Свариваемость материалов

зационные прослойки в зоне сплавления разнородных сталей и шва. В швах возможны как горячие, так и холодные трещины. Для зоны сплавления характерны холодные трещины в кри­ сталлизационных и диффузионных прослойках с мартенситной структурой.

Появление горячих трещин наиболее вероятно в сварных соединениях аустенитных сталей разного легирования, а также перлитных сталей при использовании аустенитно-ферритных электродов. Стойкость такого металла шва против горячих тре­

350 °С и не проходящих термическую обработку после сварки, и в пределах 2—5 % в других случаях. При такой Жесткой регламентации содержания ферритной фазы даже сравни­ тельно небольшое изменение состава шва при разбавлении его основным металлом другого состава может привести к по_ явлению в нем трещин, обычно носящих характер надрывов длиной до 5 мм. При сварке сталей типа 12Х18Н10Т, возМОЖ. ные составы которых находятся в пределах аустенитно-фер­ ритной области, трещин в сварных швах можно не опасаться. Однако они вероятны при сварке аустенитно-феррнТНЫМи электродами сталей типа 08Х18Н12Т и особенно сталей ХИпа 20Х23Н18. В этих случаях целесообразно использование для сварки корневых и поверхностных слоев аустенитно-ферритных сварочных материалов с повышенным исходным содержанием ферритной фазы. Автоматическая сварка под флюсом Нежела­ тельна из-за глубокого проплавления металла.

Применение аустенитных сварочных материалов яиляехся одним из путей решения проблемы получения свободных ох хо. лодных трещин сварных соединений высокопрочных среднеле.

тированных сталей плохой свариваемости. Следует учитывать, однако, что высокая технологическая и конструктивная проч­ ность этих сварных соединений обеспечивается не всегда и требует соблюдения ряда условий. Необходимо, во-первых, учи­ тывать вероятность образования трещин в корневых слоях при недостаточном запасе аустенитности сварочных материалов и высокой жесткости соединения. Опасность их появления наибо­ лее высока при сварке легированных сталей с содержанием углерода свыше 0,2 %•

Специфическими и наиболее опасными для сварных соеди­ нений перлитных и мартенситных сталей с аустенитными швами

При содержании никеля в наплавленном металле более 35 %, когда мартенситные прослойки со стороны шва сведены к ми­ нимуму, трещины типа отрыва маловероятны.

Другой причиной появления трещин отрыва в зоне сплавле­ ния при сварке является повышенное содержание в аустенитном шве диффузионного водорода, источником которого служит влага в покрытии электрода. Поэтому обязательным условием получения свободных от трещин сварных соединений является прокалка аустенитных электродов при температурах 350—400 °С.

Вероятность появления трещин усиливается при сварке ле­ гированных сталей с содержанием углерода более 0,2%. Реко­ мендуется в этих случаях вводить подогрев в пределах 150— 200 °С (рис. 32.9). Они возможны и при насыщении мартенсит­ ной прослойки углеродом при отпуске.

32.2.5. Остаточные напряжения и деформации

Сварочные деформации и напряжения определяются неравно­ мерностью температурного поля и жесткостью соединяемых де­ талей (см. гл. 4). Разность термического расширения при

сварке сталей разных структурных классов проявляется в этих условиях мало, поэтому в исходном состоянии поля остаточных напряжений в однородных и разнородных соединениях близки между собой и отличаются лишь некоторым смещением эпюр в сторону составляющей стали с меньшей теплопроводностью (в данном случае в сторону аустенитной стали) (рис. 32.10,а—в).

жения, условно называемые напряжениями отпуска, обуслов­ ленные разностью характеристик термического расширения сва­ риваемых сталей. В соединениях аустенитной стали с перлитной охлаждение после нагрева вызывает в аустенитной стали появ­ ление остаточных напряжений растяжения, а в перлитной — уравновешивающих их напряжений сжатия. В сварных соеди­ нениях перлитной стали с высокохромистой наоборот в перлит­ ной стали возникают напряжения растяжения, а в высокохро­ мистой сжатия. Аналогичные закономерности распределения остаточных напряжений сохраняются в биметаллических изде­ лиях, выполненных наплавкой, взрывом и другими способами, например, вибрационной обработкой.

Для узлов энергетических машин и другого высокотемпера­ турного оборудования, подверженных воздействию теплосмен, возможно возникновение и перераспределение полей временных и остаточных напряжений во время циклического воздействия температур.

32.3. Свойства сварных соединений

32.3.1. Механические свойства

Стали разных структурных классов имеют близкие модули уп-

•ругости, поэтому при нагружении в упругой стадии’ сварные со­ единения разнородных сталей можно рассматривать как одно­ родное тело. При нагружении в упругопластической стадии должна учитываться совместность пластической деформации участков с разным уровнем прочности.

