СВАРКА разнородных металлов и сплавов

СВАРКА АЛЮМИНИЯ, ТИТАНА И ИХ СПЛАВОВ

Алюминиевые сплавы. Технология сварки алюминия и его спла­вов достаточно широко освещена в литературе [103, 168]. Однако оте­чественные и зарубежные сведения относительно свариваемости алю-

миниевых сплавов различных сочетаний весьма противоречивы и неполны [194].

При сварке разноименных [2] алюминиевых сплавов встречаются следующие трудности. Различие в химическом составе разноименных алюминиевых сплавов (особенно выполненных холодной сваркой) в процессе последующего нагрева приводит к протеканию диффузион­ных процессов в стыках соединений. При сварке плавлением это различие вызывает образование химической неоднородности. При сварке деформируемых сплавов с литейными возникает значительная структурная неоднородность. Для соединения хорошо свариваемого алюминиевого сплава, например АМц с трудносвариваемым Д16, требуются дополнительные меры.

При точечной и шовной сварке необходимо принимать во внима­ние различие в физических свойствах разноименных алюминиевых сплавов. Например, температура плавления алюминия АД1 на ~40 °С превышает температуру плавления сплава АМгб, а удельное электросопротивление алюминия почти в 2 раза меньше, чем у сплава АМгб. Теплопроводность и электропроводимость алюминиево-магние­вого сплава АМгб при 20 °С почти в 2 раза меньше аналогичных физи­ческих свойств алюминия. Большие трудности при всех видах сварки алюминиевых сплавов вызывает необходимость удаления с поверх­ности свариваемых кромок плотной тугоплавкой окисной пленки, препятствующей сплавлению. Состав этой пленки различен на алюми­ниевых сплавах разного химического состава: на чистом алюминии — А1203, на сплавах системы алюминий —магний—шпинель MgO* А1203.

В отечественной и зарубежной практике все более широкое применение находят многослойные изделия из цветных металлов и сплавов, полученные совместным пластическим деформированием. При холодной сварке композиций АМгб—АД1—АМгб, полученных прокаткой двух листов-заготовок АМгб, плакированных сплавом АД1, в микроструктуре области сопряжения практически не наблю­далось четкой границы раздела АМгб—АД1, что свидетельствует об их прочной металлической связи.

При точечной сварке плакированных алюминиевых сплавов (Діб, АМгб и др.) часть плакированного слоя, толщина которого 0,1 — 0,2.мм, часто остается нерасплавленной в плоскости контакта листов. На первоначальных стадиях формирования ядра на шлифах можно обнаружить четкую линию разъема в местах расположения остав­шегося плакированного слоя. Сохранение его при образовании литого ядра объясняется более высокой температурой плавления и пониженным электросопротивлением алюминия АД1 по сравнению со сплавами АМгб, Діб и др. Рабочее же сечение на этом участке опре­деляется лишь площадью взаимного проплавления листов.

Для увеличения рабочего сечения литого ядра при сварке пла­кированных алюминиевых сплавов рациональны более жесткие ре­жимы сварки или предварительное стравливание плакированного

слоя (для коррозионно-стойких сплавов). При точечной сварке разно­именных'"алюминиевых сплавов вследствие различия в физических и механических свойствах зона расплавления обычно несимме­трична относительно плоскости соединения листов. Сварка деталей одинаковой толщины из сплавов с близкими физико-механическими свойствами (Д16АТ, ВАД-IT, В95АТ) не вызывает каких-либо за­труднений и выполняется на стандартных режимах.

При сварке сплавов Д16АТ и АМгб, отличающихся главным об­разом механическими свойствами (ств = 280 и 160 МПа соответст­венно), в обычных условиях проплавление детали из Д16АТ больше, чем детали из АМгб. В таких случаях целесообразно применять элек­троды с различными радиусами заточки, массами, разных диаметров и из медных сплавов с неодинаковыми теплопроводностью и электро­проводностью [24, 178].

