Zlepšenie mechanických vlastností ocelí možné dosiahnuť chemickým zložením a výrobným procesom. Oba faktory však majú významný vplyv na výslednú zvariteľnosť týchto materiálov. Pri HSLA oceliach sa používajú metódy zvyšovania pevnosti založené predovšetkým na riadených procesoch chladenia vo valcovniach a riadenia mikroštruktúry pomocou mikrolegovania ocele.

Teplotný cyklus
Počas procesu zvárania sa materiál zohrieva veľmi rýchlo a nasleduje rýchle ochladenie. Tento teplotný cyklus vedie k zmene mikroštruktúry a mechanických vlastností v teplom ovplyvnenej oblasti (TOO), hlavne k zmenám v zložení štruktúry, veľkosti zŕn, dochádza k rozpúšťaniu karbidov a pod. Tieto zmeny sa následne odrážajú na mechanických vlastnostiach, najmä v hodnotách tvrdosti, ťažnosti, húževnatosti, medze klzu a pevnosti v ťahu.
Najväčší vplyv na zmeny má tepelný príkon a následne parameter času chladnutia t8/5, ktorý určuje výslednú mikroštruktúru zvarového spoja. Najkritickejšou oblasťou je oblasť TOO. Teplotný cyklus zvárania definuje čiastkové zóny v TOO. V závislosti od vzdialenosti od zdroja tepla je v každej subzóne rozdielny teplotný vplyv. To vedie k tvorbe rôznych mikroštruktúr a mechanických vlastností konkrétnej oblasti. TOO možno rozdeliť do štyroch hlavných čiastkových zón, a to podhúsenicovú zónu (CGHAZ – coarse grained heat-affected zone), normalizačnú zónu (FGHAZ – fine grains heat-affected zone), zónu čiastočnej prekryštalizácie (ICHAZ – inter-critical heat-affected zone) a zónu žíhania na mäkko (SCHAZ – sub-critical alebo annealed heat-affected zone). Rozdelenie TOO do jednotlivých čiastkových zón je znázornené na obr. 1. [1, 2, 8].

Obr. 1: Maximálna teplota zváraného materiálu a výsledná mikroštruktúra v TOO ocelí [2]

Po zváraní vysokopevných ocelí sa TOO stáva „mäkšou“. Pojem „zmäkčenie TOO“ sa používa pre podoblasť v TOO, kde je tvrdosť nižšia ako tvrdosť základného materiálu. Mikroštruktúra ocelí s pevnosťou v ťahu blízkou 900 MPa sa zvyčajne skladá z martenzitu alebo bainitu, ktorý sa počas výroby temperuje pod bodom transformácie A1. Pretože počas zvárania je materiál vystavený teplotám nad A1, mikroštruktúra TOO sa nezvratne zmení. Pri nasledujúcom ochladzovaní TOO nie je možné dosiahnuť také podmienky ako pri výrobe základného materiálu [3, 5], čím dochádza k „zmäkčeniu“ hlavne v subzónach ICHAZ a SCHAZ. Výskumy ukázali, že táto podoblasť má horšie mechanické vlastnosti a aj väčšina únavových trhlín začína v tejto oblasti. Rovnako sa potvrdilo, že šírka zmäkčenej oblasti sa zväčšuje v dôsledku zvyšujúceho sa tepelného príkonu a tvrdosť klesá so zvyšujúcim sa parametrom t8/5 [5].
Väčšina najnovších prác týkajúcich sa zvárania vysokopevných ocelí (najmä S960) skúma vplyv parametrov spracovania a technológie na výsledné vlastnosti, ale tieto štúdie sú väčšinou zamerané na plechy s hrúbkou 8 mm a viac. Je dobre známe, že zváranie tenkých plechov môže odhaliť určité rozdiely vo výsledných vlastnostiach zváraného spoja v porovnaní s hrubými plechmi [4, 6]. Cieľom tejto práce je poukázať na zmeny v mikroštruktúre a mechanických vlastnostiach tupého zváraného spoja ocele S960MC s hrúbkou 3 mm, zváraného metódou MAG.

