СВАРКА И НАПЛАВКА АЛЮМИНИЯ И ЕГО СПЛАВОВ

Влияние модуля криолита на свойства флюса и сварных соединений

Одной из основных трудностей, возникающих при сварке алюминия и его сплавов, является удаление тугоплавкой оксидной пленки [13, 41]. Наиболее полно этот процесс осуществляется при использовании высокоактивных флюсов, состоящих из хлоридов и фторидов щелочных и щелочноземельных металлов [24, 25]. Основой этих флюсов является искусственный криолит, с увеличением содержания которого во флюсе возрастает его рафинирующая способность [13,22,25].

Существующим ГОСТом 10561-80, согласно которому изготавливается технический криолит, допускаются колебания его химического состава в весьма широких пределах. Ограничивается, однако, содержание Na < 30 % вес, а алюминий > 13 % вес. Вследствие чего заводы выпускают криолит с различным модулем (модулем криолита, или криолитовым отношением, считают молярное отношение NaF/AlFj).

Использование для изготовления сварочных флюсов криолита различного состава приводит к изменению физико­химических свойств флюсов (температуры плавления, плотности, электропроводности, вязкости), что, в свою очередь, влияет на формирование шва и на свойства сварных соединений.

Если в процессе плавки алюминия “кислотность” или “щелочность” расплава корректируется добавкой NaFили AIF} походу плавки [7,91], то при сварке, ввиду кратковременности процесса и небольшого объема сварочной ванны, такая возможность отсутствует. Поэтому было проведено исследование влияния модуля искусственного криолита на некоторые физико-химические свойства флюса для сварки
алюминия закрытой дугой с целью установления оптимального модуля криолита.

Согласно диаграмме состояния системы NaF - AlFy (рис. 2.7) [25, 91, 92], при 25 % (мол.) AlFj образуется устойчивое химическое соединение - криолит NajAlF6 с температурой плавления 1273 К и модулем М - 3NaF/1AlF3 - 3. Дальнейшее увеличение содержания AlF3 (уменьшение модуля криолита) приводит к снижению температуры плавления расплава. При

37,5 % (мол) AlF} фториды натрия и алюминия образуют химическое соединение - криолит NojAljF" с модулем М =■ 5NaF/3AlFj - 1,67, кристаллизующееся при 998 К.

При 46,5 % (мол) AlF} образуется эвтектика с 7^ - 958 Ки модулем Л/“ 1,15. Дальнейшее увеличение содержания AIF3

T*t 900

800

§700

«00

н

500

400

Рис. 2.7. Диаграмма состояния системы NaF-AlFf (кружки - температура плавления исследуемого криолита)

приводит к росту температуры плавления расплава, которая составляет при 50 % (мол) AlFj 1004 К [11, 93]. Модуль образующегося химического соединения эквимолярнош состава NaAlF4 равен 1.

Плотность расплавов двойной системы NaF - AlF} характеризуется максимумом, который немного сдвинут в сторону фтористого натрия от ординаты криолита NojAlF6 [11, 88]. С увеличением содержания AlF3 плотность расплава снижается.

Согласно результатам замера электропроводности системы NaF - AlF3 [И, 89], добавки фтористого натрия к криолиту увеличивают, а фтористого алюминия - уменьшают удельную электропроводность расплавов. Характерной для криолита точки на изотермах удельной электропроводности при этом не наблюдалось.

Исследование вязкости системы NaF AIF3 показывает на наличие максимума вязкости расплава, соответствующего составу криолита [11, 88]. С увеличением содержания AIF3 вязкость расплава снижается.

Поэтому для криолита, используемого при изготовлении флюсов, необходимо предварительное экспериментальное определение оптимального модуля. В табл. 2.6 приведен состав технического криолита с различными модулями, отобранного на Южно-Уральском и Полевском криолитовых заводах из различных партий.

Для проведения экспериментов было изготовлено восемь партий флюсов одинакового состава, который соответствовал составу флюса ЖА-64 (табл.2.7). При изготовлении флюса был использован криолит с различным модулем согласно табл. 2.6. Для того, чтобы содержание Si02 в исследуемых флюсах оставалось постоянным, производили их перерасчет с учетом содержания Si02 в криолите

Изготовленные флюсы подвергались исследованию - определялись электропроводность, температура плавления, плотность и жидкотекучесть [ 123].

