja (°C)
Diagram št. 8
Odvisnost hladne razpokljivosti od \ temperature predgrevanja pri varjenju
Slika št. 5
Tekken test, izveden za ročno obločno varjenje s predgrevanjem na 100 "C, povečava 3 : 1
hv
Diagram št. 9
Potek trdote prečno preko zvarkov izvedenih po Tekken testu za ročno obločno in avtomatsko varjenje EPP
izkusi, ki kontrolirano lahko spreminjajo vpetost tekom preizkusa kot na primer TRC (Tensile re-straint cracking test) ali RRC (Rigit restraint cracking test), ki pa občutno presegajo okvir industrijskega laboratorija (13).
Slika št. 6
Tekken test, izveden za avtomatsko varjenje EPP s pred-grevanjem na 90 "C, povečava 3 :1
4. Določitev temperature predgrevanja in temperature med varki
S preizkusom na hladno razpokljivost, smo določili temperaturo predgrevanja, nad katero se ta ne pojavi več. Ker je hladna razpokljivost v glavnem odvisna od kemične analize pločevine ali zvara, vsebnosti H2 v zvaru in vpetosti po varjenju, se temperatura predgrevanja lahko dovolj točno določa z izrazom Ita in Bessya (18).
Slika št. 7
Tekken test, izveden za avtomatsko varjenje EPP s pred-grevanjem na 110 °C, povečava 3 : 1
terial, bila tendenca migracije H2 v smeri prehodne cone, kjer se zaradi vpetostnih napetosti in trdih struktur pojavijo posledice nepravilnega izločanja H2 kot hladne razpoke, ki pa so odpravljene z ustreznim nivojem predgrevanja. V primeru avtomatsko izvedenega varka, pa se je zaradi močno legirane varilne žice zvar tako nale-giral, da se je na eni strani znižala kritična ohla-jevalna hitrost in se je zvar zakalil, na drugi strani pa je tendenca po migraciji H2 v prehodno cono izravnana, posledica tega je ostajanje H2 v zvaru in že zaradi naštetih parametrov nastopi hladna razpokljivost v zvaru, ki je odpravljena prav tako z ustreznim nivojem predgrevanja. Diagram 9 prikazuje potek trdot za oba primera; razvidna je močna razlika v trdoti zvara, izvedenega ročno obločno in zvara izvedenega avtomatsko pod praškom.
Na koncu je poudariti, da samovpetostni preizkusi ne podajajo kvantitativnega vpliva vpetosti na hladno razpokljivost. Temu se približujejo pre-
ToC = 1440.PC — 392
Si Mn Cu Ni
Pe = C+ mT+-2T+ 20
Mo V	t H
+ l^ + 70-+5B + 600 +T0
Cr 20
+
t = debelina pločevine (mm)
H = difuzij ski H2 (cm3/100 g zvara)
Pc = 0,34 — za kemično analizo pločevine
Pc = 0,342 za kemično analizo zvara izvedenega
avtomatsko pod praškom (0,14 % C; 0,55 % Si;
0,57 % Mn; 1,57 % Ni; 0,88 % Cr; 0,44 % Mo).
Po tem izrazu izračunana minimalna temperatura predgrevanja znaša ca 79° C za ročno obločno varjenje in ca. 101° C za varjenje avtomatsko pod praškom. Za oba primera smo izbrali temperaturo predgrevanja 110° C s predpostavko, da debelina pločevine ne preseže 22 mm in da je vsebnost H2 pod 1,5 ccm/100 g zvara. Ta temperatura predgrevanja predstavlja spodnjo mejo pod katero se varjenje ne sme izvrševati.
Omenjeni izraz je nastal zaradi netočnosti določanja varivosti in temperature predgrevanja na osnovi Ceq in trdote v prehodni coni. Veljalo je

namreč načelo, da čim višji je Ccq in maksimalna trdota v prehodni coni, tem večja je možnost nastopa hladne razpokljivosti. Da je to mnenje nevzdržno dokazuje dejstvo, da jekla z enakim Ceq pri različnih debelinah in vsebnosti H2 v zvaru, kažejo različno nagnjenost k hladni razpokljivosti.
SATOH (19) je s sodelavci postavil nomograme za različne debeline pločevin, različne vnešene toplote in različne izraze Pw na osnovi katerih se lahko temperatura predgrevanja odčita. Diagram št. 10 prikazuje nomogram, ki je našemu primeru najbližji in v katerega so vnešeni naši podatki.
2400
2200
2000
1800
-s	1600 V)
1400
„<->	1200
M	1000
■g	800
S	600
u
»o
... 400
S 200

50
Vnesena topl.17KJ/cm, Širina predgrevanja, 2b=200			
Brez razpok /Razpoke		u:hitrost segrevanja ('C/s) h-25 - debelina plošče M--01 r	
■ ■ . Lfc ■ -		A' i m i / : 1 1 i.. . 1	1 ! i i iii
030 035 040
pw
50 100 /50 200 Temp. predgrevanja ('C )
Diagram št. 10
Nomogram za določanje predgrevanja pred varjenjem za
N-A-XTRA 70
Si Mn Cu
= C +--+--+ —
30 20 20
Ni Cr 60 +
Mo V	H 40 X 103
+-+-+ 5B +-+ -----
15 10	60 K
K = faktor vpetosti; pri y vpetostnem preizkusu
K	t
postane tretji faktor-^--in s tem Pw
40 x 103 600
enako P,.
