SU1636462A1 - Method of weld joints thermomechanical treatment - Google Patents
Method of weld joints thermomechanical treatment Download PDFInfo
- Publication number
- SU1636462A1 SU1636462A1 SU884488692A SU4488692A SU1636462A1 SU 1636462 A1 SU1636462 A1 SU 1636462A1 SU 884488692 A SU884488692 A SU 884488692A SU 4488692 A SU4488692 A SU 4488692A SU 1636462 A1 SU1636462 A1 SU 1636462A1
- Authority
- SU
- USSR - Soviet Union
- Prior art keywords
- temperature
- metal
- tempering
- increase
- thermomechanical treatment
- Prior art date
Links
Landscapes
- Heat Treatment Of Articles (AREA)
Abstract
Изобретение относитс к термомеханической обработке сварных соединений и может найти применение при производстве листового проката из нержавеющих сталей мартенситного класса , претерпевающих закалку в процессе сварки. Цель изобретени - сокращение длительности процесса и повышени пластичности. Способ включает локальный нагрев до 720 - 750°С, обжатие шва пуансонами с радиусами R The invention relates to the thermomechanical treatment of welded joints and can be used in the production of sheet metal from martensitic stainless steels that undergo quenching during the welding process. The purpose of the invention is to reduce the duration of the process and increase plasticity. The method includes local heating to 720 - 750 ° C, compression of the seam by punches with radii R
Description
(Л С(Ls
Изобретение относитс к области термомеханической обработки сварных соединений и может найти применение при производстве листового проката из нержавеющих хромистых сталей мартен- ситного класса, претерпевающих закалку в процессе сварки.The invention relates to the field of thermomechanical treatment of welded joints and can be used in the manufacture of rolled sheets of chromium stainless steels of the martensitic class, which undergo quenching during the welding process.
Целью изобретени вл етс сокращение длительности процесса и повышени пластичности сварных соединений.The aim of the invention is to reduce the duration of the process and increase the ductility of welded joints.
На фиг.1 приведены кривые зависимости С от Т; на фиг.2 - схема осуществлени способа.Figure 1 shows the curves of C from T; Fig. 2 is a flow chart of the method.
Способ термомеханической обработки включает операции локального нагрева , импульсного об/кати и последующего отпуска металла шва и околошовной зоны, в процессе деформировани обрабатываемой зоне придают кри- визну углублени с радиусом R WV (8 - 10) Ј , где Ј - толщина свари- СО ваемого металла, причем обжатие вы- 0 полн гат на величину (0,17 - 0,2) о Јь по оси углублени со скоростью дефор- ф} мации не менее 22 мм/с, устанавлива перед обжатием температуру нагрева в интервале 720 - 750°С, а температуру последующего отпуска продеформирован- ной по указанному режиму зоны выдерживают в соответствии с зависимостьюThe method of thermomechanical processing includes the operations of local heating, pulse revolving and subsequent tempering of the weld metal and heat affected zone. In the process of deforming the treated zone, the curve of the cavity with radius R WV (8 - 10) Ј, where is the thickness of the welded metal, and the compression of the molds by the value of (0.17 - 0.2) oЈ along the recess axis with a deformation rate} of not less than 22 mm / s, the heating temperature is set in the interval 720 - 750 ° before the compression C, and the temperature of the subsequent vacation is deformed as specified Nomu zone mode is maintained in accordance with the dependence
А л п мени tAnd l p meni t
Т (М T (M
С)WITH)
9 9
при выдержке вре- (70 - 90) о и скоростиwhen holding time (70 - 90) o and speed
- vi ил - vi silt
охлаждени 5 - 7°С/с, где Тмн- температура начала мартенситного превраотпcooling 5 - 7 ° C / s, where Tmn is the temperature of the onset of martensitic transformation
3131
щени , С - содержание углерода в данной стали.Scheni, C - carbon content in this steel.
Снижение температуры деформировани ниже 600 - 6509С не может служит условием получени пластичных структур при обжатии металла. При увеличе иагрева до 780 A decrease in the deformation temperature below 600-6509C cannot serve as a condition for obtaining plastic structures during metal compression. Increasing iagreva to 780
нии температурыtemperature
800 С в стал х, содержащих 0,2- 0,8% С, закалочные структуры в шве и з.т.в. полностью не устран ютс , что требует последующего увеличени времени выдержки при отпуске. При температуре нагрева 600 - 700 С сохран ютс большие внутренние напр жени в металле соединени , что часто вызывает зарождение микротрещин и в некоторых случа х по вление в краевых участках соединени надрывов.800 C in steels x containing 0.2–0.8% C, quenching structures in the weld, and c.t. not completely eliminated, which requires a further increase in the holding time during tempering. At a heating temperature of 600-700 ° C, large internal stresses in the metal of the compound remain, which often causes microcrack nucleation and, in some cases, the appearance of tears in the edge regions of the joint.
