Додаткова_література / Додаткова література / tsp

Рис. 6.11. Проба ЦНИИТМАШ для испытаний стойкости околошовной зоны против образования холодных трещин.

Образец пробы ЦНИИТМАШ (рис.6.11)имеет размеры 100*100*40 мм. Сначала в разделке глубиной 10 мм выполняется контрольный шов в 4 прохода. Затем профрезеровывается канавка. После этого осуществляется деформирование контрольного шва посредством наложения многослойного (до 12 слоев) шва с обратной стороны пластины, выполненного в разделке глубиной 20 – 25 мм. Шов выполняют с охлаждением водой после наложения каждого слоя. Обследованием

макрошлифов серии образцов с различным количеством слоев в деформирующем шве устанавливают наличие трещин в районе надреза поперек контрольного шва. Оценка осуществляется по 5-бальной системе (высший 5-й балл при отсутствии трещин при 12-слойном деформирующем шве).

Образцы, имитирующие реальное сварное соединение (рис. 6.12) сваривают на трех режимах, характеризуемых максимальной, средней и минимальной для данного способа погонной энергией. Иногда образцы предварительно охлаждают и сварку их производят при отрицательных температурах. Осмотр образцов осуществляется через 5 – 20 суток, что способствует более полному выявлению трещин.

Рис. 6.12. Образцы, имитирующие реальное сварное соединение.

121

При проведении лабораторных исследований кроме методов испытаний,

позволяющих установить тот или иной критерий оценки пригодности стали для изготовления сварных конструкций, применяют также комплексные методы испытаний чувствительности стали к термическому циклу сварки. В качестве примеров рассмотрим пробу ИМЕТ и валиковую пробу.

Проба ИМЕТ осуществляется в специальной машине (ИМЕТ – 1). С помощью

электрического тока образцы нагреваются и затем охлаждаются с различной скоростью в соответствии с заданным термическим циклом. В любой момент

времени термического цикла можно автоматически либо подвергнуть образец быстрому разрыву с регистрацией диаграммы растяжения, либо мгновенно сбросить образец в бак с водой. При таком быстром охлаждении фиксируется размер зерна.

Такая методика позволяет оценить изменения механических свойств и структуры околошовной зоны, а также изучить особенности роста зерна и распада аустенита и тем самым оценить пригодность стали для изготовления тех или иных конструкций.

Валиковая проба состоит в том, что на пластины испытуемой стали производят наплавки валиков (рис. 6.13) на режимах, отличающихся друг от друга погонной энергией (обычно 5 – 6 режимов). Пластины, на которые делается наплавка могут быть составными т.е. собранными из брусков в специальном зажимном приспособлении.

Рис. 6.13. Валиковая проба.

После наплавки и воздушного охлаждения валики сострагивают заподлицо с поверхностью основного металла и бруски в слесарных тисках отделяют друг от друга. Из брусков изготавливают образцы для испытаний на ударный и статический изгиб, замеров твердости, металлографических исследований.

В результате испытаний определяют оптимальный диапазон скоростей охлаждения околошовной зоны при сварке.

6.7 Принципы выбора сварочных материалов

Первым условием при выборе сварочных материалов является получение плотных беспористых швов. Для этого необходимо принимать меры как к ограничению поглощения металлом ванны водорода и азота, так и к торможению реакции окисления углерода в период кристаллизации сварочной ванны.

Вторым условием при выборе сварочных материалов является получение металла шва, обладающего высокой технологической прочностью,

т.е. не склонного к образованию горячих трещин. Химический состав металла шва

оказывает решающее значение на состав межзеренных прослоек и тем самым на стойкость шва против образования горячих трещин. Сера, углерод и другие

122

элементы, образующие в сталях прослойки легко плавких эвтектик, затвердевающие при относительно низких температурах, увеличивают склонность металла шва к образованию горячих трещин. Наоборот, марганец повышает технологическую прочность швов, связывая серу в тугоплавкое соединение MnS.

Присутствие серы наиболее сильно влияет на образование горячих трещин. Так, например, увеличение содержания серы в наплавленном металле до 0,035 – 0,040% часто приводит к образованию горячих трещин.

Повышение содержания углерода в шве сильно увеличивает опасность образования горячих трещин, вызываемых серой. Так, при сварке углеродистых сталей повышение содержания углерода свыше углерода свыше 0,16% приводит к

появлению горячих трещин даже при малых количествах серы и достаточно высокой концентрации марганца.

Подобно углероду, но в меньшей степени, на технологическую прочность влияет кремний.

Как правило, чем сильнее тот или иной элемент снижает растворимость углерода в аустените, тем в большей степени он способствует образованию горячих трещин в сварных швах. Карбидообразователи можно расположить в следующем порядке по убывающей степени их влияния на образование горячих трещин: титан, ванадий, вольфрам, молибден, хром, марганец.

