ТЕХНОЛОГИЯ И ОБОРУДОВАНИЕ СВАРКИ ПЛАВЛЕНИЕМ

ОСНОВНЫЕ СВЕДЕНИЯ О СВАРИВАЕМОСТИ НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ С ПОВЫШЕННЫМ СОДЕРЖАНИЕМ УГЛЕРОДА

Низколегированные стали обладают небольшой чувствительностью к термическому циклу сварки; регулированием режима сварки (термического цикла) удается обеспечить получение необходимых свойств в околошовной зоне. Это связано с невысоким содержанием углерода и низкой степенью легирования. Обычно в сталях этой группы содержание углерода не превышает 0,25%, а суммарное легирование — 4%.

Для изготовления различных изделий в машиностроении ис­пользуют также углеродистые и низколегированные стали, содер­жание углерода в которых увеличено по сравнению с содержанием углерода в низкоуглеродистых и низколегированных конструк­ционных сталях общего назначения, что при соответствующей термообработке позволяет существенно повысить их прочность. В зависимости от режима термообработки временное сопротивле­ние этих сталей составляет 60—150 кгс/мм2. Содержание угле­рода в них равно 0,25—0,5% при суммарном легировании до 3—4%. Примерами марок сталей этой группы могут служить 35Х, 40Х, 35Г2, 40Г2, 50Г2, ЗОХГТ, 30ХГІІА, ЗОХГСА и др. По чувствительности к термодеформационному циклу сварки к этой же группе можно отнести углеродистые стали, например марої; 30, 35, 40, 45, 50 и др., а также теплоустойчивые молибденовые, хро­момолибденовые и хромомолибденованадиевые стали, например марок 20М, 20ХМ, ЗОХМА, 38ХМЮА, 25Х1М1Ф и др.

Повышение содержания углерода, а также степени легирова­ния стали увеличивает склонность стали к резкой закалке, в связи с чем такие стали обладают высокой чувствительностью к терми­ческому циклу сварки и околошовная зона оказывается резко закаленной, а следовательно, непластичной при всех реяшмах сварки, обеспечивающих удовлетворительное формирование шва.

Для снижения скорости охлаждения околошовной зоны с целью получения в ней структур, обладающих некоторым запасом пла­стичности, достаточным для предотвращения образования трещин под действием термодеформациоыного цикла, при сварке этих
сталей необходим предварительный подогрев свариваемого из­делия.

Закаливаемость стали можно оценить, изучая кинетику распада аустенита. На рис. 115 представлена схема диаграммы изо­термического распада аустенита и нанесены кривые, соответствую­щие различным скоростям охлаждения металла. Скорость охлаж­дения, выраженная кривой 2, характеризует максимальную скорость охлаждения, повышение которой приведет к частичной за­калке стали. Ее называют первой критической скоростью охлаж­дения. При скорости охлаждения по кривой 3 наступает полная закалка (100% мартенсита). Ее называют второй критической скоростью охлаждения. Кривая 1 характеризует скорость охлаж­дения, при которой отсутствует закалка.

Характер кривых изотермического распада аустенита и их расположение на диаграмме зависят от химического состава стали, однородности аустенита и размера его зерна. Почти все легирующие элементы увеличивают период распада аустенита, т. е. сдвигают кривые изотермического распада вправо.

При переохлаждении аустенита ниже Агг длительность инку­бационного периода будет зависеть от температуры переохлажде­ния. При некоторой температуре Тт наблюдается наименьшая устойчивость аустенита, и через время fmiI) при выдержке при этой температуре полностью заканчиваются все превращения. При всех других температурах переохлаждения время инкубационного периода больше, поэтому температуру Тт называют температурой наименьшей устойчивости аустенита. При использовании кривых изотермического распада аустенита для оценки закаливаемости стали в условиях непрерывного охлаждения при сварке необхо­димо в эти кривые внести некоторые поправки.

При непрерывном охлаждении температура наименьшей устой­чивости аустенита Тт снижается в среднем на 55°, а наименьшая длительность распада /ш;п увеличивается в 1,5 раза по сравнению с тем, что наблюдается при изотермическом распаде (рис. 116). При одном и том же химическом составе рост зерна аустенита замедляет время его распада. Например, если средняя площадь зерна углеродистой стали с содержанием 0,9% С увеличивается в 10 раз, то длительность распада увеличивается примерно вдвое.

