книги / Сварка в машиностроении. Т. 3

и *> 900* Сопутствующий подогрев в основном замедляет ш30о» Изменения t> 9Ü0

^ 5бо и до30о по-разному влияют на структуру и сопротивляемость стали трещинам в зависимости от состава й характера ее сварочной анизотермической диаграммы превращения аустенита [24]. Для углеродистых и низколегированных сталей, не содержащих карбидообразующих элементов, с низкой устойчивостью аусте­ нита при температурах перлитного превращения (стали 45, 20Г2, 18Г2ФА и др.) наиболее важным является показатель tt;650. Это объясняется тем, что практи­ чески для всех способов сварки, повышая q/v и вводя подогрев, изменением а>5Б0 можно получить перлитную или заданную смешанную структуру, стойкую против трещин. Влияние t> 900 незначительно, так как связанные с ним процессы гомо­

генизации и роста зерна успевают завершиться за короткое время и не поддаются регулированию тепловыми воздействиями. Для среднеуглеродистых среднелеги­ рованных сталей, содержащих карбидообразующие элементы, с высокой устой­ чивостью аустенита при температурах перлитного и бейнитного превращения (ЗОХГСНА, 42Х2ГСНМА, 43ХЗСНМФА и др.), при сварке в широком диапазоне тепловых режимов характерно мартенситное превращение аустенита. Для этих сталей рекомендуется сопутствующий подогрев до температур несколько выше конца мартенситного превращения с целью уменьшения доаоо и обеспечения само-

отпуска мартенсита. Важным является уменьшение / > 900, поскольку высоко­

температурные процессы замедлены в связи с наличием карбидов в исходной структуре и имеется возможность регулирования величины зерна и однородности аустенита. Поэтому рекомендуется применять концентрированные источники тепла и многослойную сварку и не рекомендуется предварительный подогрев. Для низкоуглеродистых среднелегированных сталей с повышенным содержанием никеля (12ХН4МДА, 18Х2НЗМДА и др.), имеющих высокую устойчивость аусте­ нита при температурах перлитного превращения, при сварке в широком диапазоне тепловых режимов характерно превращение в области нижнего бейнита и частично в области мартенсита. Эти стали занимают промежуточное положение по сравне­ нию с рассмотренными выше группами сталей. При их сварке рекомендуется умеренный подогрев до 100— 150 °С, не вызывающий существенного увеличения t > ооо и вместе с тем понижающий ку550 с целью смещения бейнитного превраще­ ния в область более высоких температур и уменьшения количества мартенситной составляющей. Полезен сопутствующий подогрев для самоотпуска мартенситной составляющей и удаления диффузионного водорода из сварного соединения. Отпуск сварных соединений проводят главным образом для среднеуглеродистых среднелегированных сталей при температурах 300—650 °С. Важным является время начала отпуска после сварки, которое составляет от 0,5 до 2 ч. При назна­ чении температуры сопутствующего подогрева и отпуска необходимо учитывать возможность развития процессов отпускной хрупкости и термического старения.

'2. Предварительная термическая обработка стали с целью получения в ис­ ходной структуре устойчивых коагулированных легированного цементита и спе­ циальных карбидов. Такой термической обработкой может быть отжиг на зернис­ тый перлит при Т « Ас} — 25 °С в течение 4— 16 ч в зависимости от содержания углерода и карбидообразующих элементов [21]. Отжиг является эффективным способом повышения сопротивляемости трещинам для сталей, содержащих С > 0 ,3 0 % , и карбидообразующих элементов (Сг, Mo, W, V и др.) в сумме более 1%. При сварке замедленное растворение карбидов ограничивает рост зерна и снижает степень гомогенизации аустенита, что повышает начало превращения аустенита на 100—200 °С и обусловливает образование бейнитно-мартенситной структуры вместо мартенситной.