Третьим условием при выборе сварочных материалов является получение металла шва, имеющего требуемую эксплуатационную прочность. Если подвергнуть растяжению сварной образец с поперечным швом, то при идентичности

механических характеристик и диаграмм растяжения основного и наплавленного металлов, также металла переходной зоны деформации развиваются по закону, определяемому общей диаграммой растяжения. Если же окажется, что металл шва обладает более высоким пределом прочности, то разрушение произойдет по основному металлу. Если предел прочности металла шва меньше, чем основного металла, то разрушение произойдет по сварному шву независимо от его пластичности.

При продольных швах деформации в сварных образцах развиваются иначе (рис. 6.14). В этом случае деформации на каждом участке не могут быть различными (как в образцах с поперечными швами). Поэтому если металл шва обладает более низкими, чем основной металл, пластическими свойствами, то напряжения в шве

123

Рис. 6.14. Деформирование образца с продольным сварочным швом.

будут большими, чем в основном металле, т.е. шов будет воспринимать на себя большую долю нагрузки (рис. 6.14,а). Так, если металл шва обладает невысокой пластичностью (кривая ІІ), а предельное значение его относительного удлинения составляет ε2 < ε1, то разрушение шва (появление в нем трещины) произойдет при относительно низких напряжениях в основном металле. После образования и развития трещины площадь рабочего сечения образца F начнет уменьшаться и действительные напряжения в основном металле возрастут (штриховая кривая ІІІ).

При наличии концентрации напряжений вследствие образования трещины пластические деформации в основном металле будут затруднены. Поэтому при определенных деформациях (в пределах от ε2 до ε3) в нем появятся более высокие напряжения, чем при отсутствии концентрации напряжений. Металл образца достигает предела прочности при меньших удлинениях ε3, чем при однородных свойствах по всему сечению (ε1!), а относительное удлинение образца при разрушении составит ε3! < ε1.

Разница в величине относительного удлинения сварного образца и основного металла тем меньше, чем меньше разница в свойствах основного металла и металла шва. На рис. 6.14,б рассматривается случай, когда металл шва обладает более высоким пределом прочности и меньшей пластичностью (кривая ІІ), чем основной металл (кривая І), но пластические свойства металла шва выше, чем на рис. 6.14,а. В этом случае действительное удлинение сварного образца ε3 меньше отличается от относительного удлинения основного металла ε1.

Если металл шва обладает более высокой пластичностью (рис. 6.14,в), то при одинаковой деформации напряжения в основном металле будут выше и, следовательно, он будет перегружен. Из-за нарастания неравномерности

распределения напряжений по сечению с увеличением нагрузки деформация основного металла происходит не по кривой І, а по кривой ІІІ. При этом следует учесть, что перед упрочнением пластические деформации в металле шва больше, чем в основном металле. Поэтому при удлинении ε! Точка 1 кривой основного металла

124

переместится в точку 3, а точка 2 кривой металла шва – в точку 4. Разность напряжений Δσ в основном металле и металле шва при этом почти не изменится. Разница относительных удлинений ε3 и ε1 будет также небольшой.

Таким образом при выборе сварочных материалов необходимо учитывать,

что для обеспечения высоких эксплуатационных свойств сварного соединения следует применять такие материалы, при использовании которых металл шва получится не только с высокими показателями прочности (предел прочности металла шва должен быть не ниже предела прочности основного металла), но и достаточно пластичным.

Внекоторых случаях, например при сварке высокопрочных среднелегированных сталей, невозможно подобрать такие сварочные материалы,

которые обеспечивали бы получение равнопрочного шва при достаточной его пластичности. Тогда нужно выбирать материалы с несколько меньшим пределом прочности, но обладающие высокими пластическими свойствами. Работоспособность таких сварных соединений с «мягкой прослойкой» зависит, как показали исследования О.А.Бакши, от соотношения ее свойств, свойств основного металла и от относительной толщины мягкой прослойки.

Пластическому деформированию прослойки вблизи контактных поверхностей (границ раздела с основным металлом) препятствует прилегающий к ней металл, который имеет более высокий предел текучести. В условиях стесненного пластического течения усилие, необходимое для деформации прослойки, возрастают по сравнению с тем, которое требовалось бы для материала прослойки в случае его свободного деформирования на ту же величину. Такое упрочнение мягкой прослойки называется контактным упрочнением. Контактное упрочнение будет тем больше, чем меньше относительная толщина прослойки χ = b/δ (b – ширина прослойки; δ – толщина свариваемого металла). Чем меньше χ, тем заметнее сдерживается деформации прослойки, тем выше эффективность ее контактного упрочнения.