Пользуясь диаграммой изотермического распада, можно при­ближенно рассчитать скорость охлаждения в субкритическом интервале температур, обеспечивающую полное или частичное отсутствие закалки металла околошовной зоны. Для получения в околошовной зоне металла, в котором будут отсутствовать струк­туры закалки, необходимо, чтобы средняя скорость охлаждения в интервале температур от Тх до (Тт — 55) не превышала предель­ного значения:

Тх-{Тт-ЬЬ)

WKP~ ч7

ОІ,

ІП1П

где Тх — температура, соответствующая точке Асг; Т. т — тем­пература минимальной устойчивости аустенита; /ШІГ1 — мини­мальная продолжительность полного изотермического распада аустенита, с.

Коэффициент 3 в знаменателе состоит из двух множителей:

1,5 и 2. Первый из них вводит поправку на непрерывность охлаж­дения, второй учитывает замедление распада аустенита из-за роста зерна, сопутствующего сварочному нагреву.

Исследованиями особенностей превращения аустенита при сварке плавлением установлено, что скорость нагрева в интервале температур Асх — Ас3 и длительность пребывания металла око­лошовной зоны при температуре выше Ас3 оказывают сущест­венное влияние на процесс гомогенизации аустенита и роста зерна. В условиях сварки наблюдаются две противоположные тенден­ции: высокая температура нагрева металла околошовной зоны способствует росту зерна, особенно при большой длительности пребывания металла при температуре выше Ас3, и одновременно увеличивает устойчивость аустенита; быстрый нагрев и малая длительность пребывания металла выше температуры Ас3 пони­жают степень гомогенизации и устойчивость аустенита.

В сталях без карбидообразующих элементов или с малым их содержанием преимущественное развитие получает первая тен­денция, что приводит к смещению области частичной закалки в сторону меньших скоростей охлаждения. В сталях, легирован­ных карбидообразующими элементами, возможно смещение об­ласти частичной закалки в сторону больших скоростей охлажде­ния вследствие проявления второй тенденции.

В табл. 58 и 59 приведены цифры, характеризующие устойчи­вость аустенита и распределение структурных составляющих в сталях 45 и 40Х при сварке и термообработке.

Диаграммы анизо - тормического превраще­нии, построенные для условий термообработ­ки, не могут быть ис­пользованы без сущест­венной корректировки при расчетах режи­ма сварки (рис. 117).

Имеете с этим построе­ние специальных диаг­рамм апизотермическо - го превращения не всегда оправдано, так как требует больших трудозатрат и учета большого разнообразия условий нагрева и охлаждения для придания им универсальности.

Поэтому при проверке пригодности принятого режима и опре­делении температуры подогрева при сварке закаливающихся ста­лей достаточно использовать результаты стандартных испытаний стали по методике ИМЕТ-1 или валиковой пробы, на основании которых можно получить зависимости изменения конечных меха­нических свойств металла околошовной зоны от скорости охлаж­дения и длительности пребывания выше А с3. По этим данным можно установить интервал скоростей охлаждения, ограничиваю­щий область частичной закалки стали в зоне термического влия­ния, и выбрать расчетное значение по допускаемому проценту мартенсита в структуре и благоприятному сочетанию механических свойств.

В практике сварки сталей повышенной прочности содержание мартенсита в структуре металла зоны термического влияния обычно ограничивают 20—30%. Больший процент содержания мартенсита (иногда до 50%) допускают лишь при сварке изделий с малой жесткостью при обязательной последующей термооб­работке.

Теория распространения теплоты при сварке позволяет рас­считывать скорости охлаждения и время пребывания металла зоны термического влияния в определенном интервале темпера­

тур. Скорость охлаждения при наплавке валика на массивное тело при температуре минимальной устойчивости аустенита Тт и точках, расположенных на оси шва (они незначительно отли­чаются от скоростей охлаждения металла зоны термического влия­ния, нагревавшейся до температуры 700 °С и выше),

шохп = 2л

Ч п

при однопроходной сварке листов встык со сквозным дроплавле-

ІШЄМ

w 2л? cv •

охл - Z3tACY ton/e)2 *

яри наплавке валика на лист толщиной б

2лк (Тт — Т„)2

Мохл = И ----------- ----- —

Чп

где г^охл — мгновенная скорость охлаждения при температуре Тт, еС/с; к — коэффициент теплопроводности, кал/см-с•°С; су — объемная теплоемкость, кал/см3*°С; Т0 — начальная температура

о г 0,24ісв£/дТ]и

изделия, С; qu — погонная энергия сварки, кал/см;

VCB

безразмерный критерий процесса.

