СВАРКА разнородных металлов и сплавов

СВАРКА СТАЛЕЙ С МЕДЬЮ И ЕЕ СПЛАВАМИ

При изготовлении испарителей, эжекторов, фурм доменных пе­чей и конвертеров, кристаллизаторов, химической аппаратуры, электровакуумных приборов и во многих других случаях возникает необходимость соединения сталей различных классов с медью и ее сплавами —латунью, бронзой.

По вопросам сварки сталей с медью и ее сплавами опубликовано довольно большое количество работ [123, 145, 181, 185 и др.]. Это объясняется прежде всего разнообразием и трудностью задач, кото­рые приходится решать в каждом конкретном случае. Помимо непо­средственной сварки медных деталей со стальными, в целях эконо­мии цветных металлов целесообразна наплавка меди, бронзы или латуни на стальные поверхности. В промышленности используют также стали, плакированные медью и ее сплавами, например биме­талл сталь—латунь, в котором высокая прочность и достаточная пластичность сочетаются с коррозионной стойкостью, хорошей тепло­проводностью и электропроводностью, высокими антифрикционными свойствами. Эти биметаллы могут подвергаться самым различным технологическим операциям —штамповке, гибке, сварке и др.

Из диаграммы состояния бинарной системы железо—медь сле­дует, что железо с медью сплавляется во всех соотношениях. При этом максимальная растворимость меди в 8-железе составляет 6,5 %, в у-железе 8 %, в а-железе 1,4 % при 850 °С. Медь растворяет в себе железо в следующих количествах: при температуре 1094 °С 4 %; при 650 °С 0,2 %. Рассмотрим характерные особенности взаимодей­ствия этих двух металлов. При наплавке меди на аустенитную сталь 12Х18Н9Т и их сварке наблюдается проникание меди в сталь. Нали­чие ферритной фазы в стали уменьшает проникание в нее меди, а со­держание феррита более 30 % в аустенитно-ферритной стали — пол­ностью устраняет. Предварительный подогрев стали 12Х18Н9Т до температуры 800 °С вызывает выделение ферритной фазы. Проникание меди при этом снижается [6, 7].

Была высказана следующая гипотеза [7 ]: трещины при наплавке меди на сталь образуются в результате совместного действия жидкой меди, проникающей в микронадрывы, которые возникают при кри­сталлизации матричной фазы —стали (эффект Ребиндера), и терми­ческих напряжений растяжения. Необходимым условием возникнове­ния этого эффекта является смачивание стенок капилляра. Из двух фаз, присутствующих в рассматриваемых сталях, жидкая медь сма­чивает аустенит (у-фазу) и не смачивает феррит (a-фазу). Определено, что расклинивающее давление жидкой меди на сталь равно ~25 МПа.

Проникание меди в сталь на глубину от нескольких микрометров до нескольких десятков миллиметров при наплавке, сварке и пайке

Рис. 59. Сопротивление усталости биметаллических образцов

отмечено в работах [16,35,128 и др. ]. При этом допустимая глубина прони­кания, не влияющая на механиче­ские свойства стали, ограничивается 0,3—0,5 мм. Считают, что на прони­кание меди в сталь при наплавке, сварке, пайке оказывают влияние следующие факторы: время контак­тирования расплавленной меди со сталью, с увеличением которого увеличивается глубина проникания; напряженное состояние металла при наплавке, сварке и пайке; структур­ное состояние, химический состав стали.

В работе [16] показано, что проникание сплава МНЖКТ5-1- -0,2-0,2 в сталь 20, СтЗсп и т. п. на глубину 0,8 мм практически не влияет на статическую и циклическую прочность биметаллических образцов. В то же время при наплавке оловянной бронзы на сталь глубина проникания 2—13 мм существенно снижает временное со­противление и сопротивление усталости биметалла [39, 164].

При исследовании влияния проникания медного сплава в сталь толщиной 30 мм с ав = 900 —1000 МПа на свойства биметаллических образцов в качестве наплавляемого металла применяли проволоку из сплава МНЖКТ5-1-0,2-0,2 диаметром 2 мм. Наплавку выполняли сжатой дугой на обратной полярности с токоведущей присадочной проволокой на режиме: ток в цепи вольфрамовый электрод — изде­лие 200—220 А, в цепи вольфрамовый электрод — присадочная про­волока 80—100 А, амплитуда колебаний сварочной головки 20 мм, ча­стота колебаний 35—40 в минуту, скорость наплавки 6—7 м/ч. На­плавка сжатой дугой была выбрана потому, что она обеспечивает отсутствие включений железа и кристаллизационных прослоек в на­плавленном металле, что может иметь место при других способах наплавки, когда происходит расплавление стали.