Experimentálny materiál a metodika experimentu
Pri experimente bola použitá oceľ S960MC dodaná podľa normy EN 10149-2 [9]. Požadované chemické zloženie podľa tejto normy a chemické zloženie podľa atestu skúmanej ocele sú uvedené v tab. 1. Požadované mechanické vlastnosti podľa normy EN 10149-2 a mechanické vlastnosti podľa atestu skúmanej ocele sú uvedené v tab. 2.

Tab. 1: Chemické zloženie ocele S960MC Podľa Chemické zloženie [ %]

Tab. 2: Mechanické vlastnosti ocele S960MC Podľa Mechanické vlastnosti ocele

Zvarový spoj bol konfigurovaný ako tupý spoj s I zvarom s koreňovou medzerou 1,5 mm. Rozmery plechov boli 150×300 mm s hrúbkou 3 mm. Zváranie bolo vyhotovené podľa navrhnutých zváracích parametrov uvedených v tab. 3 procesom MAG.

Tab. 3: Zváracie parametre

Ako prídavný materiál sa použil zvárací drôt Carbofil 3NiMoCr (EN ISO 16834-A: G 89 5 M21 Mn4Ni2, 5CrMo). Chemické zloženie a mechanické vlastnosti tohto drôtu sú uvedené v tab. 4. Tento drôt patrí k tzv. „undermatched“ typu prídavného materiálu, kde minimálna medza klzu zvarového kovu je menšia ako medza klzu základného materiálu.

Tab. 4: Chemické zloženie (v % hmot.) a mechanické vlastnosti prídavného materiálu

Po zváraní boli zvary v priečnom smere narezané na skúšobné telesá v minimálnej vzdialenosti 25 mm od začiatku zvárania. Boli vykonané nasledujúce mechanické skúšky:
• makroskopické a mikroskopické hodnotenie,
• hodnotenie mikrotvrdosti,
• skúška ťahom v priečnom smere.
Kvalita zvarového spoja sa hodnotila podľa nasledujúcich kritérií. Na hodnotenie mechanických vlastností zváraného spoja podľa normy EN ISO 15614-1 [14] platí:
• pevnosť v ťahu zvarového spoja musí byť rovnaká alebo vyššia ako minimálna požadovaná pevnosť v ťahu základného materiálu (Rm ZS ≥ 980 MPa),
• maximálna tvrdosť zváraného spoja (pre základný materiál zaradený do skupiny 2.2 podľa normy EN ISO 15608 [15]) musí byť po zváraní 380 HV bez tepelného spracovania. Pre ocele nad Rp0,2 ≥ 890 MPa sa musí dohodnúť kritická hodnota.
V praxi sa kriteriálne hodnoty často znižujú. Napríklad pre zváranie ocele S960MC nemenovaný výrobca, resp. jeho zákazník, požaduje Rp0,2 ≥ 910 MPa. Tiež predpisujú hornú a aj dolnú hranicu pre hodnotenie tvrdosti. Pre oceľ S960MC musí byť v rozsahu 260 – 450 HV bez tepelného spracovania.

Hodnotenie makro a mikroštruktúry
Makro a mikroštrukturálne hodnotenie sa vykonalo pomocou optickej mikroskopie. Vzorky boli pripravené štandardným postupom na prípravu metalografických vzoriek a leptané 2 % Nitalom. Makroštruktúra zvarového spoja (obr. 2) nevykazovala žiadne trhliny, póry a iné vnútorné chyby s plynulým prechodom zvarového kovu do základného materiálu. Prevýšenie zvaru a koreňa bolo v medziach normy EN ISO 5817-B. Mikroštruktúra základného materiálu je zobrazená na obr. 3a a pozostáva zo zmesi temperovaného martenzitu a bainitu.