С уменьшением радиуса R . (8 - 10) по вл етс опасность не охватить процессом деформировани участки околошовной зоны, имеющие повышенную твердость . А увеличение радиуса R (8 - - 10)о вл етс нецелесообразным, так как с ростом площади обработки требуетс значительно увеличивать мощности обжимного механизма и вовлекать в процесс обжати не подверженные охрупчиванию участки металла, а также непроизводительно увеличивать мощности дл нагрева металла, лежащего вне зоны охрупчивани .With decreasing radius R. (8-10) it is dangerous not to embrace the process of deformation of the areas of the heat-affected zone that have an increased hardness. And an increase in the radius R (8 - - 10) is impractical, since with an increase in the treatment area, it is required to significantly increase the crimping mechanism's power and involve metal parts that are not subject to embrittlement to the crimping process, as well as unproductively increase the power to heat the metal lying outside embrittlement.
Если величина деформации обжати по оси углублени дл мартенситных высокохромистых сталей ниже 0,17 от исходной толщины свариваемого металла , то пластичность металла составл ет не более 55 - 60% от уровн основного металла при всех остальных одни и тех же параметрах процесса. Начина примерно с области обжати не менее 0,17, монотонный прирост пластичности с увеличением обжати делает качественное изменение в повышении пластичности деформируемого металла. При обжатии в пределах (0,17-0,20)5 металл имеет пластичность и в зкость уже около 70% от свойств основного металла. Дальнейшее увеличение обжати значительно не вли ет на прирост пластичности - вновь наблюдаетс линейна зависимость между деформацией и приростом пластичности (начина с обжати 30% она остаетс практически неизменной и при дальнейшем приросте деформировани происходит обратный эффект, вызванный наклепом). При это следует отметить,что достижение больIf the amount of compression deformation along the recess axis for martensitic high-chromium steels is less than 0.17 from the initial thickness of the metal being welded, then the plasticity of the metal is no more than 55–60% of the base metal level with all the other process parameters. Starting from about a reduction area of at least 0.17, a monotonous increase in plasticity with an increase in compression makes a qualitative change in the increase in plasticity of a deformable metal. When compressed within (0.17-0.20) 5, the metal has plasticity and viscosity already about 70% of the properties of the base metal. A further increase in compression does not significantly affect the increase in plasticity — a linear relationship is again observed between deformation and plasticity increase (starting with a reduction of 30%, it remains almost unchanged, and with a further increase in deformation, the opposite effect occurs due to the work hardening). When this should be noted that the achievement of pain
ших степеней обжати вызывает определенные технические трудности.The degree of reduction causes certain technical difficulties.
Дл определени границ скорости деформировани в процессе ТМО диапазон скоростей деформации измен ли от 15 до 250 мм/с. Результаты опытов показывают, что увеличение этого параметра выше установленной границы заметного прироста пластичности не обеспечивает. График по определению температуры отпуска (фиг.1) в упрощенной форме показывает оптимальные значени Тотп, определ емой более точно по зависимости:In order to determine the limits of the strain rate during the TMT process, the range of strain rates was varied from 15 to 250 mm / s. The results of the experiments show that an increase in this parameter above the established limit does not provide a noticeable increase in plasticity. The graph for determining the tempering temperature (Fig. 1) in a simplified form shows the optimal values of Tetp, determined more precisely by the dependencies:
отпoff
ТМН(1 TMN (1
9)9)
2 Ь2 b
00
5five
00
5five
00
5five
00
5five
Существует область допустимых от- клонений от этой температуры +20°С.There is an area of permissible deviations from this temperature of + 20 ° C.
Величина выдержки определ етс исходной толщиной издели и удовлетвор ет зависимостиThe magnitude of the exposure is determined by the initial thickness of the product and satisfies the dependencies
оabout
гдеWhere
Sturn - (60 - 90) ,Sturn - (60 - 90),
толщина свариваемого металла, мм.thickness of the metal being welded, mm.