5. Določitev zgornje in spodnje meje vnešene toplote
Dovedena toplota v zvar je odvisna od varilnih parametrov t. j. od napetosti, jakosti in hitrosti pomika. Pri tem je potrebno še upoštevati izkoristek, ki znaša pri varjenju pod praškom 0,9, pri ročnem obločnem varjenju pa 0,8.
Q =
U . I . 60
(Joule/cm)
Kot smo že spredaj omenili, moramo v prehodni coni zagotoviti takšne pogoje, da bomo v vsakem primeru dobili žilavi nizkoogljični martenzit. Če to ni primer, potem zaradi prevelike dovedene toplote, dobimo v prehodni coni krhki martenzit z visoko prehodno temperaturo, v slučaju prenizke
dvo dimen, ohlajevanje
20


ru
o. o
15
<v C Qj "O <u
o
10
T0:7S°C
To=100°C
T0-125°C
To:150°C
T0=175°C
tri dimenzionalno
ohlajevanje
i
i
f Kriterij: Žilavost V
preh. coni V-zareza
3'5 kpm, 2 pri -40°C 'cm
10 20 30 40 50 60 Debelina pločevine (mm)
Diagram št. 11
Dovedena toplota v odvisnosti od debeline pločevine; razmejitev med dvo- in trodimenzionalnim ohlajevanjem
dovedene toplote pa trde strukture, ki so občutljive že na zelo nizke količine H2 in to predvsem pri korenskih varkih.
Tyssen (11) je za jekla tipa N-A-XTRA izdelal diagrame, po katerih je glede na izbrano temperaturo predgrevanja možno določiti mejo zgornje in spodnje dovedene toplote, ki ustreza določeni debelini pločevine in zagotavlja ohlajevanje med 800 in 500° C v času 14—18 sek., kar daje duktilen in žilav martenzit z zelo nizko prehodno temperaturo. Diagram št. 11 prikazuje področje maksimalno dovedene toplote za naš primer.
Glede na dovedeno toploto, se morajo izbrati ustrezni parametri, ki se nastavijo na varilnem stroju. Iz diagrama je razvidno, da je potrebno biti posebno previden pri debelinah pod 22 mm, kjer je ohlajevanje v pločevinah dvodimenzionalno, torej počasneje in se morajo uvajati znatno nižje toplote, da ohranimo ohlajevalni kriterij. Nadalje je razvidno, da vnešena toplota pri debelini 20 mm naj ne presega 22.000 J/cm. Za naš primer smo si določili področje vnešene toplote, pri temperaturi predgrevanja in temperaturi med varki 110° C v območju 15.000—21.000 J/cm.
6. Ocenitev zvara na razpokljivost v vročem
Za ugotavljanje tega fenomena, ki se pojavlja v vročem t. j. v področju strjevanja zvara, smo uporabili Schnadtov Fisco test (17). Eutektik Fe — FeS ima tališče pri 988° C in je glavni povzročitelj
toplotnih razpok. Od vrste elektrode pa je odvisno koliko je v stanju FeS in druge nekovinske vključke iz zvara odžlindrati in zagotoviti odpornost proti razpokljivosti v vročem. Razpokljivost v vročem je nato izhodišče za razpokljivost v hladnem in moramo glede na to dodaj ni material klasificirati. Varjenje na preizkušancu, je potekalo z razmakom: 1, 2, 3 in 4 mm.
a = razmak v korenu fa= razpok. v vročem % fc razpok, v hladnem %				N-A-XTRA 70 d=22mm	Oblika utora
				Sestava: 017C, 066Si, 0B5Mn, 0020P 0016 S, 0034 Al, 076Cr, 035Mo	rfS
Elektroda	a	'a	fh		
Tenacito 75	l	0	0	56 53 51 57 mm 1 1 1 1 1	
	2	0	0	60 40 46 45 mm 1 1 1 1 1	
-	3	0	0	53 52 57 57 mm 1 1 1 1 1	
	4	10	0	53 53 50 51 mm 1 ti 1 1 21	
razpokljivost v vročem					
Tabela št. 4
Rezultati Fisco testa za ročno obločno varjenje
Tabela 4 prikazuje % razpokljivosti v vročem in hladnem pri različnih razmakih v utornem žlebu za elektrodo Tenacito 75. Kot je razvidno, je elektroda zelo odporna proti toplotni razpokljivosti, hladna razpokljivost pa se v nobenem primeru ni pojavila.
Nasprotno pa tabela 5 prikazuje, da je kombinacija praška OP 40 TT z varilno žico NiCrMo 2,5 UP bolj občutljiva na razpokljivost v toplem. 2e pri stiku brez razmaka v korenu, je nastal določen % razpokljivosti v vročem, ki je potem bil neposreden inicijal za razpokljivost v hladnem. Varjenje s takim dodajnim materialom torej zahteva zelo pazljivo izdelano tehnologijo, ker lahko to kombinacijo označimo kot občutljivo na razpokljivost v vročem in hladnem, kar je bilo opazno že po diagramu 8.