Если соединяемые детали отличаются не только по физико-меха­ническим свойствам, но и по толщине, то трудности сварки могут возрасти [5]. Необходимое проплавление детали неравной толщины может быть достигнуто за счет изменения интенсивности отвода теп­лоты в электроды. Так, при сварке листовых деталей из алюминие­вого деформируемого сплава типа АМц толщиной 0,8 мм и литейного сплава типа силумин толщиной 4 мм (на машине МТ-601) интенсив­ность отвода теплоты в электроды снижали введением в контакт между электродом и тонкой деталью теплового экрана (прокладки) из стали 12Х18Н9 толщиной 0,5 мм. Обычно тепловые экраны изго­товляют из тех же материалов, что и свариваемые детали, однако наи­более эффективно размещение между электродом и тонкой деталью пластинок из материала с высоким электросопротивлением и темпе­ратурой плавления, например коррозионно-стойкой стали. При про­текании тока такой экран нагревается и разогревает свариваемые детали. При комбинированном действии тока и теплового экрана про­исходит образование зоны расплавления в свариваемых деталях. Форму рабочей поверхности электродов выбирают в зависимости от формы и конструкции свариваемого объекта.

Параметры оптимального режима, обеспечивающего стабильное качество сварки и достаточную прочность соединения сплавов АМц и АДО: U2 = 1,79 и 1,58 В, р = 0,05 МПа, t = 0,5 с.

При сварке плавлением разноименных алюминиевых сплавов в ванне происходит их перемешивание и возникают значительные макро - и микронеоднородности, степень развития которых зависит от различия химических составов свариваемых алюминиевых сплавов и технологических факторов (режимов и техники сварки, толщин металлов, разделки кромок и т. п.). Как правило, легирующие эле­менты в пределах расплавленного металла распределены неравно­мерно, склонность шва к образованию трещин значительно выше, чем при сварке однородных соединений. Отсутствие гомогенности со­става вызывает также повышенную коррозию сварного шва и соеди­нения в целом.

Таким образом, исследование свариваемости разноименных алю­миниевых сплавов должно включать выбор присадочной проволоки

оптимального состава, обеспечивающей высокое качество сварных соединений (без горячих трещин, пор и т. п.); получение высоких прочностных и пластических характеристик сварных соединений, коррозионно-стойких в атмосферных условиях и условиях сложного напряженного состояния. Сварка разноименных алюминиевых спла­вов рассмотрена в работе [194], где приведены механические свой­ства сварных соединений почти для 150 комбинаций основного и леги­рующего присадочного металлов.

При выборе присадочной проволоки для сварки разноименных алюминиевых сплавов, например, сплавов системы А1—Mg, целесо­образно использовать проволоку с содержанием магния выше, чем в свариваемых металлах [37 ]. Магний как модификатор оказывает положительное влияние на уменьшение склонности соединения к об­разованию трещин в швах [168].

Для оценки пригодности присадочной проволоки служат техно­логические пробы «рыбий скелет» и «крестовая» [168], а также полу - количественная методика МВТУ, в которой склонность к образова­нию горячих трещин определяется критической скоростью деформа­ции Акр. За показатель склонности к образованию трещин при сварке технологических проб «рыбий скелет» и «крестовая» принимают от­ношение суммарной длины трещин на участках шва и зоны сплавле­ния к общей длине соединения (Аср %).

По методике МВТУ исследуемые образцы принудительно дефор­мируют в процессе сварки с заданной скоростью. Скорость дефор­мации увеличивают от образца к образцу до тех пор, пока в металле шва или зоне сплавления не образуется трещина. В качестве показа­теля склонности к образованию трещин принята минимальная ско­рость деформации (растяжения), при которой появляется трещина.

При сварке одноименных алюминиевых сплавов для пробы «рыбий скелет» образцы изготовляют из листового металла толщиной 2— 6 мм. Испытуемый образец укладывают на плоскую подкладку из меди или графита и проплавляют вдоль осевой линии автоматической аргонодуговой сваркой вольфрамовым электродом симметричным переменным током при постоянной скорости vcn = 12 м/ч. При этом выбранный режим сварки должен обеспечивать такой же, как в реаль­ных соединениях, проплав и равномерную по всей длине образца ширину шва с лицевой и обратной стороны. Каждое испытуемое сочетание свариваемый металл —проволока оценивают по резуль­татам испытания не менее семи образцов.

Для оценки склонности соединений к образованию горячих тре­щин при сварке разноименных алюминиевых сплавов применяют несколько измененную, нежели при сварке одноименных сплавов, пробу «рыбий скелет» [57]. Используют образцы, вырезанные из стыковых соединений разноименных сплавов, которые сварены с двух сторон без присадочной проволоки. При этом применяют те же режимы, что и при сварке одноименных сплавов, но повышен­ную скорость сварки (исв — 30 м/ч). Полученный образец вновь проплавляют вдоль имеющегося шва на режимах, применяемых при сварке образцов из одноименных алюминиевых сплавов. Такая мето-