Увеличение выдержки вл етс нецелесообразным , так как сн тие остаточных напр жений (измерени - рентгено- графированием) успевает произойти за указанный промежуток времени. При уменьшении времени выдержки остаточные напр жени не успевают релаксиро- вать. Если задержать на некоторое врем охлаждение при температуре, лежащей ниже аустенит, сохранившийс непревращенным при охлаждении до этой температуры, делаетс более устойчивым. А остаточный аустенит, как более м гка составл юща , понижает твердость., предел выносливости и предел упругости стали. Подобна стабилизаци аустенита весьма благопри тно сказываетс на структуре металла . На количество остаточного, аустенита оказывает большое вли ние скорость охлаждени ниже TMI(, при более медленном охлаждении возрастает количество остаточного аустенита.An increase in the exposure is impractical, since the reduction of residual stresses (measurements by X-ray diffraction) has time to occur within a specified period of time. When reducing the exposure time, the residual stresses do not have time to relax. If the cooling is delayed for a while at a temperature below the austenite, which remains unchanged when cooled to this temperature, it becomes more stable. And residual austenite, as a softer component, lowers hardness., Fatigue limit, and elastic limit of steel. Similar stabilization of austenite has a very favorable effect on the metal structure. The amount of residual austenite is greatly affected by the cooling rate below TMI (, with slower cooling, the amount of residual austenite increases.
Опытным путем установлена скорость охлаждени обрабатываемого металла после отпуска, удовлетвор юща количеству остаточного аустенита в структуре в диапазоне 4-6. Такой скоростью вл етс интервал охлаждени 5 - 7°С за 1 с. При более высокой скорости охлаждени создаютс новые тепловые напр жени , которые идентифицируютс на рентгенограммах как остаточные . С уменьшением скорости охлаждени менее 5°С/с возрастает количество остаточного аустенита (более 8%), что при неблагопри тных услови х режима термической обработки обуславливает снижение пластичности.The cooling rate of the treated metal after tempering was established experimentally, satisfying the amount of residual austenite in the structure in the range of 4-6. This rate is a cooling interval of 5-7 ° C per second. At a higher cooling rate, new thermal stresses are generated, which are identified on the radiographs as residual. With a decrease in the cooling rate of less than 5 ° C / s, the amount of residual austenite increases (more than 8%), which, under unfavorable conditions of the heat treatment mode, causes a decrease in ductility.
На схеме (фиг.2) показаны пуансоны 1, сварное соединение 2 и шов 3.The diagram (figure 2) shows the punches 1, the welded joint 2 and the seam 3.
Пример. В качестве свариваемого металла используют характерную из закаливающихс нержавеющих сталей с содержанием углерода 0,6 - 0,7% ст.65X13 толщиной 4 мм, примен емую дл режущего инструмента.Example. Characteristic of hardenable stainless steels with a carbon content of 0.6–0.7% st.65X13 4 mm thick, used for cutting tools, are used as the metal being welded.
Исход из толщины металла выбирают радиус пуансона дл обработки поверхности . Использу зависимость R (8 - 10)о, принимают радиус равным 36 мм.Based on the thickness of the metal, the radius of the punch is chosen for surface treatment. Using the dependence R (8-10) o, take a radius of 36 mm.
Процесс термгмеханической обработки начинают с нагрева зоны сварного соединени (например, индукционным способом) до 750°С. Затем нагретый металл подвергают ударному обжатию пуансонами, имеющими радиус поверхности 36 мм, со скоростью деформации 22 мм/с, и остаточной величиной обжати на участке шва и околошовной зоны соответствующей 0,20 или 0,8 мм.The process of thermal mechanical processing begins with heating the weld zone (for example, by induction) to 750 ° C. Then the heated metal is subjected to impact compression by punches having a surface radius of 36 mm, with a deformation rate of 22 mm / s, and a residual amount of reduction at the site of the seam and heat-affected zone corresponding to 0.20 or 0.8 mm.
После проведени операции высокотемпературного обжати требуетс проведение низкотемпературного отпуска продеформированного металла. Дл этого выбираетс оптимальна температура отпуска в соответствии с зависимостьюAfter the operation of the high-temperature reduction, low-temperature tempering of the deformed metal is required. For this, an optimum tempering temperature is selected in accordance with the dependence
Torn + С/2)Подставл значени Т (табличные данные) и содержани углерода в стали С {%), наход т оптимальное значение температуры отпуска Т .- 345 °С «J50 °С).Torn + С / 2) Substituting the T value (tabular data) and the carbon content in steel C {%), the optimum tempering temperature T is found.-345 ° C (J50 ° C).