Obr. 2: Makroštruktúra zvarového spoja ocele S960MC a profil mikrotvrdosti HV1 v jednotlivých subzónach TOO (BM – základný materiál, WM – zvarový kov)

Mikroštruktúrne hodnotenie poukazuje na významné zmeny v TOO. Podľa pozorovania mikroštruktúry v TOO bolo zaznamenaných niekoľko štrukturálnych čiastkových zón. Fázové transformácie v TOO závisia od výšky maximálnej teploty a času, ktorému boli vystavené jednotlivé časti TOO. Bližšie k zvarovému kovu a zóne natavenia bola oblasť vystavená vyšším teplotám, ale zároveň tu bola aj vyššia rýchlosť ochladzovania.
V TOO skúmaného zvaru boli identifikované tri hlavné podoblasti (prirodzene boli medzi týmito jasne rozlíšenými podoblasťami prechodné oblasti). Podobné správanie uviedli autori [7, 13, 16, 17, 12].
V smere od zvarového kovu k základnému materiálu bola prvou pozorovanou zónou hrubozrnná oblasť (CGHAZ) (obr. 3d). CGHAZ je oblasť, ktorá bola vyhriata vysoko nad teplotou Ac3, čo viedlo k premene základného materiálu na austenit, ktorý následne rástol. Po rýchlom ochladení sa zväčšené austenitické zrná premenili späť na hrubý martenzit.

Obr. 3: Mikroštruktúra základného materiálu a jednotlivých subzón TOO zvarového spoja ocele S960MC: a) základný materiál, b) ICHAZ, c) FGHAZ, d) CGHAZ

Druhou oblasťou v TOO je zóna s jemnozrnnou štruktúrou (FGHAZ) (obr. 3c). Táto oblasť bola vyhriata mierne nad teplotou Ac3, ale len na veľmi krátku dobu. Toto síce spôsobilo premenu základného materiálu na austenit, ale v dôsledku relatívne nízkej teploty a veľmi krátkeho času, rýchleho ochladenia to viedlo k zjemnenie austenitickej štruktúry a k jej následnej transformácii na martenzit. Posledná oblasť TOO sa nazýva interkritická zóna (ICHAZ) (obr. 3b). Táto oblasť bola vystavená teplotám v rozmedzí medzi Ac1 a Ac3, kde sa martenzit čiastočne transformoval na austenit. Táto expozícia viedla k vytvoreniu zmesi martenzitu a austenitu, ktorý sa po rýchlom ochladení transformoval na martenzit a ferit, zatiaľ čo netransformovaný martenzit bol temperovaný.
Výsledná mikroštruktúra tejto oblasti je zmesou martenzitu, feritu a temperovaného martenzitu – podobne ako v iných štúdiách [7, 16]. Podľa iných autorov je ICHAZ najslabšou oblasťou zváraných vysokopevných ocelí [18]. Šírka ICHAZ bola približne 750 μm. Okrem tohto bola ešte pozorovaná jedna oblasť (SCCHAZ), kde teplota nepresiahla teplotu Ac1, takže nedošlo k transformácii štruktúry, iba k temperovaniu fázy martenzitu, čo malo za následok mierne zníženie mikrotvrdosti v uvedenej oblasti.

Hodnotenie mikrotvrdosti
Hodnotenie mikrotvrdosti sa použilo na opis štrukurálnych zmien v oblasti zvarového spoja. Mikrotvrdosť sa merala v línii od základného materiálu cez TOO, zvarový kov smerom k základnému materiálu na druhej strane. Bola použitá záťaž F = 9,8 N (metóda HV1), vzdialenosť medzi vpichmi bola 0,25 mm. Mikrotvrdosť základného materiálu bola 359 HV1 (priemerná hodnota s desiatich vpichov). Profil mikrotvrdosti (obr. 2) ukazuje postupné znižovanie mikrotvrdosti v smere zo základného materiálu ku sub-zóne ICHAZ. Tento pokles súvisí s popúšťaním martenzitu v štruktúre základného materiálu. Zníženie pevnosti je bežné u vysokopevnýchocelí (zušlachtené aj TMCP ocele), pri ich ohreve na teplotu v rozmedzí 450 °C – Ac1 ako dôsledok temperovania martenzitu [19].
Najnižšie hodnoty mikrotvrdosti boli namerané v ICHAZ, kde sa zaznamenalo iba 66 % tvrdosti základného materiálu. Je preto zjavné a potvrdené že ICHAZ je najkritickejšou oblasťou aj pri materiáloch s hrúbkou 3 mm. V oblasti FGHAZ sa mikrotvrdosť začala zvyšovať a dosiahla maximum v celej TOO. V oblasti CGHAZ bolo zaznamenané mierne zníženie mikrotvrdosti v smere k zvarovému kovu, čo súviselo s nadmerným rastom zŕn v tejto zóne. Obr. 4 zobrazuje detail TOO s hodnotami HV1 v podoblasti ICHAZ s minimálnou hodnotou 228 HV1. Priemerné hodnoty mikrotvrdosti v každej subzóne TOO sú uvedené v tab. 5