При приложении усилий вдоль шва прочность и пластич­ ность соединения являются промежуточными между свойствами разных участков. При наличии в них хрупких прослоек в пос­ ледних возможно появление трещин до полного разрушения из­ делия.

При приложении усилий поперек шва свойства сварных сое­ динений в первом приближении определяются свойствами наи­ менее прочной составляющей. В районе зоны сплавления при

взаимодействия. Его нужно принимать во внимание и при нали­ чии в зоне сплавления малопрочных и хрупких прослоек.

При эксплуатации в диапазоне нормальных климатических и низких температур снижение несущей способности рассматри­ ваемых соединений связано с проявлением эффекта хладнолом­ кости. Для его оценки целесообразно использовать концепцию хрупко-вязкого перехода, определяемого изменением траекторий разрушения с использованием в качестве критерия переходной температуры хрупкости разнородного соединения Тк. Она может быть установлена по результатам сериальных испытаний образ­ цов с надрезом по зоне сплавления на ударный изгиб или по данным оценки статической трещиностойкости на образцах с естественным надрезом по методике ЦКТИ [5].

Зависимости трещиностойкости сварных соединений стали 38ХНЗМФА с аустенитными швами на железной и никелевой основе приведены на рис. 33.11. За показатель трещиностойко­ сти принято критическое раскрытие в вершине трещины бс. Пунктирной линией показана зависимость бс — Т для самой стали.

При температурах испытаний ниже Тк для соответствующего соединения величина бс мала, а разрушение проходит по основ­

Тъ— на рис. 32.20) длительная прочность сварных соединений разнородных сталей близка к однородным соединениям. Для этого интервала температур характерно внутризеренное разру­ шение в условиях ползучести и высокая пластичность при раз­ рушении. Развитие диффузионных прослоек в этом интервале температур обычно не снижает длительную прочность и пла­ стичность разнородных соединений, поскольку при внутризерен-

соединениям. При совместном деформировании участков свар­ ного соединения разной прочности вблизи границы раздела со стороны менее прочной составляющей будет неизбежно повы­ шаться уровень местных нормальных напряжений, ответственных за межзеренное разрушение. Это приводит к появлению прежде­ временных хрупких разрушений в зоне сплавления со стороны менее прочной составляющей. Развитие в зоне сплавления диф­ фузионных прослоек, снижающих прочность этого участка, при­ водит к дополнительному снижению прочности и пластичности разнородных соединений (кривая 3).

На коррозионную стойкость разнородных соединений по сравнению с однородными дополнительное влияние оказывают: а) разница электрохимических потенциалов в контакте разно­

родных составляющих, приводящая к развитию гальванической коррозии с анодной стороны; б) появление ослабленных зон и в первую очередь диффузионных прослоек; в) наличие остаточ­ ных напряжений.

Коррозионная стойкость соединений перлитной стали с ау­ стенитной в растворах нитратов и щелочей определяется ве­ роятностью разрушения в зоне сплавления. Основным меропри­ ятием по ее повышению является применение в качестве менее легированной составляющей соединения перлитной стабилизи­ рованной стали. При использовании низкоуглеродистой стали наблюдается снижение коррозионной стойкости соединений, прошедших отпуск. Отмечается желательность использования в соединениях перлитной стали с аустенитной в целях повыше­ ния их коррозионной стойкости, сварочных материалов на нике­ левой основе.

32.4. Технология сварки

32.4.1. Способы сварки

При изготовлении сварных конструкций из разнородных сталей используется большинство существующих способов сварки. На­ ибольшее распространение из них получила ручная дуговая сварка как процесс, обеспечивающий наибольшую гибкость ре­ гулирования степени проплавления свариваемых кромок. При сварке сталей одного структурного класса в большинстве слу­ чаев отсутствуют ограничения по уменьшению степени проплав­ ления и соответственно могут применяться те же способы и ре­ жимы, что и для однородных соединений. При сварке сталей разного структурного класса выбор способа сварки и ее режима определяется предельной степенью проплавления свариваемых кромок. При использовании способов с повышенным проплавле­ нием кромок, как, например, при электрошлаковой сварке, тех­ нологическая и конструктивная прочность соединения должны определяться подбором сварочных материалов, обладающих низкой чувствительностью к повышению степени проплавления. Перспективным является использование электронно-лучевой сварки как при непосредственном контактировании сваривае­ мых кромок, так и с введением промежуточной прослойки, со­ став которой выбирают из условия получения оптимальных свойств шва. Для стыковки труб в котлостроении широко при­ меняют контактную сварку сопротивлением, в компрессоростроении и других отраслях широко внедрена сварка взрывом, все большее распространение находит диффузионная сварка.