2лк (Тm—Ти)2

Безразмерный критерий о) зависит от другого безразмерного критерия І/g:

JL ______ ?£s.________________________ (47)

е nS*cy (Тт-Т0) ' (11}

Для определения (о построен график со = / (1/6), приведенный па рис. 118. Для расчета мгновенной скорости охлаждения при

и V

] — полу бесконечное тело; 2 — плоский слой; 3 — пластина; у /в характеризует относительную толщину слоя наплавлен­ного металла при многослойной сварке

Рис. 119. Номограмма для расчета скорости охлаждения при Тт — Т0 = = 500°С
наплавке валика на лист по формуле (47) определяют 1/0, затем по графику рис. 118 находят значение со, после чего по формуле (46) рассчитывают скорость охлаждения.

С целью возможности быстрого определения фактической скорости охлаждения при наплавке валика на лист для некоторых частных случаев расчеты могут быть номографированы. На рис. 119 приведена номограмма для расчета скорости охлаждения около­шовной зоны при толщине металла 5—36 мм. Для многослойной сварки стыковых и угловых швов скорость охлаждения при сварке 1-го слоя шва может быть определена по формуле (46); однако для приближения расчетной схемы к действительной кар­тине ввода теплоты в изделие при сварке 1-го слоя необходимо для погонной энергии ввести поправочный коэффициент кл, учи­тывающий разделку шва, и коэффициент приведения толщины к2 (табл. 60). При сварке 1-го слоя шва стыкового соединения

/ 7. 480°

Л і — к2 •

180°—а° *

где а — угол разделки кромок.

Для расчета скорости охлаждения при сварке 1-го слоя шва в формулы (46) и (47) следует подставлять не истинные значения погонной энергии дп и толщины металла S, а приведенные

SHAPE * MERGEFORMAT

Чи. прав — кЧа і

В некоторых случаях при проектировании технологического процесса сварки закаливающихся сталей возникает необходимость расчета времени пребывания металла шва и различных участков зоны термического влияния при температуре выше Т. При на­плавке валика на массивное изделие длительность нагрева выше температуры Т определяют по формуле

Яп

^ (-^гпах Т0)

и при однопроходной сварке со сквозным проплавлением листов толщиной S

I — / ('Jn/Sy (491

н >2 Тли IT — 7' Y2 *

где Гтах — максимальная температура нагрева металла в рас­сматриваемой точке. При наплавке па массивное тело максималь­ная температура может быть определена по формуле

Гщах = — -%• = 0,234 -2а

яе суг2 су г

а при однопроходной сварке встык

7’тах - 0,484 ( 1 - 2а ) '

где гиг/ — расстояние от рассматриваемой точки до оси шва, см; а — коэффициент температуропроводности (а = h/cy), сма/с.

Двучлен в скобках учитывает интенсивность теплоотдачи с поверхности; коэффициент b — 2p/cyS 1/с; р —коэффициент теплоотдачи, кал/см2-с-°С; /2 и /3 — коэффициенты, пропорцио­нальные безразмерным длительностям нагрева, определяемые по номограмме (рис. 120) в зависимости от безразмерной темпера­туры G:

Ъ = (Т-Т0)/{Ттм-Т0).

Таким образом, для определения длительности нагрева выше температуры Т сначала рассчитывают максимальную температуру 7’,UaX, до которой нагревался металл в данной точке. Затем вы­числяют безразмерную температуру 6 и по номограмме рис. 120 находят /3 или /2. После этого, определив предварительно qu, соответствующую принятому режиму сварки или наплавки, по формуле (48) или (49) определяют длительность нагрева Мно­гочисленные исследования позволили определить диапазон скоро­стей охлаждения металла зоны термического влияния ДшОХл, в котором не возникают трещины и получается удовлетворительное сочетание механических свойств (табл. 61).

Сварка на режимах, при которых скорость охлаждения около­шовной зоны выше верхнего предела, вызывает резкое снижение пластичности металла зоны термического влияния за счет ее за­калки; реяшмы, приводящие к слишком малой скорости охлаж­дения (ниже нижнего предела, указанного в табл. 61), снижают пластичность и вязкость вследствие чрезмерного роста зерна. Если сталь подвержена резкой закалке, то может оказаться, что при всех скоростях охланчдения в околошовной зоне образуется мартенситная структура в таком количестве, при котором пластич­ность металла будет низкой.