Рекомендуемые присадочные проволоки для сварки разноименных алюминиевых сплавов

Св АК5 Св АК5 Св АК5 Св 1201Пч Св АК5 Св АК5 Св АКБ Св АК5 Св АК5 Св АК5 Св АК5

Св АК5 Св АК5 Св АКБ Св АМгБ Св АМгБ Св АМгБ Св АМгб Св АМгб Св АМгб Св АМгб

Св АКБ Св АКБ Св АКБ Св АКБ Св АМгБ Св АМгб Св АМгб Св АКБ Св АКБ

Св АКБ Св АКБ Св АКБ Св АКБ Св АМгБ Св АМгб Св АМгб Св АКБ

Св АКБ Св АКБ Св АКБ Св АКБ Св АМгБ Св АМгб Св АМгб

дика обеспечивает отсутствие несплавлений в шве, незначительные деформации и уменьшенный объем металла шва. Склонность к обра­зованию горячих трещин проверялась при сварке ряда разноимен­ных алюминиевых сплавов, в том числе сочетания сплава АМгб с М40 толщиной 5 мм. Установлено, что склонность к образованию трещин для различных сочетаний алюминиевых сплавов и основных металлов была следующей: для АМгб + АМгб Аср =46%; для М40 М40 Аср = 47 %; для АМгб + М40 Аср = 51 %; для сплава

АМгб Аср = 47 %; для сплава М40 Аср = 51 %. Полученные пока­затели свидетельствуют о том, что сварные соединения сплава АМгб со сплавом М40 менее стойки против образования горячих трещин, чем соединения сплава АМгб, и не уступают соединениям сплава М40.

Марки присадочных проволок, обеспечивающие повышенную стойкость сварных соединений разноименных алюминиевых сплавов против горячих трещин, приведены в табл. 10 [49].

Образцы соединений сплавов АМг5 + АМгб, АМг5 + АМгЗ, АМгб + АДО и АМгб + А7 получали при следующем режиме сварки:

/св = 270 A, Un = 18 В, число проходов 3, проволока Св-АМгб диаметром 4 мм. Ручную арго­нодуговую сварку выполняли на установке УДГ-501 [37].

Микроструктура сплавов АМгЗ и АМгб представляет собой соче­тание некрупных зерен а-твердого раствора с (3-фазой (Mg2Al3), выде­лившейся по всему полю. Анало­гичную структуру имеет сплав АМгб, но зерна (3-фазы в нем вы­тянуты в направлении прокатки.

Структура алюминия АДО, А7 характеризуется наличием круп­ных зерен. Если переход от наплавленного металла к основному со стороны АМгЗ, АМгб, АМгб плавный, то со стороны АДО, А7 он четко выражен.

Наплавленный металл во всех сочетаниях сплавов имеет равно­мерную мелкозернистую структуру, характерную для литого ме­талла, и состоит из a-твердого раствора и (3-фазы, выделившейся в виде прожилок. В зоне термического влияния зерна несколько ук­рупнены. Дефектов типа трещин, пор и непроваров в швах не обна­ружено. Результаты испытаний сварных образцов на растяжение (табл. 11) показывают, что прочность соединений АМгб + АДО, АМгб + А7, АМгб + АМгЗ находится на уровне наименее проч­ного металла.

Титановые сплавы. Одна из основных задач сварки разноименных титановых сплавов —получение сварного соединения, свойства ко­торого не уступали бы аналогичным свойствам одного из соединяемых металлов (имеющего пониженные характеристики).

Сварка плавлением титана с низколегированными а-сплавами, такими, как ВТ5, ВТ5-1, происходит без особых затруднений. Соеди­нения встык деформированных сплавов ВТ1-0, ВТ5, ВТ5-1 толщиной 6 мм в различных сочетаниях, выполненных автоматической сваркой с присадочной проволокой диаметром 3 мм из титана ВТ1-0 под флю­сом АНТ-7 на постоянном токе обратной полярности, имели высокие показатели прочности и пластичности [108]. Коррозионная стойкость металла шва таких соединений и основного металла в промышленных агрессивных средах практически одинакова.

Указанные сплавы толщиной 4, 10, 25 мм можно соединять ручной и автоматической аргонодуговой сваркой на постоянном токе прямой полярности без присадочной проволоки или с присадочной проволо­кой из технического титана или сплава ВТ2св [125]. Сварные соеди­нения обладают достаточно высокой пластичностью, ударной вяз­костью и низкой чувствительностью к концентраторам напряжений. Прочность и теплостойкость сварных соединений BT5JI + ОТ4 не ниже подобных свойств основного металла. Разрушение сварных соединений при нормальной температуре происходит по сплаву

5 В. Р. Рябов и др.