IIW (5) je uvedel pojem toplotne razpokljivosti v prehodni coni ali likvacijsko razpokljivost. Za-
a: raz mak v korenu f£razpok. v vročem % f^ razpok. v hladnem %				N-A-XTRA 70 d=22 m m \ Oblika utora	
				Sestava: 017C, 066Si 0'B5Mn, 0 025P 0016S, 0034AI, 0'76Cr, 035Mo	rTn
Elektroda	a	fa	fh		4U
CrNiMo-ZSUP OP40TT	0	35'6	924	75 165 24 385	
				109 534 54 mm	
	0"5	2T0	970	132 15 5 5 7/M//jrm/////M/m/////m i 508 57 51 mm	
-	1	232	100	IS 15 136 F". L: .. .. . , 1 'i!' 1 70 70 58 mm	
■■ razpokljivost v vročem 777Mi razpokljivost v hladnem					
Taibela št. 5
Rezultati Fisco testa za avtomatsko varjenje EPP
radi dovedene toplote, se na mejah y zrn pojavi penetracija (ovlaženje zrn) nizko taljivih faz. Ko se Y zrna ohlajajo, so postopoma podvržena plastični deformaciji, zaradi naraščanja nateznih napetosti, ki izvirajo iz krčenja. Ker je film nizko taljivih komponent tanek in je njegov odpor proti plastični deformaciji nizek glede na tistega, ki ga nudijo y zrna, nima možnosti, da deformacijo absorbira — posledica je razpoka. Navedena napaka lahko prav tako služi kot inicijal za hladno razpokljivost in sprožitev krhkega loma, zato jo omejujemo s pravilno izbiro osnovnega in dodajnega materiala (nizek P in S, C in Si omejena). V našem primeru nagnjenosti k likvacijski razpokljivosti v prehodni coni, nismo opazili.
7. Ocenitev nagnjenosti zvara in prehodne cone napram krhkosti ter razširjanje krhkega loma
Nagnjenost h krhkemu lomu (20) (Brittle frac-ture initiation) je v neki strukturi določena v trenutku, ko so doseženi kritični pogoji (nezmožnost deformacije materiala) na koncu neke prisotne zareze ali kvazi razpoke. Pri tem je potrebno poudariti, da se katerikoli lom vedno prične na ne-zveznosti v strukturi, ki praktično deluje kot zareza.
Na razširjanje krhkega loma imajo vpliv naslednji faktorji: temperatura, efekt debeline, vrsta mikro strukture kakor tudi velikost zrn, efekt staranja itd. Vsi navedeni faktorji zmanjšujejo področje okoli zareze, ki se še lahko plastično deformira. Predvsem pa prisotnost napetostnega polja, zareza in nizka lastna žilavost materiala istočasno, dajejo tipično nagnjenost h krhkemu lomu. V zvarih je področje zvara in prehodne cone nagnjeno k razširjanju krhkega loma predvsem zaradi:
—	zunanje obtežbe;
—	varilnih zaostalih napetosti;
—	geometrijskih zarez;
—	napak varjenja;	)
—	pokljivosti v prehodni	I efekt zareze coni in zvaru; '
Praktični pomen določanja nagnjenosti h krhkemu lomu na preizkušancih je, reproducirati kolikor se da mogoče razmere, ki vladajo v korenu najbolj možnih prisotnih napak. Pri tem so rezultati preiskav po navadi izraženi s prehodno temperaturo (Transition temperature) tj. tisto temperaturo, ki jo podaja razlika med nizko in visoko zmožnostjo plastične deformacije. Preizkuse delimo v statične (Wide plate test, COD test, Linear elastic fracture test itd.) in dinamične (Drop weight test, Niblink test, Linear elastic fracture Mechanics test).
Ker je v našem primeru dinamična obremenitev v računu vzeta ca* = 0,8—0,9 smo se odločili za ocenitev nagnjenosti krhkega loma zvara in pre-
hodne cone po Drop weight testu — ASTM E 208 — 66 (21) in Pellinijevi teoriji (3, 22) napovedovanja krhkega loma. Aparaturo prikazuje slika 8.
Slika št. 8
Aparatura za določanje prehodne temperature po metodi Drop Weight test — P 3
Po Pelliniju je NDT (Nil. Ductility Transition) temperatura tista temperatura, pri kateri preizku-šanec še ravno krhko poči. V Pellinijevem diagramu 12, ki je razdeljen v tri polja znaša razlika med NDT in CAT ca. 33° C.
NDT-Nil Ductility Transition FTE- Fracture Transition El. FTP-Fracture Transition Pl.
I
								1			
Nas	anek	in	azšir	ia-					- r r ■		
nje	krhkt	•ga lo	mav		iirjan	e /	^ Dr	sni /	jm		
			Ar	)kegi	hrt	a					
											
						~~T~tt					
											
					/ca	T					
											
			NDT								
-30 -20 -10 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 TrObratovalna temp.-NDT (°C)
Diagram št. 12
Razmejitev med krhkim in duktilnim področjem lomov po Pelliniju
Ce torej leži delovna temperatura objekta ca. 30° C nad NDT, potem ni nevarnosti, da bi nastopili krhki lomi, če pa je diferenca večja od 30° C, potem so pa krhki lomi izključeni.