Для определения удельной электропроводности расплавленных флюсов использовалась коаксиальная ячейка из платины, представляющая собой полый цилиндр диаметром 30 мм и высотой 10 мм. В качестве второго электрода применялся пластиковый стержень диаметром 1 мм, расположенный по центру цилиндра.

В измерительной схеме установки был использован двойной мост (рис. 2.8). Питание схемы осуществлялось от звукового генератора ЗГ-10 током частотой 1000 гц. Регистрация баланса мостиковой схемы осуществлялась с помощью осциллографа ИНО-ЗМ и одновременно дублировалась телефоном [121].

где - сопротивление плеча сравнения, см;

RB - сопротивление плеча отношения, см;

Ro сопротивление образцовой катушки, см.

Для определения электропроводности навеска исследуемого флюса засыпалась в платиновый тигель и помещалась в предварительно разогретую шахтную печь, температура в которой регулировалась ЛАТРом и фиксировалась платина-платинородиевой термопарой. После расплавления флюса и достижения требуемой температуры в расплав вводились ячейка и электрод, глубина погружения которого строго фиксировалась. Удельную электропроводность флюсов определяли как при нагреве, так и при охлаждении расплава. Определение постоянной ячейки производилось по хлористому калию и уточнялось через 1-2 замера.

Температура плавления' исследуемых флюсов замерялась платина-платинородиевой термопарой и чувствительным милливольтметром визуально - палитермическим методом. Для каждого флюса эксперимент повторялся 6-8 раз с использованием новой навески флюса и вычислялось среднее значение полученных результатов.

Для определения жидкотекучести флюсов использовалась методика, применяемая в литейном производстве. Определенная навеска испытуемого флюса в расплавленном состоянии заливается в специальную алюминиевую форму, где она затвердевает, заполняя архимедову спираль на определенную длину. Чем больше жидкотекучесть флюса, тем большую длину архимедовой спирали заполняет расплавленный флюс.

Температуры плавления исследуемых криолитов, приведенные на рис. 2.9 в виде отдельных точек, практически соответствуют диаграмме состояния NaF - AlFy Имеющиеся незначительные отклонения можно объяснить наличием примесей Si02, Fe20j и S04 в искусственном техническом криолите. При изменении модуля криолита от 1,52 до 1,65 температура плавления флюсов (рис. 2.9) изменяется незначительно и составляет 888-900 К. При увеличении модуля криолита свыше 1,65 происходит рост температуры плавления флюса. При модуле криолита Л/- 1,75 температура плавления флюса близка к температуре плавления свариваемого металла, а при М“ 2,13 - значительно превосходит ее и составляет Тш = 1000 К.

Зависимость удельной электропроводности флюсов в интервале температур от 1075 до 1223 К от модуля криолита представлена на рис. 2.10,а.

С увеличением модуля криолита электропроводность флюса ЖА-64 возрастает, так как при этом увеличивается концентрация легкоподвижных катионов Na* и снижается количество комплексных анионов AIF*, которые практически не участвуют в переносе тока [12]. При увеличении модуля криолита на 0,1 удельная электропроводность флюса увеличивается на 0,06-0,07 Ом-1. см '.

На рис. 2 10,6 показано влияние модуля криолита на плотность флюса ЖА-64. Увеличение модуля криолита приводит к возрастанию плотности флюса. При увеличении модуля криолита на 0,1 плотность флюса возрастает на 0,04- 0,06 г/см3, однако полученные значения плотности флюса не превышают плотности расплавленного свариваемого металла. С повышением температуры плотность флюса понижается линейно.

Зависимость жидкотекучести флюса ЖА-64 от модуля криолита приведена на рис. 2.11. Уменьшение модуля криолита влечет за собой увеличение жидкотекучести, что объясняется повышением содержания комплексных ионов AlFf, имеющих слоистую структуру [11]. С увеличением температуры жидкотекучесть всех флюсов растет (рис. 2.11).

Следует отметить, что при сварке под флюсом ЖА-64, изготовленным на криолитах с различным модулем, изменяется форма шлаковой корки. Характер изменения формы шлаковой корки связан с увеличением жидкотекучести флюса при снижении модуля криолита, что приводит к стеканию расплавленного флюса с верхней части сварного шва. Это вызывает затруднения при сварке кольцевых швов небольших диаметров.

