【正文】 就會(huì)開裂。由于沖擊韌性值在一定溫度區(qū)間內(nèi)逐漸變化，所以，一般取對(duì)應(yīng)某一固定沖擊能量，例如40J時(shí)的溫度作為轉(zhuǎn)變溫度。從表中的數(shù)據(jù)和圖可以看出：所以的沖擊功都高于41J，但隨著溫度的改變其沖擊韌性也跟著變化。當(dāng)溫度在15℃以上時(shí)，09MnNiDR的沖擊韌性幾乎沒有多大的變化；而當(dāng)溫度低于15℃時(shí)，09MnNiDR焊縫的沖擊韌性迅速下降，但當(dāng)溫度低于30℃時(shí)，焊縫的沖擊韌性又有所緩慢的上升。而液化石油氣的溫度大概是在70℃左右，在此時(shí)09MnNiDR的沖擊韌性遠(yuǎn)高于41J，因此可用。 COD 試驗(yàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表4圖44所示。表45 COD試驗(yàn)結(jié)果溫度(℃)材料及方法裂紋位置COD(mm)平均值/最小值(mm)室溫厚板焊條電弧焊焊縫0焊縫15焊縫30焊縫HAZ區(qū)60焊縫HAZ區(qū)()()()注：表中括號(hào)內(nèi)的數(shù)據(jù)表示脆性失穩(wěn) COD 值，(即δu)，其余數(shù)據(jù)為最大載荷COD值，(即δm)。圖44 焊接接頭的COD值和沖擊功的關(guān)系試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析：線彈性斷裂力學(xué)成功地解決了某些高強(qiáng)材料的斷裂問題，而對(duì)于焊接結(jié)構(gòu)大量采用的中、低強(qiáng)度鋼來說，全面屈服斷裂力學(xué)應(yīng)用較為普遍。尤其是COD試驗(yàn)。COD試驗(yàn)是典型的開裂試驗(yàn)，它是在標(biāo)準(zhǔn)化的試件中部開好裂紋，試件放入試驗(yàn)機(jī)中，作為簡(jiǎn)支梁加載，在缺口兩邊預(yù)先粘帖好的刀口上，裝卡夾式引伸計(jì)，在加載過程中，自動(dòng)記錄載荷P和夾式引伸計(jì)所測(cè)得裂紋缺口尖端位移V的 PV 曲線，由缺口(裂紋)嘴部位移V可換算得裂紋尖端的張開位移。于是用多個(gè)試件或用監(jiān)測(cè)裂紋尖端開裂的儀器，可測(cè)得開裂時(shí)的位移或表面啟裂張開位移。焊接接頭的沖擊功與溫度的關(guān)系δI，簡(jiǎn)稱為COD值。它反映了材料在開裂前的塑性變形能力。由表35可以看出：09MnNiDR焊條電弧焊的抗開裂性能隨著溫度的降低而下降，溫度在30℃以上時(shí)，其COD值大致相同，而當(dāng)溫度低于30℃時(shí)，COD值急劇下降，在60℃達(dá)到最小值。09MnNiDR的焊接接頭的抗開裂性能的分布大致是：母材＞焊縫區(qū)＞熱影響區(qū)。 落錘試驗(yàn)落錘試驗(yàn)結(jié)果如表46所示。表46 落錘試驗(yàn)結(jié)果鋼種試驗(yàn)編號(hào)試驗(yàn)溫度試驗(yàn)結(jié)果09MnNiDR170斷裂260未斷裂375斷裂465未斷裂560未斷裂670未斷裂試驗(yàn)結(jié)果表明09MnNiDR的NDT大致等于70℃，滿足液化石油氣的要求。 09MnNiDR焊接接頭破壞性試驗(yàn)破壞性試驗(yàn)根據(jù)美國ASME Ⅸ標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定制備試件并進(jìn)行試驗(yàn),結(jié)果如表 47所示。我們通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)可知：09MnNiDR鋼焊接接頭的力學(xué)性能滿足低溫儲(chǔ)罐的工作要求。表47 焊接接頭力學(xué)實(shí)驗(yàn)結(jié)果焊接方法焊接材料接頭橫向拉伸接頭彎曲試驗(yàn)(d=4a)σb/MPa斷裂位置類型彎曲角斷裂長(zhǎng)度焊條電弧焊MKW707DR焊條528母材側(cè)彎180176。