Установлено, что проникание медного сплава в высокопрочную сталь на глубину 1,2 мм практически не сказывается на статической и циклической прочности при растяжении, статическом и ударном изгибе биметаллических образцов, а также на прочности сцепления наплавленного металла со сталью. В качестве примера на рис. 59 приведены результаты испытания на установке ГРМ-1 при пульси­рующем растяжении с частотой 400—600 циклов в минуту.

Сварка и наплавка трением. Возможность получения качествен­ного соединения меди и медно-никелевого сплава с различными угле­родистыми сталями показана в работе [177]. Для сварки трением меди МЗр, М2, медно-никелевого сплава МН95-5 (95 % Си, 5 % Ni) со сталями 20, 45 и 60 использовали серийное оборудование (МСТ-31, МСТ-23, МСТ-2001).

Один из основных параметров, определяющих качество сварного соединения, — максимальная температура в стыке. Последняя за­висит от скорости скольжения и состава свариваемых металлов. Так, при сварке трением стали 20 с той же сталью максимальная темпера­тура составляет —1200 °С, при сварке стали с медью ~700—800 °С и при сварке меди с медью ~400 °С. Во всех^случаях максимальная температура в стыке ниже температуры плавления более легкоплав­кого металла. Увеличение скорости вращения приводит не только к повышению максимальной температуры в стыке, но и к возрастанию градиента температур.

При отработке режимов сварки цилиндрических образцов различ­ных диаметров удалось получить соединения с механическими свой­ствами, соответствующими свойствам отожженной меди (табл. 19).

Для получения стабильного качества режимы сварки (давление при нагреве рн, время нагрева и давление проковки /?пр) варьиро­вали в широких пределах. Металлографические исследования пока­зали, что образование соединения происходит за счет совместного перемешивания поверхностных слоев меди и стали.

Контактная сварка. Сварку стали 10 с латунью Л63 выполняли на контактных машинах МТПК-251 и КТ-801. Стальные образцы (толщиной 1,2—1,6 мм) перед сваркой обезжиривали, а латунные (толщиной 1,2—1,6 мм) механически зачищали.

При сварке меди и ее сплавов требуются определенные техноло­гические приемы, обеспечивающие высокую концентрацию теплоты в месте контакта деталей [128]. Один из этих приемов — установка теплового экрана, например молибденовой пластины толщиной 0,6 мм, между латунным листом и медным электродом для создания необходимой концентрации теплоты в месте контакта деталей, при этом рост ядра точки ускоряется примерно на 20 %.

Образцы, выполненные точечной сваркой с помощью молибдено­вого экрана, при испытании на разрыв во всех случаях разрушались с вырывом точки из латунной или стальной пластины, что свидетель­ствует об удовлетворительном качестве сварного соединения.

Сварка взрывом. Изучены строение и свойства биметалла сталь 16ГС + медь М1б, полученного сваркой взрывом [161]; толщина плакирующего слоя составляла 4—10 мм. Для назначения оптималь-

ных режимов последующей (после сварки) горячей прокатки для листов заданных размеров необходимо знать закономерности измене­ния строения и физико-механических свойств при нагреве биметалли­ческих заготовок в процессе сварки взрывом. Образцы для испытаний вырезали из различных участков по длине и ширине двухслойной заготовки.

При изучении строения биметалла при температуре 20 °С установ­лено наличие плотного соединения слоев биметалла (лишь в 3 % образцов были обнаружены поры и микротрещины в зоне сварки). Предел*прочности при срезе составлял 153—310 МПа, при отрыве 234—342 МПа; более 80 % образцов выдержали испытания на изгиб, пластические свойства биметалла после сварки низкие (б = 8,0-ь

17,5 %). Металлографическое исследование образцов выявило типичную для сварки взрывом картину на контактирующих поверх­ностях: волнообразная граница раздела слоев с отдельными участ­ками, где движение металла в момент сварки носило турбулентный характер [161].