V našem primeru znaša najnižja delovna temperatura + 5° C; v diagramu 13 so vnešeni rezultati preiskav NDT za zvar in prehodno cono v primeru ročno obločnega in varjenja avtomatsko pod praškom.
Drop vveight Trst
X EPP zvar o E zvar • E prehodna
o>
£
m c o O
uietif o	
• zlom 1	
	NDT t-.....
-30
-60
-40 -20
Diagram št. 13 Rezultati preiskav po Drop Weight testu i prehodno cono
+20 (C>
P 3, za zvar in
Iz diagrama 13 je razvidno, da sta zvar in prehodna cona v primeru ročno obločnega varjenja z elektrodo Tenacito 75 neobčutljiva za pojavljanje krhkega loma, saj se potujoča razpoka ujame še pri —40° C. V primeru varjenja avtomatsko pod praškom z varilnim prahom OP 40 TT in varilno žico CrNiMo 2,5 - UP pa dobimo prehodno temperaturo za NDT pri — 25° C, kar nam, če ta podatek vnesemo v diagram 12, ravno še zagotavlja varnost proti nastopanju krhkega loma.
V zahtevnih in mejnih primerih kot je naš v primeru varjenja avtomatsko pod praškom, je potrebno poleg zgornje ugotovitve oceniti, kako bi se krhki lom razširjal, če bi nastopil in kakšna je možnost, da bi ga osnovni material, zvar ali prehodna cona ujeli (Arrest properties) (17). Krhki lom, ki se razširja, se ne ustavi, dokler:
—	se ne zniža napetostno polje;
—	se ne pojavi velika plastična deformacija: zaradi narastka temperature, znižanja debeline pločevine in dokler razpoka ne vstopi v bolj žilav material.
Praktična preiskava mora biti torej takšna, da določa temperaturo, nad katero se v preizkušancu in v dejanski konstrukciji ne razširjajo krhke razpoke. Dobljeno temperaturo imenujemo temperaturo ujetja (Arrest temperature). Med najbolj znanimi velikimi preizkusi (Large scale) so Robertson test, Double tension test, COD, Explosion bulge test itd.
Tabela 6
					Žilavost	
Elektroda	<7S kpm/mm2	o-B kpm/mm2	Ss °/0		V-zareza	Kemična analiza
					kpm/cm2	
Tenacito 75,	66 — 70	72 — 76	20 — 24'	14	pri + 20° C	0,07 C; 1,4 —1,6 Mn
				12	pri 0° C	0,55 — 0,65 Si; 0,2 —0,3 Cr;
				10	pri —20° C	1,7—1,9 Ni; 0,2 —0,3 Mo;
				8	pri —40° C	
				5	pri — 60° C	
NiCrMO 2,5-UP	65 — 70	78 — 82	18 — 21	13	pri + 20° C	0,05 — 0,07 C; 0,7 — 0,9 Mn;
+ OP 40 TT,				12	pri 0° C	0,15 — 0,30 Si; 0,40 — 0,60 Cr;
				11	pri — 20° C	2,2 — 2,5 Ni; 0,4 —0,6 Mo;
				10	pri — 40° C	
				8	pri — 60° C	
Za prašek in elektrodo velja sušenje pred uporabo pri 300 — 350° C 2— 4h.
Tabela št. 6
Mehanske lastnosti čistega zvara, izvedenega ročno obločno In avtomatsko EPP
Ker taki preizkusi občutno presegajo okvir industrijskega laboratorija, nismo mogli v tej smeri izvesti preiskav. Zadovoljili smo se s podatki, ki nam jih je v tej smeri podal proizvajalec pločevine.
LASTNOSTI DODAJNEGA MATERIALA
Pri varjenju jekla N-A-XTRA 70 smo uporabili za ročno varjenje visokobazično elektrodo Tena-cito 75, varilno žico NiCrMo 2,5 - UP in varilni prašek OP 40 TT za varjenje avtomatsko pod praškom po DIN-u 8557-8b536. V tabeli 6 je prikazana analiza čistega zvara.
VARJENJE NA PREIZKUSNEM VZORCU
Da bi preverila usklajenost pločevine kvalitete N-A-XTRA70 z dodajnim materialom za ročno in avtomatsko varjenje, sta bila zavarjena 2 preizkusna vzorca. Robovi za varjenje so bili po projektu določeni kot sledi:
Za avtomatsko varjenje
70°
tn
Predgrevanje 110°C, autornatsko EPP.
Temperatura, ki je navedena za predgrevanje je bila v enaki višini vzdrževanja med samim varjenjem. Po varjenju je sledilo pogrevanje 1—2h pri ca. 200° C. Iz preizkusnih vzorcev so bili izrezani preizkušanci za konvencionalne preiskave, ki so bile zahtevane po pogodbi in katerih rezultati so na tabeli 7
Za ročno varjenje
m <N
Predgrevanje 140 C, ročno - obločno var.