При электродуговой сварке алюминия закрытой дугой флюс должен обладать температурой плавления и плотностью ниже, чем у свариваемого металла, определенной жидкотекучестью и незначительной электропроводностью, обеспечивающей устойчивый дуговой процесс сварки. По результатам исследований физико-химических свойств флюса ЖА-64 с различным модулем криолита наиболее полно этим требованиям отвечают флюсы, изготовленные на криолите с модулем 1,55-1,70.

Для определения влияния модуля криолита на

формирование шва, механические и коррозионные свойства сварных соединений производилась однопроходная односторонняя сварка пластин встык на алюминии А5 размером 1 ООО х 400 х 12 мм под флюсом ЖА-64, изготовленном на криолитах с различным модулем. Формирование обратной стороны шва осуществлялось стальной планкой с выфрезерованной канавкой глубиной 4 мм. Сварка производилась расщепленным электродом головкой А-1416. В качестве источника питания использовался генератор ПСМ - 1000. Режим сварки приведен в табл. 2.8.

Из сваренных пластин производилась вырезка макрошлифов для определения геометрических параметров шва и образцов для механических и коррозионных испытаний [94].

Изменение геометрических параметров шва в зависимости от модуля криолита представлено на рис. 2.12, а макрошлифы сварных соединений, внешний вид шва и шлаковой корки на рис. 2.13 и 2.14,

При исследовании флюсов на основе криолитов с модулем от 1,52 до 1,65 существенных изменений с формой шва не произошло. При дальнейшем увеличении высоты наружного усиления шва Лг краевого угла Q и площади сечения усиления FH высота h2 и площадь сечения усиления обратной стороны шва F уменьшаются.

Если при модуле криолита 1,52 - 1,65 высота наружного усиления шва составляла 5-6 мм, площадь сечения усиления шва 137 143 мм2 и краевой угол смачивания 47-49°, то при увеличении модуля криолита эти геометрические характеристики шва возрастают и при модуле криолита 2,13 составляют: высота наружного усиления шва h1 - 8-9 мм; площадь сечения усиления FH - 180 - 185 мм2 и краевой угол смачивания 0 - 64 - 66°.

Высота усиления обратной стороны при модуле криолита 1,52 1,65 составляет порядка 3 мм, а площадь

сечения усиления F' - 40 50 мм2.

Дальнейшее увеличение модуля криолита приводит

к уменьшению обратного усиления шва, а при М - 2,13 обратная сторона шва практически формируется заподлицо с основным металлом. При этом в зоне сплавления встречаются подрезы глубиной 1 1,5 мм (рис. 2.13).

Ширина шва в зависимости от модуля криолита мгновенно не изменяется. Результаты определения прочностных и коррозионных свойств полученных сварных соединений

а

б

Рис. 2.13. Макрошлифы сварных соединений, полученных при сварке под флюсом ЖА-64 на основе криолита с модулем 1,65 (а) и

2,13(6)

приведены в табл. 2.9.

Таблица 2.9 - Прочностные характеристики н коррозионные свойства сварных соединений

Рис. 2.14. Внешний внд пт и шлаковой корки, полученных при сварке под флюсом ЖА-64 на основе криолита с модулем 1,65

По техническим условиям на изготовление алюминиевых конструкций допускается снижение коррозионной стойкости сварных соединений по сравнению с основным металлом до 30 %.

Как видно из данных табл. 2.9, независимо от модуля криолита прочностные и коррозионные характеристики сварных соединений удовлетворяют требованиям, которые предъявляются к алюминиевым конструкциям, работающим в агрессивных средах.

2.1. Разработка флюса для сварки алюминия АДОО закрытой дугой

В настоящее время одним из наиболее рациональных способов сварки толстолистового алюминия является однопроходная односторонняя сварка под флюсом закрытой

дугой [95, 96].

Однако используемый для сварки алюминия А5 флюс ЖА-64 содержит как обязательный компонент кремнезем Si02 , при взаимодействии которого с металлом протекает реакция по восстановлению кремния и его последующему переходу в шов:

3 (Si02) +4[At = 2 (Al2Oy) + З [5Ї].