ВТ5Л (ств = 760 МПа); при 350 °С разрушение соединений происхо­дит по границе шва со стороны сплава ОТ4 (<тв = 440 МПа). Сопро­тивление усталости и временное сопротивление при повторно-ста­тических нагружениях сварных соединений не ниже, чем для литей­ного сплава BT5JI. Структура сварных соединений после сварки и после отжига принципиально не отличается от структуры обычных соединений из низколегированных деформированных сплавов.

Механические свойства и структуры сварных соединений толщи­ной 1,5—2 мм сплава BT5JI в сочетании с псевдо а-сплавами ВТ20 и BT20J1, выполненных автоматической аргонодуговой сваркой без при­садочной проволоки, ручной сваркой с присадочной проволокой ВТ20-1св, шовной и точечной сваркой, исследованы в работе [150]. Временное сопротивление сварных соединений, выполненных аргоно­дуговой и шовной сваркой, не ниже временного сопротивления литей­ного сплава BT5J1. Пластичность и вязкость соединения при аргоно­дуговой сварке такие же, как у основного металла.

Механические свойства сварных соединений высокопрочных ли­тейных (а -+- Р) сплавов BT14J1 и BT21J1 с деформированным сплавом ВТ22 толщиной 15 мм, выполненных с присадочной проволокой СПТ-2, приведены в работе [150]. Для основных металлов BT14J1 ав = 1010 МПа, ВТ21Л ов = 1050 МПа, ВТ22 ав = 1100 МПа. Свой­ства сварных соединений определяли после отжига по оптимальному режиму: температура отжига 750 °С, выдержка 1 ч, охлаждение со скоростью 3—5 °С/мин до 400 °С, далее охлаждение на воздухе. Ре­зультаты испытаний показали равнопрочность соединений основному металлу литейных сплавов (в обоих случаях ав == 1020 МПа), удар­ная вязкость швов и околошовной зоны со стороны литейного сплава несколько выше ударной вязкости самого литейного сплава (300 и 230 кДж/м2 соответственно). В околошовной зоне сплава ВТ22 на­блюдается снижение ударной вязкости по сравнению с ударной вяз­костью основного металла ВТ22.

При испытании на ударный изгиб образцов с трещинами установ­лено, что для сварных соединений литейных сплавов BT14JI и BT21JI с деформированным сплавом ВТ22 склонность к хрупкому разру­шению основного металла и околошовной зоны сплавов BT14JI и BT21JI (после отжига по режиму, принятому для сплава ВТ22) выше, чем склонность тех же сплавов в неотожженном состоянии и сплава ВТ22 после отжига.

Аргонодуговую сварку неплавящимся электродом сплавов ВТ5, ОТ4, ОТ4-1 в сочетании с деформированными сплавами ВТ14, ВТ22 больших толщин (10—15 мм) выполняли с применением присадочной проволоки ВТ20-1св, обладающей высокой прочностью и удовлетво­рительной пластичностью по следующей технологии [155]: первый проход /св = 115 А, усв = 34 м/ч без присадочной проволоки; после­дующие проходы с присадочной проволокой при постепенном уве­личении /св до 270 А и vCB до 8 м/ч (число слоев изменяли в зависи­мости от толщины пластин). Сварные швы отличались хорошим фор­мированием и отсутствием дефектов.

Распределение примесей (кислорода, водорода) в сварных швах исследуемых сплавов определяли спектральным методом. Содержа­ние кислорода не превышало содержания его в основном металле (0,11—0,15 %); распределение водорода по зонам сварного соедине­ния находилось в пределах нормы (не более 0,0015 %).

Сварные соединения указанных сочетаний титановых сплавов, выполненные с присадочной проволокой ВТ20-1св, обладают удовле­творительными механическими свойствами. Прочность сварных со­единений BT20JI + ВТ5Л, BT20JI + ВТ14, ВТ20Л + ОТ4 опреде­ляется менее прочным сплавом (ВТ5Л, ВТ 14, ОТ4 соответственно). Для сварного соединения ВТ20Л + ВТ22 сгв = 942 МПа, разруше­ние образцов происходит по металлу шва. Для этого сочетания на­блюдается резкое снижение значения ударной вязкости металла зоны термического влияния со стороны ВТ22 (250—280 кДж/м2). Ударная вязкость металла шва для всех сочетаний практически оди­накова и определяется присадочной' проволокой ВТ20-1св (620— 780 кДж/м2).