Način varenja	Saria	Oblika epruvete		5B"P/mm	Upogib D-4a	Žilavost, 0°C V-zareza-kpm/crj		
autornatsko	136322	c=a C3CD	752 74'0	eio 88 9	180°	112 102 102	175 S 200 168	>
ročno		dX3	-	810 831	m°	87 85 62	SI S 97 94	P
d^^H-natezni preizkus s paralel, boki CDC3-natezni preizkus z vdrtimi boki P-zareza v prehodni coni S-zareza v sredini zvara								
Tabela št. 7
Mehanske karakteristike zvara po preizkusnem varjenju
Oba makro posnetka — slika 9 in 10 prikazujeta prečni presek preko obeh zvarov. Na diagramu 14 so izmerjene trdote za oba primera.
HV 200g 5 00
Slika št. 9
Prečni presek preko zvara, izvedenega avtomatsko EPP
Slika št. 10
Prečni presek preko zvara, izvedenega ročno E
PROBLEMATIKA VARJENJA
Na osnovi sprednjih razglabljanj in preiskav, je bil določen tehnološki postopek dela pri varjenju cevovoda, ki je vseboavl vsa detajlna navodila, da bi se preprečile večje napake in da bi se varjenje odvijalo v ozko dovoljenem območju.
— Kljub vsej pazljivosti pa se zaradi različnih vzrokov predvsem v začetku varjenja pripetijo lahko spodrsljaji. Defektoskopija prvega zvara, ki je bil zavarjen v delavnici avtomatsko pod praškom, je prikazala prečne razpoke v zvaru, kar je razvidno iz radiograma na sliki 11, in ki na površini niso bile vidne.
Detajlna analiza tega primera je pokazala naslednje vzroke: Varjenje je bilo izvedeno ko je bila relativna vlaga zelo visoka, dodajni material ni bil posušen do zadovoljive mere in temperatura pred-grevanja je bila glede na vnešeno toploto prenizko izbrana. Posledica takega režima dela je bila ta, da je trdota zvara zaradi prehitrega ohlajevanja narastla na 350 — 390 HB. Zaradi višje legiranosti
i, 00
300
200
—	15mm, EPP —	- c—d, 25mm, E	
i i	v rv
-i '' / i , / l / ■ "'-f	' 235 H
	
t 2 3 4 5 6 1 2 3 4 5 6 7 (mm J
Diagram št. 14
Potek trdote, Izmerjene preko obeh prečnih presekov
zvara napram osnovnemu materialu — vsebnost Ni ca. 2,3, ki ima težnjo pomikanja AC3 točke proti nižjim temperaturam, je tendenca H2, da ostaja v zvaru in ne migrira v prehodno cono. Posledica tega so (istočasno so prisotni trije škodljivi faktorji: povišana trdota, povišana koncentracija H2 v zvaru, vpetostne napetosti (10), hladne prečne razpoke v zvaru, ki so vidne na radiogramu ali ugotovljene z ultrazvokom. Z možnostjo nastopa takega tipa napak v zvaru, nastaja problem ugotavljanja in lociranja hladnih razpok. Radiografska metoda je uspešna, dokler se fenomen pojavlja v makro obliki, postane pa neuporabna tj. na radiogramu fenomena ne moremo več zaznati, če je v mikro obliki. V takem primeru preostane samo ultrazvočna kontrola, ki pa zahteva posebno izvežbanost in natančnost pri justiranju in kasneje pri samem pregledu.
—	Na drugi strani pa preži nevarnost, ki pa jo z neporušeno defektoskopijo ne moremo odkriti in sicer kadar varimo pločevine tanjših debelin (< 20 mm). V takem primeru obstoja možnost prevelikega dovoda toplote, kar lahko prinese nepopravljive posledice. Zvar zaradi prepočasnega ohlajevanja ne more doseči predpisane trdnosti, prehodna cona v predelu, kjer nastopa martenzit, postane krhka in predel osnovnega materiala, ki je bil podvržen temperaturi, ki je nad temperaturo popuščanja in pod AQ pločevine, pa se razširi in seveda zmehča. Da omenjene negativne posledice vsaj lahko ugotavljamo, je potrebno, da se pri vsaki cevi zavarijo v podaljšku iztečni preizkušanci, na katerih se morajo izdelati trgalni, upogibni in žila-vostni preizkusi. Primarno pa je potrebno imeti točno in vestno kontrolo nad parametri varjenja in predgrevanja, ker vsako odstopanje v smeri povišanja dovedene energije privede do nepopravljivih posledic.
—	Napetostno žarenje zvarov pri tej kvaliteti ni priporočljivo in tudi ni bilo izvedeno. Preizkusi,
Slika št. 11
Prečni presek preko zvara, izvedenega ročno obločno
ki so bili izvedeni v tej smeri (2) to potrjujejo, saj po napetostnem žarjenju se mehanske lastnosti prehodne cone znižujejo. Kot primer naj navedemo, da znaša prehodna temperatura dobljena z Ro-bertsonovim testom (Large scale) za prehodno cono — 55° C, če napetostno žarjenje po varjenju ni izvršeno, dvigne pa se po napetostnem žarjenju na —35° C. Enako potrjujejo tudi žilavostni preizkus, Drop vveight test in Kohaerazie preizkus (Small scale).