無裂531母材無裂525母材無裂 09MnNiDR焊接接頭金相及接頭硬度試驗(yàn) 09MnNiDR焊接接頭硬度試驗(yàn)硬度試驗(yàn)結(jié)果如表48所示。表48 09MnNiDR硬度試驗(yàn)數(shù)據(jù)鋼種焊接方法硬度值09MnNiDR焊條電弧焊位置1234567HV159210210210210183210位置891011121314HV161161201201215215201位置1516171819HV201161231231231試驗(yàn)結(jié)果分析：通過表48和圖413可知：1. 母材區(qū)位置為：16，其硬度值大致相同；2. 熱影響區(qū)位置為：1115，其硬度大致相同，；3. 焊縫區(qū)位置為：111119，其中1119為打底焊，硬度均為231；其余的為封面焊，其硬度值大致相同，；4. 通過對(duì)比可以知道09MnNiDR焊接接頭硬度分布大致為：打底焊＞封面焊＞熱影響區(qū)＞母材；這是由于焊縫金屬重結(jié)晶是晶粒粗大造成的，同時(shí)也會(huì)造成其脆韌性下降。 09MnNiDR焊接接頭金相組織及分析金相組織如圖45至圖412所示。根據(jù)圖313所示，位置①～⑤和⑥～⑩是相對(duì)應(yīng)的，所以在這里我們只列出位置①～⑤的金相組織以及熱影響區(qū)和母材的金相組織。圖45 09MnNiDR焊接接頭①區(qū)金相組織 (500)組織為：鐵素體+貝氏體 圖46 09MnNiDR焊接接頭②區(qū)金相組織 (500)組織為：鐵素體+貝氏體 圖47 09MnNiDR焊接接頭③區(qū)金相組織 (500)組織為：鐵素體+貝氏體圖48 09MnNiDR焊接接頭④區(qū)金相組織 (500)組織為：右側(cè)為焊縫區(qū)，組織為鐵素體+貝氏體；左側(cè)為熱影響區(qū)粗晶區(qū)，組織為粗大針狀鐵素體+珠光體圖49 09MnNiDR焊接接頭⑤區(qū)金相組織 (500)組織為：右側(cè)是熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū)，組織為細(xì)小針狀鐵素體+珠光體；左側(cè)是母材，組織為鐵素體+珠光體 圖410 09MnNiDR鋼材的金相組織 (500) 組織為：鐵素體+珠光體 圖411 09MnNiDR焊接接頭熱影響區(qū)粗晶區(qū) (500)組織為：粗大針狀鐵素體+珠光體 圖412 09MnNiDR焊接接頭熱影響區(qū)細(xì)晶區(qū) (500)組織為：鐵素體+珠光體09MnNiDR 焊條電弧焊的①、②、③、⑥、⑦、⑧為焊縫區(qū)，為鐵素體+貝氏體組織。④、⑨為熔合區(qū)，焊縫一側(cè)是鐵素體+貝氏體組織，熱影響區(qū)為粗大針狀鐵素體+珠光體組織。⑤、⑩為母材與熱影響區(qū)的交界處，熱影響區(qū)側(cè)為細(xì)小針狀鐵素體+珠光體組織，母材側(cè)是鐵素體+珠光體組織。由此可見，09MnNiDR 焊條電弧焊焊接接頭，焊縫組織為鐵素體+貝氏體，熱影響區(qū)組織為針狀鐵素體+珠光體，母材組織為鐵素體+珠光體。通過金相組織我們可以看到母材和熱影響區(qū)以及焊縫金屬的組織大致是相同的，只是在焊接熱循環(huán)作用下發(fā)生了一些細(xì)小的變化。 09MnNiDR焊接的綜合工藝評(píng)定焊接工藝評(píng)定(簡(jiǎn)稱PQR)是為驗(yàn)證所擬定的焊件焊接工藝的正確性而進(jìn)行的試驗(yàn)過程及結(jié)果評(píng)價(jià)。進(jìn)行焊接工藝評(píng)定的目的：(1) 評(píng)定施焊單位是否有能力焊出符合相關(guān)國家或行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)、技術(shù)規(guī)范所要求的焊接接頭。(2) 驗(yàn)證施焊單位所擬訂的焊接工藝指導(dǎo)書是否正確。(3) 為制定正式的焊接工藝指導(dǎo)書或焊接工藝卡提供可靠的技術(shù)依據(jù)。焊接工藝評(píng)定是保證焊接質(zhì)量的重要措施，它能確認(rèn)為各種焊接接頭編制的焊接工藝指導(dǎo)書的正確性和合理性。