Микрорентгеноспектральный анализ показал, что в зонах пере­мешивания, расположенных во впадинах волн, содержится 40—50 % Си и 45—55 % Fe, а в зонах, расположенных на гребнях волн, 55— 65 % Си и 30—40 % Fe. Поскольку взаимная растворимость меди и железа в твердом состоянии в равновесных условиях невелика, об­разование фазы, содержащей столь значительные количества железа и меди, возможно лишь при расплавлении соприкасающихся при взрыве участков и последующей их закалке за счет высокой скорости теплоотвода [38].

Одночасовой отжиг при температуре 700 или 900 °С приводит к росту относительного удлинения до 25 % при соответственном снижении временного сопротивления до 380—420 МПа. При этом уменьшаются различия в свойствах образцов, вырезанных из раз­ных зон двухслойной заготовки. Изменение свойств биметалла после отжига связано с развитием рекристаллизации как в основном, так и в плакирующем слоях. В стали и меди обнаружены участки рекри - сталлизованных зерен, пластически деформированные зоны и участки с равновесной структурой.

Диффузионная сварка. Одним из наиболее перспективных спо­собов соединения разнородных металлов давлением является диффу­зионная сварка в вакууме, которая обеспечивает получение вакуум­но-плотных, термостойких, вибропрочных сварных соединений при сохранении высокой точности геометрических размеров и форм из­делий (табл. 20) [58].

Микроструктурный анализ соединений, сваренных по разрабо­танным оптимальным режимам, показал отсутствие непроваров, микротрещин и других внутренних дефектов.

Сварка плавлением. Коррозионно-стойкая сталь типа 18-8 с одно­фазной аустенитной структурой при наплавке на нее меди и сплавов на медной основе обладает повышенной склонностью к образованию макротрещин [6, 7], чему способствует проявление так называемого адеорбционно-расклинивающего эффекта. Для устранения появле-

ния трещин рекомендуется предварительно наплавлять на сталь подслой аустенитно-ферритного металла или применять промежуточ­ную вставку [128]. Кроме этих вариантов, в работах [1, 2] описаны эксперименты по непосредственной сварке стали с медью.

В связи с необходимостью расширения области применения сварных соединений стали с медью и ее сплавами, в частности при изготовлении изделий, работающих в условиях циклического нагру­жения, проведены исследования прочности таких соединений [2]. Проводили сравнительную оценку циклической прочности разнород­ных сварных соединений стали 12Х18Н10Т, содержащей 2,5 % фер - ритной фазы, с медно-никелевым сплавом МНЖ5-1 и с медью МЗр. На торцы стальных пластин толщиной 10 мм аустенитно-ферритной проволокой 08Х19Н9Ф2С2 предварительно наплавляли три слоя (каждый толщиной 1,5—2,5 мм). Наплавленные поверхности подвер­гали механической обработке для подготовки V-образных кромок к сварке. При этом следили за тем, чтобы в процессе механической обработки не был удален третий наплавленный слой. Сварку необ­ходимо производить по этому третьему слою. Другие пластины под­готовляли к сварке без предварительной наплавки торцов. Затем производили аргонодуговую сварку стальных пластин с пластинами из сплава МНЖ5-1 и медью присадочной проволокой из сплава МНЖКТ5-1-0,2-0,2.

Результаты испытания образцов на усталость при циклическом растяжении, выполненном на вибраторе в условиях постоянства ам­плитуды нагрузок, представлены на рис. 60 [2]. Циклическая проч­ность (на базе 2-Ю5 циклов нагружений) сварных соединений меди МЗр и сплава МНЖ5-1 со сталью, выполненных без предварительной наплавки, такая же, как прочность сварных соединений сплава МНЖ5-1 со сплавом МНЖ5-1 и меди с медью.

Предварительная наглазка кромок аустенитной стали аустенит- но-ферритными сварочными материалами не повышает циклической прочности сварных соединений меди и сплава МНЖ5-1 со сталью. Результаты исследований позволили рекомендовать применение непо­средственной аргонодуговой сварки соединений меди МЗр и сплава МНЖ5-1 со сталью 12Х18Н10Т с использованием проволоки МНЖКТ5-1-0,2-0,2 даже в тех случаях, когда сваренные изделия ра­ботают в условиях повторно-переменного (циклического) нагруже­ния.