— Za dosego popuščenih efektov in znižanje trdotnih konic v prehodni coni, ki jih povzročijo zadnji temenski varki in s tem zmanjšanje efekta zareze, ki na prehodu zvar — osnovni material vedno nastopajo, smo upoštevali tehnološki prijem (8) pravilnega zaključevanja varjenja na temenu zvara in to tako, da je zadnji varek izveden na sredini temena in tako termično vpliva na spodnje varke in njih prehodne cone.
ZAKLJUČEK
—	Da bi dosegli optimalne mehanske lastnosti zvara in prehodne cone je potrebno s preizkusi določiti kompromis med dovedeno toploto v zvar in temperaturo predgrevanja. Z drugimi besedami potrebno je dovesti tolikšno količino toplote, da se žilavost zvara in prehodne cone ne zniža, pri tem pa da ostane še jamstvo proti nastopanju hladne razpokljivosti.
—	Potrebno je izvršiti selekcijo dodaj nega materiala glede na razpokljivost v vročem in na likva-cijsko razpokljivost v prehodni coni.
—	Glede na delovno temperaturo, v kateri bo objekt obratoval in glede na vrsto obremenitve, kateri bo podvržen, je bistvene važnosti, da že pred pristopom k varjenju določimo njegovo prehodno temperaturo, nad katero se ne bodo pojavljali in razvijali krhki lomi. Poudariti je potrebno, da mora biti prehodna temperatura, (Large scale, Small scale), v vsakem primeru pod najnižjo delovno temperaturo objekta. Omenjeno velja za osnovni material, zvar in prehodno cono.
Pred pričetkom varjenja poboljšanega tipa jekla je v grobih obrisih potrebno upoštevati naslednje:
—	potrebno je določiti nivo dovedene toplote. Posebno je pri tem potrebno upoštevati prehod iz dvodimenzionalnega v trodimenzionalno ohlajevanje.
—	Glede na vsebnost H2 v zvaru, ki je izveden ročno obločno in avtomatsko pod praškom je potrebno določiti temperaturo predgrevanja, temperaturo med varki ter temperaturo pogrevanja.
Literatura
1.	Vd TUV — Vorlaufiges Werkstoffblatt 257/66 — Hoch-feste vergutete Sonderbaustahle HOAG N-A-XTRA55, 60, 65, 70.
2.	B. Miissgen, J. Degenkolbe: Erfahrungen mit wasserver-giiteten CiMoZr-legierten Baustahlen; Molybden — Dienst 70/71.
3.	T. Varga, W. Felix, W. Muller: Die Eigenschaften von Schweissverbindungen aus vergiiteten Baustahlen; Schweisstechnik Zurich 5/70.
4.	J. Degenkolbe: Vergleich von Sprodbruchpriifverfahren; Sonderdruck aus der Zeitschrift TU Bd 10/69.
5.	HW Document IX — 766-71: Ouestionnaire on the use of type testing for assesment of weldability and re-sistance to brittle fracture.
6.	H. Granjon, S. Debiez, R. Gaillard: Nove metode, rezultati in perspektive pri določanju varivosti jekel; predavanje na Zavodu za varjenje, Ljubljana 1967.
7.	J. Žvokelj: Presoja kaljivosti jekel pri varenju; Železarski zbornik 4/69.
8.	S. Anik: Hardness distribution in the heat affected zone of heat treated high strength steels; IIW document 11402-66.
9.	IIW Document IX-747-71: Some observation on vvel-dabilities of thick high strength steels and vvelding procedures applying to steel structures for civil engi-neering.
10.	J. Degenkolbe, B. Miissgen: Schweissen hochfester ver-giiteter Baustahle, Untersuchungen an Cr-Mo-Zr legier-ten Stahlen.
11.	Tyssen, Stranski institut fiir Metallurgie, Abteilung Werkstoffkunde, Schweisstechnik — 1971; Empfehlungen fiir das Schvveissen von N-A-XTRA.
12.	H. Kihara: Welding cracks and notch-toughness of heat-affected zone in high-strength steels; 1968 IIW HOUDREMONT LECTURE.
13.	Salkin: IIW Document IX-766-71: Type tests to asses the sensitivity to cold cracking.
14.	H. Oba, S. Susei, Y. Fujishiro: IIW Document IX-747-71: Some observation on weldabilities of thick high strength steels and welding procedures applying to steel structures for civil engineering.
15.	Degenkolbe, D. Uwer: Erfahrungen beim schvveissen vvasservergiiteter Stahle mit Streckgrenzen von 47 bis 90 kp/mm2.
Tyssen — Stranski Institut fiir Metalurgie, Abteilung werkstoffkunde — Schweisstechnik 71.
16.	H. Suzuki: On the use of high strength steels in Japan; IIW colloquium comission IX — Stockholm 71.
18.	Y. Ito, Bessyo: Weldability formula of high strength steels; IIW Document IX-576-68.
19.	K. Satoh: Determination of preheating conditions to avoid vveld cracking in steel constructions; IIW Document IX-730-71.