Obr. 4 Detail TOO s ICHAZ subzónou a indivuduálnými hodnotami mikrotvrdosti

Tab. 5 Hodnoty mikrotvrdosti jednotlivých individuálnych subzón v TOO

Skúška ťahom v priečnom smere
Skúška ťahom sa vykonala v súlade s normou EN ISO 6892-1 [20]. Vzorky na skúšky boli pripravené podľa normy EN ISO 4136 [21]. Celkovo sa skúšali dve vzorky, pričom bola dosiahnutá priemerná hodnota Rp0,2 = 815 MPa a Rm = 842 MPa. Výsledky skúšky ťahom zvarového spoja sú uvedené v tab. 6.

Tab. 6 Výsledky ťahovej skúšky v priečnom smere zvarového spoja

Skúška ťahom poukázala na významné zníženie pevnosti v ťahu a medze klzu v porovnaní s pôvodným základným materiálom. Pevnosť v ťahu bola znížená na 73 % hodnoty základného materiálu. Rovnako sa znížila medza klzu a dosiahla 78 % základného materiálu. Lom nastal približne 6 mm od stredu zvaru v obidvoch vzorkách, čo zodpovedá meraniam mikrotvrdosti v „najmäkšej“ subzóne TOO.
Dá sa teda povedať, že k lomu dochádza v úzkej oblasti ICHAZ. Obr. 5a zobrazuje profil lomu a obr. 5b makroskopický povrch lomu jednej časti vzorky po ťahovej skúške. Aj z týchto analýz sa potvrdilo že lom nastal v oblasti ICHAZ. Vzorka sa po ťahovej skúške rozdelí na dva segmenty, pričom hranica medzi segmentmi sa zhoduje s polohou stredu hrúbky plechu. Autori [7] vyslovili konštatovanie, že toto špecifické štiepenie môže byť spôsobené procesom valcovania a výroby plechu, kedy môže dôjsť k zmenám chemického zloženia v smere cez hrúbku. Keď sa plastická deformácia hromadí, prasklina sa môže najskôr vytvoriť rovnobežne so smerom valcovania pred vytvorením konečného lomu.

Obr. 5 Lomový profil (a) a makroštruktúra lomovej plochy (b) vzorky po ťahovej skúške

Záver
Na základe metalografického hodnotenia a mechanických skúšok zvarových spojov ocele S960MC je možné vyvodiť tieto závery:
• zvarový spoj ocele S960MC s hrúbkou 3 mm bol úspešne vyhotovený s prídavným mateiálom G 89 5 M21 Mn4Ni2,5CrMo bez výskytu akýchkoľvek trhlín a s dobrou geometriou zvaru,
• pozorovania mikroštruktúry poukázali na niekoľko rôznych zón v TOO. Podoblasti CGHAZ, FGHAZ, ICHAZ, SCHAZ boli jasne identifikované,
• meranie mikrotvrdosti ukazuje, že ICHAZ je najslabšou oblasťou celého zvaru, s mikrotvrdosťou rovnajúcej sa iba 66 % tvrdosti základného materiálu,
• tvrdosť základného materiálu (v zóne SCHAZ), ešte aj vo vzdialenosti 9 mm od stredu zvaru, nedosahuje svoju pôvodnú hodnotu,
• zvarový kov má približne rovnakú tvrdosť (368 HV1) ako základný materiál (359 HV1).
• skúšky ťahom ukazujú významné zníženie mechanických vlastností oproti základnému materiálu. Pre kriterálne hodnoty podľa EN 10149-2 bola pevnosť v ťahu 85 % základného materiálu, medza klzu 86 % a predĺženie menšie ako 65 % oproti hodnotám základného materiálu. Podľa atestu bola pevnosť v ťahu 79 % základného materiálu, medza klzu 73 % a predĺženie menej ako 33 % oproti hodnotám základného materiálu.

TEXT/FOTO doc. Ing. Miloš MIČIAN, PhD., a kol.