32.4.2. Стали перлитного класса

При сварке перлитных сталей разного легирования целесо­ образно использовать сварочные материалы, близкие по составу к менее легированной составляющей (табл 32.3). При этом уменьшается опасность образования технологических трещин при сохранении требования прочности соединения. Термический режим сварки, и прежде всего температуру подогрева, жела­ тельно выбирать близкими к требуемым для более легирован­ ной стали.

Стали IV группы, обладающие ограниченной свариваемо­ стью, требуют при сварке высокого подогрева и склонны в этих условиях к образованию трещин. В связи с этим широко исполь­ зуется их сварка аустенитными электродами на железной ос­ нове без подогрева и последующей термической обработки. Ана­ логично этому криогенные стали V группы, предназначенные для работы в сварном исполнении при температурах ниже —50-;---- 100 °С, рекомендуется сваривать аустенитными элек­ тродами на железной основе, а ниже— 100 °С — на никелевой основе.

32.4.3. Высокохромистые стали мартенситного, мартенситно-ферритного и ферритно-аустенитного классов

Благодаря высокому содержанию в этих сталях энергичного карбидообразующего элемента хрома диффузионные прослойки в зоне сплавления для сварных соединений этой группы сталей не характерны. Они имеют плохую свариваемость, и при их сварке наряду с электродными материалами близкого к основ-

ному материалу легирования широко применяются аустенитноферритные и ферритно-аустенитные составы (табл. 32.4).

Для эксплуатации при высоких температурах сварных сое­ динений сталей VI и VIII групп между собой за основной ва­ риант принята сварка электродами или проволоками на базе 12% хрома с подогревом и последующей термообработкой — отпуском. Применять аустенитные электроды в данном случае нежелательно из-за опасности термоусталостных разрушений в зоне сплавления хромистой стали и аустенитного шва. В от­ личие от этого при сварке между собой VI и VII групп предпо­ чтительным является использование аустенитных электродов

Э-08Х24Н6ТАМФ) структурами шва. Последний тип сварочных материалов следует применять и для сварки между собой ста­

лей VI (VII) групп с IX группой.

При сварке сталей VI, VII и VIII групп между собой элек­ тродами на базе 12 % Сг рекомендуется использовать подогрев при температурах не ниже 300 °С, с переходом на сварочные материалы аустенитного класса температура подогрева может быть на 150—200 °С снижена. При использовании электродов на базе 12 % Сг и на базе Х25Н5 после сварки необходим вы­ сокий отпуск. Из-за опасности охрупчивания соединения при охлаждении в интервале температур 457 °С охлаждение после отпуска следует проводить ускоренно.

32.4.4. Аустенитные стали и сплавы на никелевой основе

Основным критерием выбора электродных материалов для сварки аустенитных сталей и сплавов на никелевой основе раз­ личного легирования является склонность сварных швов

ТАБЛИЦА 32.'5

ВЫБОР КОМПОЗИЦИИ НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА ДЛЯ СВАРКИ АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ И СПЛАВОВ НА НИКЕЛЕВОЙ ОСНОВЕ

и околошовной зоны соединения к образованию горячих трещин при сварке и трещин при послесварочной термической обра­ ботке. Образования хрупких кристаллизационных и диффузион­ ных прослоек в зоне сплавления этих соединений можно не опа­ саться.

Соединения разного легирования, входящие в X группу, можно сваривать наиболее технологичными аустенитно-феррит­ ными электродами и проволоками (табл. 32.5). При темпера­ туре эксплуатации ниже 500 °С термической обработке их можно не подвергать. При более высоких температурах работы в целях устранения опасности локальных разрушений в зоне сплавления рекомендуется в качестве послесварочной термической обра­ ботки использовать аустенитизацию.

При сварке между собой сталей X и XI групп аустенитно­ ферритные электроды использовать не рекомендуется из-за неизбежности разбавления шва при сплавлении с кромками жаропрочной стали и получения металла однородной аустенит­ ной структуры, склонного к горячим трещинам. В связи с этим для данного сочетания сталей следует применять аустенитные сварочные материалы, используемые для более легированной составляющей. При эксплуатации сварного соединения выше 500 °С их следует подвергать сложной термической обработке по режиму аустенитизации с последующей стабилизацией.

Аналогичный выбор электродных материалов для более легированной составляющей должен проводиться и для свар­ ных соединений сталей X и XII групп. В этом случае дополни­ тельным критерием является обеспечение коррозионной стой­ кости соединений.