Таким образом, путем подбора соответствующих сварочных материалов и

ширины шва можно обеспечить равнопрочность сварного соединения и основного металла даже при мягком металле шва.

Прочностные и пластические свойства металла шва зависят от его химического состава и структуры.

Висходном состоянии металл шва имеет структуру литого металла, состоящего из пластичного феррита и твердых включений карбидов (цементита). Феррит обладает малой прочностью и высокой пластичностью. Цементит при практически нулевой пластичности обладает высокой твердостью. Объем, занимаемый карбидной фазой, зависит от содержания углерода. Поэтому увеличение содержания углерода повышает прочность и снижает пластичность стали. Следовательно, в сварных швах не должно быть высокого содержания углерода. Это согласовывается и с требованиями технологической прочности. Обычно стремятся, чтобы углерод в швах не превышал 0,12%.

Необходимые механические характеристики металла шва получают путем легирования его такими элементами, которые, повышая прочность, позволяют сохранить достаточно высокие пластичность и ударную вязкость. На рис. 6.15 показано влияние растворенных в феррите легирующих элементов на его свойства.

125

Марганец, кремний и никель сильно упрочняют феррит, упрочняющее действие хрома, молибдена и вольфрама выражено значительно слабее. Легирование вольфрамом и молибденом сильно снижает ударную вязкость. Легирование

кремнием вызывает резкое снижение ударной вязкости лишь при содержании его более 0,5%. Марганец и хром при содержании их до 1%, а никель до – 3% повышают ударную вязкость.

Выбранное легирование не должно приводить к образованию горячих трещин и закалке шва.

Рис. 6.15. Влияние легирующих элементов на механические свойства.

Введение от 1 до 2% никеля повышает прочность металла шва при сохранении пластичности. Введение никеля свыше 2% сопровождается резким усилением дендритной неоднородности и снижает пластичность и ударную вязкость.

Хром снижает пластичность и ударную вязкость металла шва.

Марганец при содержании до 1,2% повышает ударную вязкость. Введение до 1,5% марганца повышает прочность при сохранении достаточной пластичности. Увеличение марганца свыше 1,5% приводит к резкому снижению ударной вязкости как при комнатных, так и при отрицательных температурах.

Введение более 0,5% кремния снижает ударную вязкость при комнатной

температуре и значительно повышает температурный порог перехода металла шва в хрупкое состояние.

Таким образом, при сварке низкоуглеродистых низколегированных

конструкционных сталей в металле шва по условиям обеспечения высокой технологической и эксплуатационной прочности должно содержаться небольшое количество углерода (до 0,12 – 0,14%), кремния до 0,5% (обычно 0,1 – 0,4%) и марганца до 1,5% (обычно 0,65 – 1,2%).

Четвертым условием при выборе сварочных материалов является получение металла шва, обладающего комплексом специальных свойств (например, высокой коррозионной стойкостью, жаропрочностью, износостойкостью и др.).

При сварке высоколегированных сталей металл шва должен обладать высокой технологической прочностью (иметь повышенную стойкость против образования горячих и холодных трещин). Так, например, при сварке

хромоникелевых аустенитных сталей металл шва для сохранения жаропрочности или коррозионной стойкости должен по своему составу быть близким к составу свариваемой стали. Однако хромоникелевый аустенитный металл шва склонен к образованию горячих трещин.

126

Одним из радикальных методов повышения стойкости высоколегированного хромоникелевого металла аустенитного класса против образования горячих трещин является получение двухфазной аустенитно-ферритной структуры. Структурное состояние может быть оценено по диаграмме Шеффлера.

Применительно к длительной эксплуатации сварных соединений при повышенных температурах количество ферритной составляющей должно укладываться в узкие пределы (≈2 – 5%), чтобы избежать как горячих трещин при сварке, так и охрупчивания от теплового старения. Поэтому при выборе сварочных

материалов для сварки хромоникелевых сплавов необходимо проверять их пригодность по количеству ферритной фазы в металле шва.

Если при сварке чисто аустенитной жаропрочной стали феррит в металле шва недопустим, то в качестве второй фазы, предупреждающей возникновение горячих трещин, используют карбиды.

Выбор материалов для наплавки слоев с особыми свойствами производят исходя из условий эксплуатации изделия. В этом случае ограничивать содержание углерода и других элементов, увеличивающих склонность к образованию горячих и холодных трещин, не представляется возможным. Тогда главным способом

предупреждения трещин при наплавке износостойких сталей и сплавов является предварительный подогрев изделия.

6.8 Принципы выбора рациональных режимов сварки

Первым условием выбора режимов сварки является получение швов с оптимальными размерами и формой, обеспечивающими как высокую технологическую прочность, так и высокие эксплуатационные характеристики.