通過焊接工藝評(píng)定，檢驗(yàn)按擬訂的焊接工藝指導(dǎo)書焊制的焊接接頭的使用性能是否符合設(shè)計(jì)要求，并為正式制定焊接工藝指導(dǎo)書或焊接工藝卡提供可靠的依據(jù)。而本文主要是通過對(duì)低溫儲(chǔ)罐用鋼09MnNiDR鋼進(jìn)行手工電弧焊焊接，通過調(diào)節(jié)焊接參數(shù)以使其達(dá)到最好的焊接效果以便能用于儲(chǔ)存液態(tài)天然氣，并且通過焊接后的焊接接頭進(jìn)行各種力學(xué)試驗(yàn)和金相組織的分析便得到了如表49所示的09MnNiDR鋼的焊接工藝評(píng)定報(bào)告。表49 09MnNiDR低溫儲(chǔ)罐用鋼焊接工藝評(píng)定報(bào)告焊接設(shè)備低溫儲(chǔ)罐焊接方法手工焊條電弧焊母材09MnNiDR坡口形式及尺寸X型坡口母材規(guī)格mm20020024焊前準(zhǔn)備(1)機(jī)械加工坡口，檢查坡口尺寸和焊縫錯(cuò)邊是否符合圖樣要求(2)清理坡口兩側(cè)及焊絲表面的油污氧化皮(3)焊條和焊劑焊前150~200℃烘干2h焊接設(shè)備ZX7500直流焊機(jī)焊接材料焊絲：MKW707DR焊條 Ф4.預(yù)熱及層間溫度 預(yù)熱溫度(允許最低值)：不用預(yù)熱層間溫度：≥150℃，允許最高值300℃加熱方法：火焰加熱焊后熱處理制度保溫溫度：637~660℃保溫時(shí)間：3h升溫速度：60~100℃/h降溫速度：60~100℃/h入爐溫度：≤150℃出爐溫度：≤300℃ 熱處理方法：整體熱處理焊接工藝參數(shù)電流類型：直流反接 電流120~150A、電壓20~26V、焊接速度15~24cm/min、~其它技術(shù)要求擺動(dòng)或不擺動(dòng)焊：不擺動(dòng)焊前清理和層間清理方式：砂輪打磨多道焊或單道焊：多道焊多絲焊或單絲焊：?jiǎn)谓z焊焊后檢查(1)焊接結(jié)束48h后，100%超聲波探傷+25%射線檢測(cè)(2)熱處理后，焊縫表面分別做100%磁粉探傷在09MnNiDR鋼的焊接試驗(yàn)中，我們嚴(yán)格執(zhí)行了焊接工藝規(guī)程，嚴(yán)格焊接技術(shù)管理，通過對(duì)09MnNiDR 鋼的焊接工藝評(píng)定，基本上掌握09MnNiDR鋼的手工電弧焊焊接方法，為以后用于低溫儲(chǔ)罐生產(chǎn)的焊接實(shí)踐積累了一定的經(jīng)驗(yàn)。結(jié) 論本文以低溫儲(chǔ)罐用鋼為主要研究對(duì)象，重點(diǎn)對(duì)09MnNiDR的焊接接頭的力學(xué)性能和焊接接頭的金相組織進(jìn)行了研究。試驗(yàn)在09MnNiDR的焊接工藝規(guī)范參數(shù)條件下獲得了較好的焊縫，得到如下的結(jié)論：(1) 09MnNiDR鋼在24mm板厚、X型坡口下采用手工電弧焊進(jìn)行焊接時(shí)，電弧穩(wěn)定，飛濺小，最佳焊接工藝是：焊接電流：120～150A；焊接電壓：20~26V；焊接速度：焊接速度15～24cm/min。(2) 09MnNiDR 焊接接頭的低溫力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果為: 70℃拉伸試驗(yàn)都斷在母材上。 70℃?zhèn)葟澰囼?yàn)全部合格。 65℃和70℃焊縫和熱影響區(qū)的沖擊值都大于標(biāo)準(zhǔn)要求的41 J。(3) 在焊接工藝參數(shù)下，試件的各區(qū)金相組織與標(biāo)準(zhǔn)試件金相組織基本一致。母材組織為鐵素體+珠光體；焊縫組織為鐵素體+貝氏體；熱影響區(qū)粗晶區(qū)組織為粗大鐵素體+珠光體，細(xì)晶區(qū)為細(xì)小鐵素體+珠光體。(4) 焊接接頭硬度分析發(fā)現(xiàn)，焊縫區(qū)的硬度要高于熱影響區(qū)和母材部分，這是由于在重結(jié)晶時(shí)晶粒粗大造成的；同時(shí)焊接接頭的最高硬度為HV231小于HV330，因此本焊接性能良好。參考文獻(xiàn)[1] 張文鉞．