Аргонодуговую сварку неплавящимся электродом применяют главным образом для соединения деталешнеболыних толщин. Медь со сталью больших толщин сваривают вручную угольным или метал­лическим электродом. Сварное соединение надежно при небольшом проплавлении стали и, следовательно, малом содержании железа в ме­талле шва. Это достигается путем соответствующего регулирования нагрева и плавления меди и стали: теплоту дуги концентрируют на меди, а сталь разогревается и оплавляется благодаря теплоте, посту­пающей от ванны расплавленного металла. На основании этого прин­ципа разработана технология автоматической сварки под флюсом меди со сталью больших толщин металлическим электродом без предварительного подогрева [50].

Образцы из меди М2 со сталью СтЗ толщиной 18 мм (стыковое соединение) и сплава БрХ1 толщиной 30 мм со сталью СтЗ толщиной 40 мм (угловой шов стыкового соединения) сваривали за один про­ход электродной проволокой БрХ1 диаметром 5 мм под флюсом АН-26. Режимы выбирали из условия сквозного проплавления меди в соответствии с режимами сварки меди тех же толщин. Опытным путем установлено, что для получения качественного соединения меди со сталью электрод в процессе сварки должен быть смещен от линии стыка в сторону меди на величину, равную половине толщины свариваемых заготовок. Меньшее смещение приводит к заметному оплавлению стали, большее — к неполному провару. Сварку можно выполнять как с разделкой кромок со стороны стали, так и без раз­делки. На качество сварки существенно влияет зазор между свари­ваемыми образцами, который не должен превышать 1—1,5 мм, в противном случае образуется непровар.

Сварку под флюсом стыковых соединений меди со сталью выпол­няют на флюсовой подушке, угловых швов — на графитовой или остающейся стальной подкладке. Для предотвращения вытекания жидкого металла при сварке угловых швов устанавливают формиру­ющие графитовые блоки со стороны меди. Используют то же обору­дование, что и для сварки толстолистовой меди под флюсом (рис. 61).

По данным химического анализа, в металле шва содержится до 2,3 % Fe, которое распределено в виде дисперсных включений по сечению шва.

Разрыв образцов происходит обычно по меди, что свидетельствует о высокой прочности зоны сплавления (для сравнения в табл. 21 даны также механические свойства используемых меди и бронзы в со­стоянии поставки). Повышение прочности сварного соединения по сравнению с основным металлом объясняется наличием железа в ме­талле шва.

Другим способом соединения меди со сталью является электрон­но-лучевая сварка. Особенности формирования структуры и механи­ческие свойства сварных соединений меди М1б с низкоуглеродистой сталью 20 изучены применительно к наконечникам фурм кислород­ных конвертеров [162, 189]. Режимы электронно-лучевой сварки (универсальная установка ЖЭЛС-5) выбирали, исходя из заданной глубины проплавления для каждого типоразмера наконечников фурм кислородных конвертеров вместимостью 100—350 т. Исследовали плоские и кольцевые образцы. Плоские образцы подвергали механи­ческим испытаниям, кольцевые — гидравлическим под давлением

2,5 МПа. Установлена целесообразность двух проходов, поскольку в процессе сварки обнаружено явление смещения электронного пучка на сталь в случае установки его на медь (скачки электронного пучка). За основу был взят вариант, когда первым проходом достигается заданная глубина провара, вторым — при расфокусированном на 10 % луче обеспечивается необходимая плотность шва (заливание, «залечивание» жидкой медью микротрещин в стали).

Для устранения кристаллизационных трещин, а также избежа­ния необходимости в двух проходах сварки в сварочную ванну до­бавляли различные количества алюминия. В стык помещали фольгу из алюминия с таким расчетом, чтобы на 1 мм длины шва поступало

0,01 г алюминия. Сварные соединения меди с низкоуглеродистой сталью, выполненные электронно-лучевой сваркой, имеют более высокие показатели механических свойств в присутствии в шве алю­миния по сравнению с соответствующими характеристиками без алю­миния (табл. 22, нижняя строка).

Введение в сварочную ванну алюминия благоприятно сказы­вается на структуре металла шва и околошовной зоны.

Вопросы плазменной наплавки меди и ее сплавов на сталь из­учены в работе [123].