20.	Cepolina: Type tests to assess-sensitivity towards brittle fracture; IIW Document IX - 766-61/IXF-71 -20.
21.	ASTM E2 08-66T: Conducting drop-weight test to deter-mine Nil. — ductility transition temperature of feritic steels.
22.	W. E. Miiller: Druckrohrleitungen neuzeitlicher Wasser-kraftwerke; Springer Verlag Berlin, Heidelberg, New York, 1968.
ZUSAMMENFASSUNG
Im Artikel vverden die Probleme beim Schvveissen des vergiiteten Konstruktionsstahles des Types N-A-XTRA behandelt. Dieser vom Thyssen stammende Stahl ist fiir eine Druckrohrleitung von 2500 mm Durchmesser angevven-det worden. Probleme welche beim Schweissen eines solchen Stahles auftretten, sind hauptsachlich nicht von Stahltyp und von dem Stahlerzeuger abhangig, weil die nach bestimmten Kriterien gelosst werden miissen, welche fiir alle hochfesten Stahle gemeingiiltig sind. Wir sind der Meinung, dass ahnliche Probleme auch bei den einhei-mischen vergiiteten Stahlen, vvelche noch im Entvvicklungs-stadium sind, auftretten werden.
Die Betonung gilt den Schwierigkeiten mit welchen sich der Erzeuger der schvveren Konstruktionen bei der Ausvvahl des Schweisszusatzmateriales befassen muss, denn das Problem ist mit einem eimvandfrei erzeugtem Stahl, noch lange nicht gelost. Ausser der projektiven Ausfiihrung muss aus Sicherheitsgriinden noch die technologische Ausfiihrung der Konstruktion gevvahrleistet vverden. Bei der Ausfiihrung einer schweren Konstruktion konnen ver-schiedene Einflussfaktoren auftretten, vvelche bei der sta-tischen Berechnung nicht eingefasst oder vorgesehen vverden konnen. Die moderne Wissenschaft versucht in dieser Richtung mit verschiedenen Priifungsmethoden den Zustand, im welchen sich die Konstruktion spater befinden
vvird, so gut wie moglich zu ergreifen und auf Grund dieser Priifungen die Sicherheitsgrenzen der Konstruktion festzustellen, wenn diese vollbelastet wird.
Die Forschungsarbeit umfasst vor allem die Untersuchungen des Mechanismus der Entstehung und Aus-breitung des Sprodbruches und der Methoden mit denen das Auftretten und Ausbreiten des Sprodbruches voraus-gesagt vverden kann. Auf Grund solcher Vorschungser-gebnisse und Voraussagen vvird versucht die Konstruktion vor solchen Schadensfallen zu sichern. Schvvierigkeiten tretten auf bei der Ausvvahl der Methode fiir die Bestim-mung des Sprodbruches und anderer Methoden fiir die Bestimmung der Schvveissbarkeit.
Unter den zahlreichen Kriterien von vvelchen jedes auf seine eigene Art die einzelnen Einfliisse (die nicht stan-dardisiert sind) zu einfassen versuchen, ist es schvver dieje-nigen auszusuchen, vvelche fiir eine bestimmte Konstruktion am besten geeignet sind.
Im Rahmen der Moglichkeiten, die uns zur Verfiigung stehen, versuchen vvir die richtigen Kriterien auszuvvahlen und auf deren Grund eine entsprechende Schvveisstechno-logie auszuarbeiten, vvelche auch im Falle einer nicht kon-trollierten Beanspruchung der Konstruktion eine noch geniigende Elastizitat gevvahrleisten wiirde, um die Moglich-keit eines Sprodbruches auszuschliesen.
Problems on weldability of N-A-XTRA tempered struc-tural steel are discussed in,the paper. This steel manu-factured by Thyssen Company vvas used for pressure pipeline of diameter 2500 mm because such high quality steel in greater amounts is not yet manufactured by do-mestic manufacturers. Problems in vvelding such steels are in general not dependant on the steel quality or manu-facturer because they are solved by criteria valid for ali high-strength steels. Similar problems vvill appear also vvith domestic tempered structural steels vvhich pro-ductions is being developed.
The intention vvas to shovv the difficulties in chosing correct vveldable material for heavy constructions because
SUMMARY
this problem is not solved only by the quality of manufactured steel. The safety of the construction must be guaranteed by the design and by the technological reali-zation. In constructing heavy constructions many factors appear vvhich cannot be included or foreseen in the sta-tistics. Modern science tries by various systems of tests to simulate the conditions under vvhich the construction vvill later operate and thus to find the guaranteed limit for a safe construction under full load. Research vvork is directed mainly to the mechanism of appearing and propagation of brittle fracture and to the methods used in forecasting the appearing and propagation of brittle fractures thus enabling us to prevent the construction
from such fracturing. Difficulties appear in chosing the best methods for determining brittle fracture and the me-thods for determining the weldability. Among various cri-teria which include single influences (parameters are not standardized) in specified ways, it is difficult to select the most suitable one for single constructions.
A trial in selection of the correct criteria was made according to the available possibilities, and a correspond-ing technology of vvelding vvhich will enable the ductility and elasticity of the construction also in the čase of un-controlled loads was designed, excluding the possibility of brittle fracturing.