Показателями формирования шва являются относительная глубина проплавления h/b или величина, обратная ей, - коэффициент формы проплавления ψnp = b/h (h – глубина проплавления, b – ширина шва). Очертание зоны наплавки характеризуется коэффициентом формы валика ψВ = b/c и коэффициентом полноты валика μB = FH/(bc) (c – высота усиления , FH – площадь поперечного сечения наплавленного металла).

Показателем, характеризующим формирование шва, является также коэффициент формы ванны φ = L/b (L – длина сварочной ванны).

Условия кристаллизации сварочной ванны изменяются с изменением коэффициента формы ванны и коэффициента формы проплавления; с увеличением ψПР и уменьшением φ улучшаются условия кристаллизации (уменьшается склонность к образованию холодных трещин). Однако эти величины не должны выходить за

определенные пределы иначе швы получаются слишком широкие с малой глубиной провара.

При действии точечного быстродвижущегося источника тепла максимальная температура на расстоянии r определится выражением

T = 2q . πecρvr 2

Из этого выражения найдем квадрат расстояния до изотермы плавления

127

r 2 =	2q	.
	πecρvT
	пл

Тогда площадь полуокружности, описываемая радиусом r, и будет площадью провара:

F =	πr 2	=	π	×	2q	=	q	.
ПР	2		2		πecρvTПЛ		ecρvTПЛ

Однако фактическая форма провара в большинстве случаев отличается от полуокружности: при сварке на больших токах и низких напряжениях ψПР < 2 (кривая 2 на рис. 6.16), а при относительно небольших токах и высоких напряжениях ψПР > 2 (кривая 3 на рис. 6.16).

Рис. 6.16. Очертания площади провара.

На величину ψПР влияют практически все параметры режима. Увеличение

сварочного тока значительно увеличивают глубину проплавления и мало влияет на ширину шва, вследствие этого ψПР уменьшается. Увеличение скорости сварки мало

влияет на глубину проплавления и вызывает значительное уменьшение ширины шва и, следовательно, приводит к уменьшению ψПР. Увеличение напряжения на дуге незначительно изменяет глубину проплавления и увеличивает ширину шва и, как следствие, ведет к увеличению ψПР. Увеличение диаметра электрода приводит к уменьшению глубины проплавления и увеличению ширины шва, а следовательно, - к увеличению коэффициента формы проплавления.

Фактическая форма провара представляет собой полуэллипс, площадь которого равна площади полуокружности, определенной по вышеприведенной формуле. Площадь полуэллипса, одна из полуосей которого равна е/2, а другая Н может быть определена:

F = π	e	×	H	=	πψ np H 2	.
np	2		2		4

Приравнивая правые части последних уравнений и решая относительно Н,

получим

H = 2		qn		= A		qn	.
		πecρTПЛψ ПР
					ψ ПР

Для низкоуглеродистых и низколегированных сталей при сварке под флюсом А = 0,0156, а при сварке в углекислом газе А = 0,0165.

Таким образом, для расчета глубины провара необходимо определить погонную энергию и коэффициент формы провара, который зависит от величины сварочного тока, диаметра электрода и напряжения дуги.

128

Обработка экспериментальных данных позволила вывести следующую зависимость:

ψ ПР = k(19 − 0,01ICB ) dIЭUd ,

CB

где к – коэффициент, зависящий от рода тока и полярности; dЭ – диаметр электродной проволоки, мм. Величина этого коэффициента при плотности тока j <

120 А/мм2 при сварке постоянным током обратной полярности k = 0,367/j0,1925;

при сварке постоянным током прямой полярности k = 2.82/j0,1925.

При j > 120 А/мм2 величина этого коэффициента для обратной полярности к = 0,92, для прямой полярности к = 1,12. При сварке переменным током во всем диапазоне плотностей токов к = 1.

Зная глубину провара и коэффициент формы провара можно определить ширину шва

е = ψПРН.

Для вычисления высоты валика g сначала рассчитывают площадь поперечного сечения FН по формуле:

F =	α H ICB	,
H	3600ρvCB

где αН – коэффициент наплавки г/(А*час); ρ – плотность наплавленного металла, г/см3.

При наплавке или сварке стыковых соединений без скоса кромок с нулевым зазором наплавленный металл располагается в виде валика над поверхностью листов.

Площадь поперечного сечения такого валика

FH = egμB,

где g и е – высота и ширина валика; μВ – коэффициент полноты валика, т.е. отношение площади поперечного сечения валика к площади прямоугольника, основание и высота которого равны ширине и высоте валика. Отсюда

g = FH/(μBe).

Опыты показывают, что практически для всех режимов μВ = 0,73.

Вторым условием выбора рационального режима сварки является обеспечение такого термического цикла, который обеспечит оптимальные свойства зоны термического влияния и металла шва.

129