Не исключена возможность и некоторого перехода в шов из флюса примеси железа:

(Fe2Oj) + 2 [At - (AlfiJ + 2 [Fe].

Известно, что важнейший показатель качества сварных соединений из алюминия коррозионная стойкость в значительной мере зависит от степени чистоты металла шва и его однородности. Поэтому при кварке алюминия АДОО повышенное содержание кремния и железа в шве по сравнению с основным металлом, а также возникающая химическая неоднородность могут приводить к снижению коррозионной стойкости сварных соединений.

Для определения химической неоднородности по кремнию и железу в металле шва при сварке алюминия закрытой дугой и ее влияния на механические свойства сварных соединений и их коррозионную стойкость была изготовлена серия опытных флюсов с различным содержанием Si02 , состав которых приведен в табл. 2.10.

На режиме, приведенном в табл. 2.11, производилась однопроходная, односторонняя сварка электродной проволокой Св А5С стыковых соединений из пластин А5 с размерами 1000 x300 x16 мм.

Химический состав электродной проволоки и свариваемого металла приведен в табл. 2.12.

После сварки, в соответствии с рис. 2.15, производилась вырезка образцов для механических и коррозионных испытаний, определения химического состава шва, гидростатического взвешивания и микроструктурного анализа.

Для исследования распределения кремния и железа по поперечному сечению швов производился локальный

спектральный анализ сечений швов по трем рядам, в каждом из которых обыскривалось пять участков. Схема спектрального анализа поперечного сечения шва приведена на рис. 2.16. Спектральный анализ выполнялся на установке ИСП-28 с пятном обыскривания порядка 3-4 мм. Кроме того, производилось определение содержания кремния и „ 1000

J_L

Ші

JLM.

Рис. 2.15. Схема иарезки образцов: 1,8,13 - на разрыв; 2,10- на изгиб; 3,9,18,19 - для коррозионных испытаний; 4,11 - длямикро - и макроисследования; 6,12,14,16 - для спектрального анализа и химического; 5,7,15,17- для гидростатического взвешивания

железа в швах химическим анализом.

Коррозионные испытания производились по методике ИЭС имени Е. О. Патона [94] ускоренным методом кипячением в 50%-ном растворе HN03 в течение двух часов при температуре 383 - 388 К. При этом сравнение коррозионных свойств сварных образцов в соответствии с образцами из основного металла велось по критерию коррозионной стойкости А (%). Для определения прочности сварных соединений изготовлялись плоские образцы на разрыв и статический изгиб в соответствии с ГОСТом 6996- 66. Пористость швов оценивалась гидростатическим взвешиванием шлифов с определением процента пористости

швов по методике [34]. Результаты химического анализа сварных швов приведены на рис. 2.17. Как видно из рис. 2.17, в металле шва количество кремния превышает его содержание в основном

металле и электродной проволоке. При этом, по мере увеличения концентрации Si02 во флюсе растет переход кремния в металл шва. Содержание железа в шве изменяется незначительно и находится на уровне основного металла.

Для оценки неоднородности распределения кремния и железа по сечению шва использовался коэффициент вариации V- показатель, применяемый в статистике для

измерения относительных размеров колеблемости признака:

V = 100 %

X

где ст - среднее квадратичное отклонение;

X - среднее арифметическое значение концентрации:

^ /я, + т2 + ... + тя

п

где m - значение концентрации примеси в точке обыскривания шва; п количество точек обыскривания в сечении шва.

О - 1Р<1 +- У + - + Р"7

У п - 1

где Р - тл - тя {

Чем меньше значение коэффициента вариации V, тем меньше размер колеблемости признака, и наоборот. Таким образом, чем больше коэффициент вариации, тем выше химическая неоднородность металла. По результатам спектрального анализа швов (рис. 2.17) с увеличением содержания Si02 во флюсе происходит повышение значения коэффициента вариации, а значит, и степени химической неоднородности металла шва, особенно по кремнию.

Анализ микроструктуры металла шва свидетельствует о выделении по границам зерен фазьі а (Л/, Fe, Si), наблюдаемой в виде отдельных темных прослоек, количество которых увеличивается с возрастанием концентрации Si02 во флюсе (рис. 2.18,а, б, в), что приводит к увеличению химической неоднородности металла шва.