Сварные соединения сочетаний ВТ20Л + ВТ5Л, ВТ20Л + ОТ4, ВТ20Л + ВТ14, ВТ20Л + ВТ22, выполненные присадочной про­волокой ВТ20-1св, обладают термически стабильными механическими свойствами (табл. 12). При сварке деформированных сплавов ВТ20+ + ОТ4-1 с присадочной проволокой ВТ20-1св ав = 590 МПа; при испытании образцов на ударную вязкость с надрезом по металлу шва разрушение происходит со смещением к сплаву ОТ4-1 (ан = = 880 кДж/м2). Для соединения сплавов ВТ20 + ВТ22 ав = 880 МПа, разрушение происходит по металлу шва (для ВТ20 ав = 950 МПа, для ВТ22 ав = 1100 МПа); ан = 530 кДж/м2 (разрушение по шву).

Механические свойства свар­ных соединений деформирован­

ного сплава ВТ20 со сплавами ОТ4-1 и ВТ22, выполненных с при­садочной проволокой ВТ20-1св, приведены в табл. 13.

Для основных металлов ОТ4-1 сгв = 700 МПа, для ВТ20 ав = = 1000 МПа, для присадочной про­волоки ВТ20-1св ов = 750 МПа.

Микроструктура металла шва исследуемых разноименных соеди­нений представляет собой мартен - ситную а'-фазу. Микроструктура основных металлов ВТ22 и ВТ 14 — мелкозернистая, двухфазная; в зоне термического влияния на­блюдается рекристаллизованная зона за счет нагрева при сварке. Микроструктура основного мате­риала ОТ4 — крупнозернистая; в зоне термического влияния рекри­

сталлизации не наблюдается, так как основной материал имеет круп­нозернистую структуру с малой степенью деформации; микрострук­тура металла зоны термического влияния со стороны сплава ВТ5Л —■ однофазная, такая же, как и у основного металла.

Результаты, полученные при электронно-лучевой сварке жаро­прочных двухфазных титановых сплавов ВТ9 и ВТ18у толщиной 15 мм, приведены в работе [151]. Сварку выполняли на установке ЭЛУ-4 с источником СП-30 за один проход на остающейся подкладке на режиме: /св = 270 мА, t/yCK =30 кВ, vCB = 40 м/ч. Сварные соеди­нения сплавов ВТ9 + ВТ18у непосредственно после сварки имели довольно высокие механические свойства (табл. 14).

Для сопоставления в табл. 15 приведены свойства основного ме­талла ВТ9 и ВТ18у и сварных соединений однородных сплавов, вы­полненных электронно-лучевой сваркой (б = 15 мм).

При испытании на кратковременный разрыв разрушение сварных соединений разноименных сплавов ВТ9 + ВТ18у происходит по ос­новному металлу ВТ18у, что связано с более низкой его прочностью по сравнению с прочностью ВТ9. Ударная вязкость металла шва со­ставляет 210—350 кДж/м2, что практически соответствует значениям ударной вязкости основного металла.

С целью снижения остаточных напряжений сварные разноимен­ные соединения подвергали отжигу. Скорость охлаждения с печью была выбрана с учетом реальных условий охлаждения (4—5 °С/мин). Установлено, что ударная вязкость имеет несколько большие значе­ния после высокотемпературного отжига (ап = 160 -5-310 кДж/м2), чем после низкотемпературного (аи = 130—210 кДж/м2).

При испытании на длительную (100 ч) прочность разрушение сварных соединений происходит как по сплаву ВТ9, так и по сплаву ВТ18у. При температуре 500 °С после всех опробованных режимов термообработки ав = 540 МПа. Однако при отжиге с последующим охлаждением с печью наблюдается снижение жаропрочности (ав ~ ^ 500 МПа). Испытание при температуре 600 °С показало, что пре­дел длительной прочности составил ^>200 МПа независимо от режи­мов термообработки.

Приведенные данные показывают, что электронно-лучевая сварка жаропрочных титановых сплавов ВТ9 + ВТ18у толщиной 15 мм

обеспечивает получение качественных сварных соединений. С целью повышения пластичности сварных соединений и снятия остаточных напряжений сварные соединения необходимо подвергать высокотем­пературному отжигу. Длительная прочность таких соединений при 500 °С находится на уровне прочности сварных соединений сплава ВТ9 (<тв = 540 МПа), а при 600 °С несколько ниже, чем у сварного соединения сплава ВТ18у (ств =200 МПа).