Ďalší spoluautori: Ing. Daniel HARMANIAK*, Ing. Libor TRŠKO, PhD.**, dr inż. Marek GUCWA***, dr hab. inż. Jerzy WINCZEK***, Ing. Lukáš PETRIČKO****

Organizácia / Organization: * Žilinská univerzita v Žiline, Strojnícka fakulta, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, ** Žilinská univerzita v Žiline, Výskumné centrum, Univerzitná 1, 010 26 Žilina, *** Czestochowa University of Technology, Faculty of Mechanical engineering and Computer Science, Al. Armii Krajowej 21, 42-201 Częstochowa, **** SvarExpert, s. r. o., Kištofova 1443/27, 716 00 Ostrava Radvanice.

Literatúra
[1] SSAB. 2019. A Stronger, Lighter, and More Sustainable World. [Online] 2019. [Dátum: 10. Január 2019.] https://www.ssab.com/.
[2] T. Pirinen, PhD. thesis, The Effects of Welding Heat Input on the Usability of High Strength steels in welded structures, Lappeenranta University of Technology, Lappeenranta, Finland (2013).
[3] Hochhauser, F., Ernst, W., Rauch, R. et al. Weld World, 56 (5–6), 56-77 (2012)
[4] M. Jambor, R. Ulewicz, F. Nový, O. Bokůvka, L. Trško, M. Mičian, D. Harmaniak, Evolution of Microstructure in the Heat Affected Zone of S960MC GMAW Weld, Terotechnology 2017, Materials Research Proceedings, 5, 78-83 (2018)
[5] Lundin, C. D., Gill, T. P. S. a Qiao, C. Y. 1990. Heat affected zones in low carbon micro-alloyed steels. Recent trends in Welding Science and Technology Proceedings, 2nd International Conference, Gatlinburg (1990)
[6] Jambor, M., Novy, F., Mician, M., Trsko, L., Bokuvka, O., Pastorek, F., Harmaniak, D., Communications – Scientific Letters of the University of Zilina, 20 (4), 29-35, (2018)
[7] W. Guo et al., Materials and Design, 85, 534–548 (2015)
[8] J. Moravec, P. Rohan, METAL 2011: 20th Anniversary International Conference on Metallurgy and Materials, 803-808 (2011)
[9] EN 10149-2 Hot rolled flat products made of high yield strength steels for cold forming – Part 2: Technical delivery conditions for thermomechanically rolled steels
[10] EN ISO 14175 Welding consumables. Gases and gas mixtures for fusion welding and allied processes
[11] EN ISO 16834-A Welding consumables – Wire electrodes, wires, rods and deposits for gas shielded arc welding of high strength steels – Classification
[12] T. Pała, I. Dzioba, Arch. Metall. Mater. 62 (4), 2081-2087 (2017)
[13] S. Błacha, M.S. Węglowski, S. Dymek, M. Kopyściański, Arch. Metall. Mater. 62 (2), 627-634 (2017)
[14] STN EN ISO 15614-1 Specification and qualification of welding procedures for metallic materials – Welding procedure test – Part 1: Arc and gas welding of steels and arc welding of nickel and nickel alloys
[15] TNI CEN ISO/TR 15608 Welding – Guidelines for a metallic materials grouping system
[16] Guo, W., Li, L., Dong, S., Crowther, D., Thompson, A., Optics and Lasers in Enginee-ring, 91, 1-15 (2017).
[17] Nowacki, J., Sajek, A., Matkowski, P., Archives of Civil and Mechanical Engineering, 16, 777-783 (2016)
[18] Sharma, V., Shahi, A. S., Journal of Materials Processing Technology, 253, 2-16, (2018)
[19] Gaspar, M., Balogh, A., Production Processes and Systems, 6, 9-24 (2013)
[20] EN ISO 6892-1 Metallic materials – Tensile testing – Part 1: Method of test at room temperature
[21] EN ISO 4136 Destructive tests on welds in metallic materials – Transverse tensile test

Odborný príspevok recenzoval: doc. Ing. Michal HATALA, PhD.; TU Košice; FVT so sídlom v Prešove, Ing. Miroslav SAHUL, PhD.; STU Bratislava, MtF Trnava