Гидростатическое взвешивание полученных сварных швов свидетельствует, что плотность металла шва независимо от содержания Si02 во флюсе практически не изменяется и остается достаточно высокой.

Предел прочности сварных соединений, полученных при сварке под флюсом с различным содержанием Si02, составляет

74 76 МПа с разрывом образцов при испытании по

основному металлу. При определении пластичности сварных соединений угол загиба составлял 180°, что свидетельствует о высоких механических свойствах сварных соединений

при наличии во флюсе ЖА-64 от 3 до 5 % SiO}.

Однако коррозионная стойкость сварных соединений заметно снижается (критерий коррозионной стойкости возрастает) по мере увеличения содержания Si02 во флюсе. Если при 3 % Si02 критерий коррозионной стойкости составлял 10,81 %, то при 5 % Si02 во флюсе его значение увеличилось до 45,81 % при предельно допустимом значении А < 30 %. Как это следует из рис. 2.17, причиной снижения коррозионной стойкости сварных соединений в этом случае является увеличение содержания примесей в шве и обусловленный этим рост химической неоднородности металла швов по кремнию и железу.

Поэтому при разработке флюса для сварки алюминия АДОО необходимо или вообще отказаться от использования Si02 во флюсе как компонента, или снизить его содержание во флюсе до такой концентрации, при которой получаемое сварное соединение будет сохранять необходимые коррозионную стойкость и механические свойства.

Одной из основных функций, выполняемых Si02 во флюсе ЖА-64, является снижение его электропроводности за счет образования сложных и малоподвижных кремнекислородных комплексов Six01' [96]. Кроме того, в расплавленном флюсе происходит взаимодействие криолита с кварцевым песком:

4 NajAlFe + 3 Si02 - 2 Al203 + 3 SiF4 + 12 NaF.

Образующиеся Al203 и SiF4 имеют нулевую электропроводность, что способствует снижению электропроводности расплава. Для определения электропроводности флюсов ЖА-64 при различном содержания в нем Si02 были изготовлены опытные флюсы, составы которых приведены в табл. 2.13.

Результаты определения электропроводности этой серии флюсов представлены на рис. 2.19.

Из рис. 2.19 видно, что удельная электропроводность уменьшается по мере увеличения содержания во флюсе Si02. Увеличение температуры расплава даже в сравнительно небольшом интервале от 800 до 950 °С сильно повышает удельную электропроводность (более, чем в 2 раза), что можно объяснить снижением вязкости флюсов и повышением подвижности ионов.

При автоматической сварке алюминия под флюсом ЖА-64 выявлена химическая неоднородность металла шва, которая определяется составом используемого флюса. Основным

компонентом флюса, влияющим на химическую неоднородность металла шва, является Si02, с увеличением содержания которого во флюсе возрастает химическая неоднородность металла шва, снижающая коррозионную стойкость сварных соединений.

При разработке флюса для сварки алюминия АДОО закрытой дугой необходимо снизить химическую

неоднородность металла шва. Для этого необходимо уменьшить содержание Si02 во флюсе.

Однако при снижении Si02 во флюсе ЖА-64 необходимо ввести такой компонент, который бы понизил электропроводность флюса, но при этом не легировал металл шва элементами, снижающими коррозионную стойкость сварного соединения.

Согласно термодинамическим расчетам, а также практике сварки и производства алюминия, нейтральными по отношению к металлу можно считать флюсы, состоящие из галоидных соединений щелочных и щелочноземельных металлов. Поэтому при разработке флюса для сварки алюминия АДОО необходимо ввести в шлаковую основу флюса ЖА-64 такое галоидное соединение, которое бы обеспечило снижение электропроводности шлаковой основы флюса до необходимого уровня.

Так как суммарная концентрация хлоридов натрия и калия в шлаковой основе флюса ЖА-64 составляет более 50 % вес, то введение CaF2 в шлаковую основу флюса ЖА-64, может понизить ее электропроводность, сохранив на требуемом уровне концентрацию в шве постоянных примесей - кремния и железа.