Уменьшение скорости охлаждения ниже некоторого предела, не предупреждая образования мартенсита, приводит к значитель­ному росту зерен, вызывающему резкое снижение пластичности. Следовательно, чрезмерно высокий подогрев не только не прине­сет пользы, а наоборот, может вызвать заметное ухудшение свойств

разделки кромок (двухдуговая сварка раздвинутыми дугами, каскадом, горкой и др.).

Если сталь склонна к значительному росту зерна, а действи­тельная скорость охлаждения металла зоны термического влияния по расчету оказалась меньше нижнего предела допустимых, сле­дует увеличить число слоев в шве и сварить их длинными швами. При выборе новых режимов следует определить действительные скорости охлаждения.

При выборе марки стали на стадии проектирования сварной конструкции может возникнуть необходимость ориентировочной оценки необходимости подогрева перед сваркой. Для приближен­ной оценки влияния термического цикла сварки на закаливае­мость околошовной зоны и ориентировочного определения необ­ходимости снижения скорости охлаждения за счет предваритель­ного подогрева можно пользоваться так называемым эквивален­том углерода. Если при подсчете эквивалента углерода окажется, что Сэ < 0,45%, то данная сталь может свариваться без предва­рительного подогрева; если Сэ Дз 0,45%, то необходим предвари­тельный подогрев, тем более высокий, чем выше значение Сэ.

При сварке металла относительно небольшой толщины (до fi—8 мм) и сварных узлов небольшой жесткости предельное зна­чение Сэ, при котором нет необходимости в предварительном по­догреве, может быть повышено до 0,55%.

Оценка закаливаемости стали в условиях сварки по экви­валенту углерода весьма приближенна, так как не учитывается много существенных факторов (толщина свариваемой стали, тип

соединения, режим сварки, исходное структурное состояние

и др.).

В случае необходимости подогрева металла перед сваркой температура его может быть оценена по методике, учитывающей химический состав свариваемой стали и ее толщину. Согласно этой методике полный эквивалент углерода ' С ] э определяют по формуле

| С |в = | С |Х*Н С |р, (50)

где Сх — химический эквивалент углерода; Ср — размерный экви­валент углерода.

360 і С |к = 360 | С | + 401 Ми | + 401 Сг | + 201 Ni 1 + 281 Мо |;

| С |р = 0,0055 | С |х, (51)

где S — толщина свариваемой стали, мм.

Если в уравнение (50) подставить значение Ср из формулы (51), то полный эквивалент углерода

IС |в = | С |х (1 + 0,0055).

Определив полный эквивалент углерода, необходимую темпе­ратуру предварительного подогрева находят по формуле

7п = 3501/|С|э-0,25.

Полученная температура предварительного подогрева должна быть проверена и откорректирована путем определения действи­тельных скоростей охлаждения ю’пхл при сварке на принятых режимах и сопоставления результатов расчета с рекомендуемым для данной марки стали диапазоном допустимых скоростей охлаж­дения.

К сталям, закаливающимся в условиях сварки, могут быть отнесены также низко - и среднелегированные теплоустойчивые стали, т. е. такие, которые длительное время сохраняют высокие прочностные свойства при работе в условиях повышенных (450— 580 °С) температур, оцениваемые пределом ползучести и дли­тельной прочностью.

Теплоустойчивость сталям придает введение в качестве леги­рующего элемента молибдена или молибдена в сочетании с неко­торыми другими элементами, например с хромом и ванадием (хром повышает жаростойкость сталей). Примерами таких сталей могут служить 15М, 20ХМ, 12Х1МФ, 15Х1М1Ф, 15Х2МФБ, 12Х5МА, 20Х2МА и др. Так как теплоустойчивые молибдено­вые, хроыомолибденовые и другие стали склонны к резкой за­калке металла в зоне, прилегающей к шву, то они, так же как и рассмотренные конструкционные низколегированные стали повы­шенной прочности, свариваются с предварительным и сопутствую­щим подогревом, температура которого может быть рассчитана по приведенной методике. В зависимости от состава стали и ее толщины Т — 150 ~ 400 °С.

Для получения сварных соединений, обладающих высокой работоспособностью, после сварки, как правило, необходима термообработка для восстановления свойств металла в зоне терми­ческого влияния. Режим термообработки определяется примени­тельно к данной марке теплоустойчивой стали. Исключение со­ставляют сварные соединения из молибденовых и хромомолибде­новых сталей толщиной менее 10 мм и из хромомолибденованадие­вых толщиной менее 6 мм.