Дл упрощени поиска температуры отпуска приведены обобщенные результаты по выбору мартенситных точек и соответствующих им оптимальных температур отпуска в зависимости от содержани углерода в стали.To simplify the search for tempering temperatures, generalized results are given on the choice of martensite points and their corresponding optimum tempering temperatures depending on the carbon content of the steel.
Температурна выдержка времени при отпуске соответствует эмпирической зависимостиThe temporal time delay during tempering corresponds to the empirical dependence
tOTn (70 -90)ЈtOTn (70 -90) Ј
и выбираетс равной 300 с. Скорость охлаждени после отпуска тоже регла- монтируетс и соответствует л 5 С/с.and is chosen to be 300 seconds. The cooling rate after tempering is also regulated and corresponds to l 5 C / s.
Claims (1)
Priority Applications (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
SU884488692A SU1636462A1 (en) | 1988-08-09 | 1988-08-09 | Method of weld joints thermomechanical treatment |
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
SU884488692A SU1636462A1 (en) | 1988-08-09 | 1988-08-09 | Method of weld joints thermomechanical treatment |
Publications (1)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
SU1636462A1 true SU1636462A1 (en) | 1991-03-23 |
Family
ID=21401877
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
SU884488692A SU1636462A1 (en) | 1988-08-09 | 1988-08-09 | Method of weld joints thermomechanical treatment |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
SU (1) | SU1636462A1 (en) |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
RU2507048C2 (en) * | 2011-12-22 | 2014-02-20 | Федеральное Государственное Бюджетное Образовательное Учреждение Высшего Профессионального Образования "Донской Государственный Технический Университет" (Дгту) | Method of welded joint machining and device to this end |
-
1988
- 1988-08-09 SU SU884488692A patent/SU1636462A1/en active
Non-Patent Citations (1)
Title |
---|
Авторское свидетельство СССР № 901304, кл. С 21 D 8/10, 1977. * |
Cited By (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
RU2507048C2 (en) * | 2011-12-22 | 2014-02-20 | Федеральное Государственное Бюджетное Образовательное Учреждение Высшего Профессионального Образования "Донской Государственный Технический Университет" (Дгту) | Method of welded joint machining and device to this end |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
Sun et al. | Effect of pulse frequency on microstructure and properties of welded joints for dual phase steel by pulsed laser welding | |
JP5099865B2 (en) | Method for producing maraging steel product and steel product obtained by this production method | |
US20080115863A1 (en) | Method for improving the performance of seam-welded joints using post-weld heat treatment | |
JPH02153018A (en) | Production of steel member | |
SU1636462A1 (en) | Method of weld joints thermomechanical treatment | |
JP2002256380A (en) | Thick high tensile strength steel plate having excellent brittle crack propagation arrest property and weld zone property and production method therefor | |
RU2005119210A (en) | WELDABLE ITEM FROM STRUCTURAL STEEL AND METHOD OF ITS MANUFACTURE | |
KR20110074136A (en) | Post weld heat treatment of high carbon steeel | |
JPH0382741A (en) | Shape memory staiinless steel excellent in stress corrosion cracking resistance and shape memory method therefor | |
US5451276A (en) | Process for producing a ski edge | |
JP2004027355A (en) | Steel member having excellent fatigue crack propagation resistance and method of producing the same | |
CN1170764A (en) | Method for producing steel parts | |
JPS5861227A (en) | Manufacture of prefabricated member from high alloy ferritic work material | |
JPH0230712A (en) | Production of clad steel sheet | |
SU1006516A1 (en) | Method for treating welded joints of structural steels | |
SU1512740A1 (en) | Method of friction welding | |
JPS6037851B2 (en) | Heat treatment method for roll dies for cold pilger rolling mills | |
JPS62117745A (en) | Surface hardening method of clad material | |
KR100310233B1 (en) | Method of spheroidizing heat treatment for steel | |
JP3879232B2 (en) | Low-carbon martensitic stainless hot-rolled steel strip and method for producing the same | |
SU964012A1 (en) | Method for treating thin-walled welded structures | |
SU733926A1 (en) | Method of obtaining welded joints with preset mechanical properties | |
SU1721100A1 (en) | Method of strengthening thin-walled metal products | |
JPH08281458A (en) | Production of austenitic stainless steel welded tube | |
JPH03281078A (en) | Method for welding high carbon steels |