Для проверки данных теоретических предпосылок были изготовлены флюсы с добавкой к шлаковой основе флюса ЖА - 64 фторида кальция в количестве от нуля до 5 % вес. Составы исследуемых флюсов приведены в табл. 2.14.

Замер электропроводности расплавленных флюсов в интервале температур 1073 - 1223 К производился по ранее описанной методике. Полученные результаты определения электропроводности исследуемых флюсов показали, что удельная электропроводность; флюса с увеличением содержания CaF2 уменьшается. При этом повышение содержания CaF2 во флюсе на 1 % приводит к снижению удельной электропроводности на 0,15 - 0,20 Ом'1 ■ см'1 [125].

С повышением температуры электропроводность исследуемых флюсов увеличивается аналогично флюсам ЖА - 64, содержащим Si02 (см. рис. 2.19).

Существенное значение для получения высокого качества металла шва имеют такие физические характеристики флюса, как температура плавления и плотность, которые должны быть меньшими, чем у свариваемого металла.

Согласно полученным результатам (табл. 2.15), температура плавления шлаковой основы флюса ЖА-64 NaAlF6 NaCl - КСІсоставляет 879 - 883 К. При введении Si02 и (мР} температура плавления флюса возрастает и достигает 891 - 893 К при содержании 2 % Si02 и 905 - 907 К при наличии 5 % CaF2, что не превышает температуры плавления алюминия АДОО.

Результаты определения плотности флюсов ЖА-64 с различным содержанием Si02 и CaF2 (см. табл. 2.12 и 2.14) приведены на рис. 2.20 и 2.21. С увеличением содержания Si02 во флюсе на 1 % его плотность уменьшается на 0,012 - 0,015 г/ см3.

С увеличением концентрации фторида кальция во флюсе плотность расплава возрастает, причем повышение содержания во флюсе на 1 % приводит к увеличению его плотности на 0,017 0,020 г/см3.

Плотность всех исследуемых флюсов возрастает с уменьшением температуры линейно, но не превышает плотности алюминия АДОО даже при температуре его плавления.

Дальнейшее увеличение CaF2 во флюсе существенно повышает его температуру плавления, плотность и отрицательно сказывается на формировании шва.

Поэтому все последующие исследования флюсов производились при содержании CaF2 не более 5 %.

Для проверки возможности получения устойчивого дугового процесса при сварке под флюсами, содержащими менее 3 % Si02 , производилось исследование совместного влияния Si02 и CaF2 на электропроводность, плотность, жидкотекуч есть и температуру плавления флюсов. Составы исследуемых флюсов приведены в табл. 2.16.

Из рис. 2.22, на котором показаны результаты замеров удельной электропроводности этих флюсов, видно, что в присутствии CaF2 удельная электропроводность расплавов снижается по мере увеличения в них количества внесенного Si02.

Таблица 2.16 - Составы флюсов с Si02 и CaF2

В соответствии с данными проведенных опытов, вливше Si02 и CaF2 на электропроводнАть флюса ЖА-134 при данной теї^іературе может быть представлено линейной зависимостью.

Исследования совместного влияния Si02 и CaF2 на плотность флюса показывают её снижение с ростом содержания Si02 (рис. 2.23) и одновременно приводит к увеличению температуры плавления флюса (табл. 2.17), не превышая при этом соответствующих характеристик свариваемого металла.

Результаты исследования жидкотекучести флюсов при температуре 973, 1073 и 1173 К приведены на рис. 2.24 и 2.25. Согласно полученным данным, с увеличением температуры жидкотекучесть всех исследуемых флюсов растет. Следует отметить, что исследуемые флюсы обладают достаточной жидкотекучестью, необходимой для сохранения активности флюса, не достигая при этом тех значений, при которых происходит стекание

0 1,0 2,0 3,0

Содержание SiOj to */• і

а

Рис. 2.24. Изотермы жидкотекучести флюсов ЖА-64 с различным содержанием Si02 (а) и CaF} (6)

расплавленного флюса с вершины шва.

Чтобы определить влияние, оказываемое двуокисью кремния во флюсе на механические и антикоррозионные свойства сварных соединений, производилась сварка пластин встык из алюминия АДОО толщиной 14 мм под флюсом №№ 4, 6, 7, 8 и 9, содержание Si02 в которых изменялось от нуля до 2 %. В качестве электродной проволоки была выбрана проволока св. А7, которая по своему химическому составу приближается к

О 0,5 1,0 1,5 2,0

Содержание SiOj во флюсе, % вес.