Рассмотрим теперь сварку плавлением конструкционного биме­талла сталь + медь и ее сплавы. Конструкционный биметалл сталь + медь и ее сплавы различной толщины перспективен благо­даря сочетанию высокой коррозионной стойкости плакирующего слоя из меди (или ее сплавов) и прочности (и жесткости) стальной основы. Такой биметалл используют для трубных решеток и корпусов аппа­ратов, цистерн в производстве синтетического каучука, смол, для хранения и перевозки различных агрессивных сред, в целлюлозно - бумажной промышленности и др.

Свариваемость биметаллов сталь + латунь JI90, сталь + бронза БрОЦ4-3, сталь + медь МЗр изучена в работе [12]. Получение та­ких биметаллов, в частности сталь + латунь, горячим или холод­ным плакированием связано со значительными технологическими трудностями, требует наличия уникального оборудования, позволя­ющего получать обжатия до 70 % за проход [27]. Наиболее целесо­образен для изготовления биметалла сталь + латунь комбиниро­ванный способ, когда прокатке предшествует сварка взрывом. Для изготовления биметалла сталь 10 + медь в качестве плакирующего слоя применяли медь МЗр с повышенной "чистотой по кислороду. Бронза БрОЦ4-3 и латунь JI90 выбраны вследствие их высоких тех­нологических свойств, обеспечивающих возможность получения би­металла сталь + бронза, сталь + латунь (табл. 23).

Основные затруднения, возникающие при сварке биметалла, как и при сварке меди и ее сплавов, обусловлены значительным срод­ством меди к кислороду, склонностью меди к пористости, охрупчи­ванию в результате появления хрупкой эвтектики (Си + Си20), а также высокой теплопроводностью меди и ее сплавов. При сварке биметалла толщиной 10 мм необходимо применять несимметричную Х-образную разделку кромок с углом скоса 30—35°. Высокое каче­ство сварного соединения обеспечивает автоматическая сварка под флюсом электродной проволокой диаметром 2 мм, имеющей тот же состав, что и основной металл (табл. 24).

В)

Рис. 62. Подготовка кромок стыковых соединений с V-образной (л), К-образной (б) раз­делкой и тавровых соединений (в):

/^-стальная пластина; 2 — стальной элемент; 3 — медная пластина

При соответствующем режиме сварки можно получить плотные швы без заметного перемешивания разнородного металла шва. Меха­нические свойства сварных соединений биметаллов следующие (сред­ние значения). Для биметалла сталь 10 + БрОЦ4-3: ав = 360 МПа; ан = 940 кДж/м2; сталь 10 + МЗр: ав = 310 МПа, ан = 830 кДж/м2; сталь 10 + Л90: сгв = 330 МПа; ак = 660 кДж/м2. Разрушение при разрыве го всех случаях происходило по основному металлу. Угол изгиба как в сторону основного слоя, так и в сторону плакирующего слоя 180°.

Конструкционный биметалл сталь + медь может быть применен также в виде соединительного элемента (переходника) при сварке стали с медью и ее сплавами. При этом сталь приваривается к основ­ному слою биметалла (стали), а медь или ее сплавы — к плакирую­щему слою.

Особенности дуговой сварки меди со сталью через биметалли­ческий переходник, полученный сваркой взрывом, описаны в ра­боте [80]. Исследования проводили применительно к стыковым и тавровым соединениям меди марки М1б (ГОСТ 859—78) со сталью СтЗ (ГОСТ 380—71). В зависимости от толщины металла кромки со стороны стали имели V - и А-образную разделку с углом скоса 4 5— 60° (рис. 62). Сталь сваривали полуавтоматами А-547У, А-537 в угле­кислом газе на постоянном токе обратной полярности с использова­нием проволоки Св-08Г2С (ГОСТ 2246—70) диаметром 1,2 и 1,6 мм для металла толщиной 6—8 и 10—16 мм соответственно. Режим свар­ки изменяли в следующих пределах: для проволоки диаметром 1,2 мм /св = 100-г-300 A, Uд = 18-5-26 В; для проволоки диаметром 1,6 мм /св = 200-5-350 А, t/д = 24 -5-32 В. Структуру и свойства биметалли­ческих соединений меди со сталью исследовали в исходном состоянии и после дуговой сварки. Испытания биметалла - на отрыв плакирую­щего слоя проводили по методике работы [38]. Механические испы­тания соединений проводили на стандартных образцах типа МИ-12-1 и‘ШИ-45-11 (ГОСТ 6996—66). Особое внимание уделяли выбору