焊接冶金學(xué)(基本原理) [M]．機(jī)械工業(yè)出版社，2002：1518．[2] 周振豐，焊接冶金(金屬焊接性) [M]．機(jī)械工業(yè)出版社，2001：1012．[3] 馮興奎．過程設(shè)備焊接[M]．化學(xué)工業(yè)出版社，2002：2527．[4] 楊春利．電弧焊基礎(chǔ)[M]．哈爾濱工業(yè)大學(xué)出版社，2003：183185．[5] 于啟湛．低溫用鋼的焊接[M]．機(jī)械工業(yè)出版社，2009：91112，144145，169170．[6] RAJ．Karppi，M Toyoda Mechanical Controlling Factor of Weld Hydrogen Crackin[J]．Transaction Japan Welding Society．1981，12(2)：42．[7] 尹士科．焊接材料實(shí)用基礎(chǔ)知識(shí)[M]．化學(xué)工業(yè)出版社， 2004：8486．[8] 陳金德，邢建東．材料成型技術(shù)基礎(chǔ)[M]．機(jī)械工業(yè)出版社，2000：204208．[9] Boven P，Knott . Size effect on the micropic cleavage fracture stress [J]．Acta ．1990，38(12)：25272535．[10] 雷玉成，于治水．焊接成形技術(shù)[M]．化學(xué)工業(yè)出版社．2004：104114．[11] 中國機(jī)械工程學(xué)會(huì)焊接學(xué)會(huì)．焊接手冊(cè)[M]．機(jī)械工業(yè)出版社．2005：78100．[12] 龍紅．壓力容器制造焊接質(zhì)量控制及其特點(diǎn)[J]．中國化工裝備．2002， 16(02)：2931．[13] 李平瑾．低溫壓力容器用鋼及焊接技術(shù)的發(fā)展[J]．壓力容器．1985，5(2)：6974．[14] 張學(xué)鋼，廖永平，低溫鋼焊條W707的研制[J]．焊接．2005，5(5)．4142．[15] 張道良．壓力容器的焊后熱處理[J]． 石油化工設(shè)備．1987，10(07)：100102．[16] D．W．Moon，S．G．Lambrakos，R．J．Wong and ．Temperature， macrostructure and hardness inhigh strength low alloy steel welds[J]．Science and Technology of Welding and Joining．2003，8(5)：334339．[17] EVANS G M．Effects of Manganese on the Microstructure and Properties of AllWeld Metal Deposits[J]．Welding Journal．1983，62(11)：313320．[18] 呂德林，李硯珠編．焊接金相分析[M]．機(jī)械工業(yè)出版社，1986：3642．[19] 趙喜華主編．焊接檢驗(yàn)[M]．機(jī)械工業(yè)出版社，1992：1216．[20] 蔡國強(qiáng)，姚網(wǎng)，9Ni鋼低溫儲(chǔ)罐焊接工藝研究[J]．制造材料．2008，7：3537．[21] 曹超勇，郭建軍，高依群，液化石油氣球罐系統(tǒng)設(shè)計(jì)應(yīng)注意的幾個(gè)問題[J]，油氣儲(chǔ)運(yùn)．2002，21(7)：4668．致 謝本論文是在導(dǎo)師李淑華老師的悉心指導(dǎo)、關(guān)懷和幫助下完成的。從論文的開題到完成都傾注了導(dǎo)師的大量的精力和心血。在畢業(yè)設(shè)計(jì)期間，導(dǎo)師淵博的學(xué)識(shí)、嚴(yán)謹(jǐn)?shù)闹螌W(xué)態(tài)度使我受益匪淺。在此，特別向李淑華老師表示我最衷心的感謝。同時(shí)也非常感謝材料系的所有老師和同一實(shí)驗(yàn)室所有成員以及大慶石化的劉斌工程師，