3AKAKMEHHE
PaccMOTpeHbi npoČAeMbi CBapKH HHCTpyMeHTaAbTOH yAymuaeMOH CTaAH MapKH N-A-XTRA. 3ty MapKy CTaAH — H3AeA«e HeMeuKora kohuepha Thccch — ynoTpe6HAH AA5! h3r0t0baehna harhetateabhora Tpy6onpoBOAa 0 2.500 mm. 3tot copT CTaAH SAaroAapa CBoera Bbico-Kora KanecTBa np0H3B0AHTCfl b Hamen CTpane AHiiib b neSoAbuioM KOAHMeCTBe.
npH CBapilBaHHIO KOHCTpyKI^hh H3 3TOH CTaAH B03HHKai0T pa3Hbie npoGAeMbi KOTopbie He 3aBHCHTb TOAbKO ot npoavuehta h ot bha3 kohctpvkhhh h pa3pemaioTCH no onpeACAeHHbiM noKa3aTeA«M. 3th nOKa3aTeAH HMelOT ACHCTBHTeAbHOCTb AAH Bcex COpTOB CTaAH BbICOKOH bh3kocth. Mo>kho npeAnoAoraTb, mto noxoMca« npo6AeMaTHKa noAy-mhtch npH npOH3BOACTBe AOMaLLlHeH HHCTpyMeHTaAbHOH CTaAH aah YAyHiueHHH KOTopaa eme HaxoAHTca b HaMaAHOH CTaAHH pa3BHTH«.
TeHAeHUHH CTaTbH paCCMOTpeTb 3aTpyAHeHHH C KOTOpbIMH AOA->KeH C4HT3TCH npOAyUeHT KpynHbIX KOHCTpyKHHH npH BblSope CBa-poMHora MaTepHHAa (TaioKe Ao6aBOMHora), TaK KaK TOAbKO c Bbipa-čotkoh KaMecTBeHHOH CTaAH npo6AeM eme He 3aKOHMeH. riapaAAeAb-ho c rapaHTHen Ha HaAeaKHOCTb kohctpykuhh hto KacaeTca npoeKTH-poBaHHH Tpe6yeTCH 3arapaHTHpoBaTb TaK>Ke TexH0A0rH«4ecKyi0 nacTb BbinOAHeHHH. npH H3rOTOBAeHHH KpynHbIX KOHCTpyKHHH B03HHKaeT ueAbiii p«a npo6AeMQB oxBaTHTb K0T0pbix HeT bo3mo>khocth a TaK»ce
H npeABHAHTb B CTaTHCTHMeCKOM paCMCTe. npH nOMOUlH pa3AHMHbIX CHCTeMOB HCCAeAOBaHHH COBpeMCHHaJI HayKa CTpeMHTbCH OXBaTHTb cHTyaunio KOTopaa 6yAeTb npHMeHeHa no3>ke npn KpynHbix koh-CTpyKUHHX, H, Ha OCHOBaHHH KOTOpbIX M05KH0 6yAeTb OnpeAeAHTb AO K0T0pbix npeAeAax 3arapaHTHpoBaHa HaAe>KHOCTb KOHCTpyKUim npH noAHofi Harpy3KH. Tanoe hccaeAOBanne aoajkho TAaBHbiM o6pa-
30M OXBaTHTb MeX3HH3M B03HHKH0BCHHJ! H paCLHHpeHHfl XpynKOTa 113-AOMa; Heo6xOAHMO TaKJKe B3HTb BO BHHMaHHe MeTOAbI HCCAeAOBaHHfl Ha OCHOBaHHH KOTOpbIX MO>KHO npeAnOAOTaTb BCpOHTHOCTb nOJJBAeHH« h pacLHHpeHHH xpynKora H3AOMa. Na OCHOBaHHH noAyMeHHbix AaHHbix CTpeMHMCH npeAoxpaHHTb KOHCTpyKUHK) oa xpynKora H3AOMa. 3a-TpyAHeHHH B03HHK310T npH BblSope MCTOAOB OnpeACAeHHH CBapHBae-MOCTH. H3 CpaBHHTeAbHO SOAbLHOra MHCAa KpilTepHH, H3 KOTOpbIX Ka>KAbiH CTpeMHTCH no cbohmv oxB3THTb OTACAbHbie napaMeTpbi (npn MeM ohh He CTaHAapAH30BaHbi) npeACTaBAHeT 3aTpyAHeHHe b Bbi6ope caMbix n0AX0A«mHX aah onpeAeAeHHyK) kohctpvkhhio. B npeAeAax AonycKaeMOCTH, KOTopbie h3xoahtch b pacnopaMceHHH ueAb hccacao-B3HHH BblSpaTb npaBHAbHbie KpHTepHH H, Ha HX OCHOBaHHH BbipO-SoTaTb n0AX0AHHiyK) TexHOAornio CBapKH, KOTopaa TaK>Ke b CAynan HeK0HTp0AHp0BaHH0H Harpy3KH o6e3neqnTb AyKTHAbHOCTb h ynpyrocTb KOHCTpy KUHH, TaK M TO B03M0>KH0CTb XpynKOra H3AOMa HCKAlOMaeTCH.