Рис. 2.25. Изотермы жидкотекучести флюсов ЖА-64 с различным содержанием Я02 +3%CaF2

свариваемому металлу.

В табл. 2.18 приведен химический состав электродной проволоки и свариваемого металла.

Сварка осуществлялась расщепленным электродом диаметром 3 мм на режиме: 1а = 550 - 620 A; U - 28 - 34 В; Va = 13 м/ч; V3 ■= 184 м/ч. Благодаря введению CaF2 , все исследуемые флюсы обеспечили вполне устойчивый дуговой процесс сварки.

Результаты определения химического состава металла шва, а также испытания полученных сварных соединений на разрыв ав, загиб а и коррозию А в зависимости от концентрации SiO? во флюсе приведены на рис. 2.26 и 2.27.

При сварке под флюсом, не содержащим в своем составе Si02, химический состав металла шва и свариваемого металла аналогичны (см. рис. 2.26). Внесение Si02 во флюс приводит к переходу кремния в шов и увеличению его концентрации, которая превышает предельно допустимую величину для алюминия АДОО при содержании Si02 во флюсе более 1 %. Концентрация Fe в шве при этом существенно не изменяется и составляет 0,11 - 0,13 %.

С увеличением содержания Si02 во флюсе возрастает неоднородность распределения кремния в металле шва, что подтверждается ростом коэффициента вариации по кремнию Значение коэффициента вариации по железу при этом увеличивается незначительно.

Согласно результатам механических испытаний полученных сварных соединений при сварке под флюсом, не содержащим в своем составе Si02, с( = 6,2 - 6,4 кг/мм2. Разрыв образцов при испытании происходил по шву (рис. 2.28).

Легирование металла шва кремнием при внесении во флюс Si02 приводит к увеличению предела прочности сварных соединений.

Если при содержании во флюсе 1 % Si02 ав = 6,7 - 6,9 кг/мм2 и разрыв образцов происходит по шву, то при сварке под флюсом, содержащим 2 % Si02 ав 7,4 - 7,6 кг/мм2 с разрывом образцов по зоне термического влияния.

Пластичность сварных соединений, полученных при сварке под исследуемыми флюсами, сохранялась достаточно высокой. Угол загиба составлял 180°.

Результаты коррозионных испытаний сварных соединений по методике ИЭС им. Е. О. Патона [94] показывают, что коррозионная стойкость сварных соединений понижается с увеличением концентрации Si02 во флюсе. Если при сварке под флюсом, не содержащим Si02 , критерий коррозионной стойкости сварных соединений А = 18,3 %, то с увеличением концентрации Si02 во флюсе критерий коррозионной стойкости возрастает и при содержании во флюсе 2 % Si02 А - 32,4 %, что превышает допустимое значение критерия коррозионной стойкости для сварных алюминиевых соединений (А^ < 30 %).

Анализ результатов механических и коррозионных испытаний сварных соединений, полученных при сварке под флюсами с различным содержанием SiOr электродной проволокой Св.07, показывает, что необходимые механические и коррозионные свойства металл^ шва обеспечивает флюс, содержащий 1,5 % SiOr Однако данный состав флюса нельзя считать оптимальным, так как коррозионная стойкость сварных соединений при этом близка к предельно допустимой. Более высокую коррозионную стойкость сварных соединений обеспечивает флюс с меньшим содержанием SiOy но при этом понижается прочность сварных соединений на разрыв.

Металлографический аналіиз сварных соединений, полученных при сварке под флюсоїм, не содержащим в своем составе Si02, электродной проволокой А7, показал, что металл шва имеет грубое дендритное строение (рис. 2.29, а). Микроструктура металла шва состоит из крупных кристаллов алюминия и небольшого количества эвтектики ( Al - Fe - Si) в виде тонких прерывистых прослоек, расположенных по границам зерен (рис. 2.30, а). Поэтому для измельчения зерна и получения более высоких механических свойств металла шва необходимо модифицировать его структуру.