Рис. 63. Зависимость временного сопротивле - . - л / 2

ния и ударной вязкости сварных биметалличе - 6$, МПа ан, кДН</М'

ских образцов из меди и стали от толщины стального элемента переходника

220

оптимальной толщины стального элемента переходника. 200

Одно из основных требований, предъявляемых к биметаллу, — 180 высокая прочность в исходном со - стоянии и сохранение работоспо - 160 собности как при воздействии тер­мического цикла сварки, так и в условиях работы соединения при / 2 3 4 5 Ь, мм

повышенной температуре. Резуль­таты механических испытаний биметаллических образцов показали, что независимо от толщины стального элемента средняя прочность на отрыв плакирующего слоя в исходном состоянии составляет 280— 290 МПа. Последующая термическая обработка при температуре выше 750 °С и выдержке более 15 мин снижает прочность биметалла на отрыв плакирующего слоя до 210 МПа. Кратковременная вы­держка (до 5 мин) при высокой температуре, как и длительная вы­держка при температуре ниже 250 °С, на прочность биметалла прак­тически не влияет.

Металлографическими исследованиями установлено, что вдоль границы раздела существует переходная зона из меди и железа, ширина которой на отдельных участках достигает 150 мкм. В пере­ходной зоне содержится 20—30 % Си. Характер изменения твердости участков вблизи переходной зоны соединения меди со сталью в ис­ходном состоянии и после термической обработки подтверждает, что поверхностные слои свариваемых металлов в процессе их соударения упрочняются. При нагреве образцов до температуры 750 °С и выдерж­ке 30 мин в меди и стали происходит рекристаллизация. Однако взаимной диффузии металлов при нагреве в таких температурно­временных условиях не обнаружено. Нагрев до температуры 950 °С при выдержке 30 мин снижает твердость металла вблизи переходной зоны до исходной. В этом случае имеет место диффузия меди в сталь на глубину 15—20 мкм от границы раздела металлов. Для сохране­ния высокой прочности исследуемого соединения длительность на­грева переходной зоны медь + сталь при высокой температуре (свыше 900 °С) не должна превышать 5 мин.

При дуговой сварке исследуемого биметалла со сталью его пере­ходная зона нагревается до различной температуры. Структура и свойства сварных соединений в данном случае зависят от толщины b стального элемента 2 медной пластины 3 (рис. 62), режима и тех­ники сварки. При толщине стального элемента 1—1,5 мм /св = 200-5- -7-300 А, [/в = 22-5-26 В, в отдельных участках сталь полностью про­плавляется, что приводит к образованию участка меди со сталью, а иногда и к локальному расслоению биметалла. Качественное фор­мирование швов и высокие свойства соединений достигнуты при
использовании биметалла с толщиной стальной основы переходника 2,5—3 мм. Временное сопротивление образцов сварных биметалличе­ских соединений при Ъ ^ 2,5 мм соответствует данному показателю для меди М1б. Характер изменения ударной вязкости образцов свар­ных соединений с увеличением толщины стальной основы аналогичен кривой ав = f(b). При b = 1 - г-1,5 мм ударная вязкость низкая с боль­шим разбросом показаний. При Ъ ^ 2,5 мм 400-ь50( кДж/м2 (рис. 63). Для рассматриваемых случаев рекомендуется минимальная толщина стального элемента переходника не менее 2,5 мм, а макси­мальная — в пределах 3—5 мм в зависимости от технологических возможностей обработки взрывом [80].

Достаточный прогрев медной части соединения обеспечивается благодаря ее высокой теплопроводности. Сварку стыковых соедине­ний металла толщиной 6—8 мм следует выполнять в два-три прохода с F-образной разделкой кромок со стороны стали. Зазор между кром­ками должен составлять 0,5—1 мм. При выполнении корневого шва ось электрода следует смещать в сторону стальной основы переход­ника.

Сварку металла толщиной 10 мм предпочтительнее выполнять с двух сторон с /(-образной разделкой со стороны стали и притупле­нием не более 1,5 мм при зазоре 0,5-—1 мм. Для угловых соединений металла толщиной 6—12 мм применимы V - и /(-образные разделки кромок.