В алюминиевых слитках для измельчения зерна используются тугоплавкие элементы титан, цирконий, тантал, ванадий, бор и др. [39]. При сварке алюминия практическое применение для измельчения крупнозернистой

структуры шва получили титан и цирконий [97].

Согласно результатам использования титана и циркония в качестве модификаторов при плавке и сварке алюминия, выявлено, что при одних и тех же концентрациях титана и циркония в металле измельчение зерна происходит в различной степени. Введение в металл 0,10 0,15 % Ті

приводит к заметному измельчению зерна алюминия. Аналогичное действие циркония проявляется лишь при концентрации его в металле порядка 0,30 - 0,35 % [97]. Так как модифицирующее действие металла титана проявляется при меньших концентрациях, чем при использовании в качестве модификатора циркония, то в дальнейшем измельчение структуры металла шва осуществлялось титаном, что является и экономически более целесообразным.

Введение титана в шов можно осуществлять как через флюс, так и через электродную проволоку. При добавке во флюс титанового порошка или ТЮ2 ухудшалось формирование

а б

Рис. 2.30. Микроструктура металла шва при сварке электродной проволокой А7 (а) и А85Т (б)

и раскисление шва.

Использование алюминиево-титанистой лигатуры связано с дополнительными затратами на ее изготовление, вызывает затруднения при ее введении в шов, не обеспечивает равномерного распределения модификатора по сечению шва и способствует его газонасыщению [88]. Поэтому наиболее рациональной структурой при сварке алюминия под флюсом является электродная проволока.

На основании проведенного расчета была выбрана электродная проволока А85Т, выпускаемая согласно СТУ-6-

2- 66. Химический состав электродной проволоки А85Т, которой производилась сварка встык пластин из алюминия АДОО толщиной 14 мм под исследуемыми флюсами, приведен в табл. 2.19.

Рентгенопросвечивание полученных сварных швов (рис. 2.31) свидетельствует об отсутствии внутренних дефектов.

Исследование микроструктуры полученных сварных соединений показывает, что металл шва имеет мелкозернистую дезориентированную структуру (см. рис. 2.29, б). Характерная микроструктура металла шва представлена на рис. 2.30, б.

При сварке под флюсом с различным содержанием Si02 электродной проволокой А85Т содержание кремния и железа в металле шва меньше, чем при использовании электродной проволоки А7 (рис. 2.32). Это объясняется пониженным содержанием этих элементов в проволоке А85Т. Абсолютные значения коэффициентов вариации по кремнию и железу ( и ) при этом также ниже (см. рис. 2.32).

Модифицирование металла шва титаном привело к повышению его прочности. Независимо от содержания Si02 во флюсе прочность сварных соединений достигает 74 76 МПа с разрывом образцов вне шва (рис. 2.33). При испытании на пластичность полученных сварных соединений угол загиба составлял 180° (рис. 2.34).

Характер изменения коррозионной стойкости сварных соединений, полученных при сварке электродной проволокой А85Т под флюсами с различным содержанием Si02, аналогичен результатам, полученным при использовании проволоки А7.

01

Рис. 2.33. Внешний вид сварных образцов после испытания на разрыв при сварке электродной проволокой А85Т

С увеличением количества кварцевого песка, внесенного во флюс, критерий коррозионной стойкости сварных соединений возрастает (рис. 2.27), что свидетельствует о падении стойкости металла к коррозии.

Однако по абсолютному значению критерий коррозионной стойкости имеет меньшее значение при сварке электродной проволокой А85Т, по сравнению с проволокой А7, что объясняется повышенной чистотой металла шва по кремнию и железу, а также модифицирующим действием титана. Внешний вид полученных образцов после коррозионных испытаний приведен на рис. 2.35.

Результаты механических и коррозионных испытаний сварных соединений, полученных при сварке под флюсом с различным содержанием Si02 электродной проволокой А85Т, показывают, что наиболее высокие прочностные и коррозионные свойства сварных соединений обеспечивают флюсы, содержащие Si02 до 1 %. При этом сохраняются

Рис. 2.35. Внешний вод сварного образца после коррозионных испытаний на изгиб: а - сварное соединение; б - основной металл

хорошее формирование шва и отделимость шлаковой корки.

Разработанному составу керамического флюса для сварки алюминия АДОО присвоена марка ЖА-64А (табл. 2.20).