3. Применение сварочных материалов с возможно более низкой температурой кристаллизации металла шва [10, 22]. Выбор материалов рекомендуется произво­ дить по соотношению ЛТ= ТЛш0. м — ТСшм. ш (где Тл,0. м и Тс. м. — температуры ликвидуса основного металла и солидуса металла шва соответственно). При завер­ шении кристаллизации шва околошовная зона испытывает высокотемпературный перегрев вследствие выделения теплоты затвердевания. При применении свароч-

ных материалов с высокой Тс.м. ш перегрев приводит к полному расплавлению участка основного металла у линии сплавления протяженностью один—два зерна (см. рис. 21, а) и последующую полную его гомогенизацию. В результате в этой локальной зоне образуется напряженный низкотемпературный мартенсит без следов самоотпуска с очень низкой сопротивляемостью трещинам (рис. 30, а). При АТ > 8 0 °С отрицательное действие перегрева не проявляется и обеспечи­ вается высокая сопротивляемость околошовной зоны трещинам. Лучше всех этому соотношению при сварке низко- и среднелегированных сталей удовлетво­ ряют аустенитные сварочные материалы с большим запасом аустенитности типа 10Х16Н25М6 (ЭА-981/15, ЭА-395), а также высокопрочные легированные матери­ алы типа 20Х2Г2НМВА (электрод Н-17), 15ХГ2МВ1А (электрод НИАТ-ЗМ). Для определения температур кристаллизации сталей рекомендуется метод термо­ кинетического анализа применительно к дуговой сварке [8].

4. Снижение содержания водорода в наплавленном металле: 1) прокалкой электродов при 450—480 °С и флюсов при 500—900 °С в течение не менее 3 ч, осушением защитных газов, если их точка росы выше —55°, пропусканием их через осушитель, заполненный силикагелем или другими поглотителями влаги; 2) тщательной очисткой свариваемых кромок и сварочной проволоки от масла, ржавчины и конденсированной влаги; 3) применением при абсолютной влажности воздуха выше 12— 14 г/м3 способов сварки, которые характеризуются минималь­ ным захватом воздуха дугой; лучшими в этом отношении являются аргонодуговая и сварка под флюсом; 4) замедлением охлаждения сварного соединения путем сопутствующего подогрева и последующего отпуска при 200—300 °С.

5.Снижение уровня сварочных напряжений различными конструктивными

итехнологическими способами, в том числе проковкой, прокаткой и опрессовкой швов и сварных соединений.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1.Вакуумный метод определения диффузионного водорода применительно к руч­ ной сварке. /А. М. Левченко. Е. П. Озеров. Г. Л. Петров и др. Труды ЛПИ № 336, 1974,

с.3—6.

2.Винокуров В. А. Сварочные деформации и напряжения. М., Машиностроение, 1968. 233 с.

3.Выбор технологии сварки, обеспечивающей стойкость сварных соединений про­

б.Зимина Л. Н. Свариваемые жаропрочные никелевые сплавы и принципы их леги­

рования. — Металловедение и термическая обработка металлов. 1977. № 11, с. 2—7.

6.Козлов Р. А. Водород при сварке корпусных сталей. Л., Судостроение, 1969.

175 с.

7.Конищев Б. П., Полынин Г. Е., Якушин Б. Ф. Оценка стойкости металла про­

тив образования и развития горячих трещин при сварке. — Сварочное производство, 1977, № 7. с. 12-13.

8.Макаров Э. Л., Меньшинин С. В. Устройство для определения температуры кри­ сталлизации сплапов при дуговой сварке. — Автоматическая сварка, 1975, № 3, с. 47—49.

9.Макаров Э. Л. Природа разрушения при образовании «холодных» трещин в вы­ сокопрочных закаливающихся сталях при сварке. Труды МВТУ № 248. Прогрессивная

технология конструкционных материалов. 1977, с. 85— 105.

10.Макаров Э. Л., Федоров В. Г. К вопросу о выборе электродных материалов для сварки высокопрочных сталей. Труды МВТУ № 167. Прогрессивная технология конструк­ ционных материалов. 1973, с. 104—108.

11.Макаров Э. Л. Микроскопическая химическая неоднородность в сварных соеди­ нениях среднелегированных сталей. Труды МВТУ № 202. Прогрессивная технология

сварки жаропрочных никелевых сплавов на их склонность к образованию горячих тре­ щин. Материалы конференции «Электроннолучевая сварка». МДНТП, 1978, с. 120— 124.

14. Новиков H. Н., Макаров Э. Л., Калмыков В. С. Методы и результаты исследова­ ний технологической прочности при сварке на образцах с имитацией сварочного термоде­ формационного цикла. Сб. МВТУ № 248. Прогрессивная технология конструкционных материалов. 1977, о. 66—84.

15.Носовский Б. И., Якушин Б. Ф., Прохоров H. Н. Влияние сварочного цикла на прочность аустенитных сталей при рабочих температурах. — Сварочное производство, 1972, Ня 3. с. 1 -3 .

16.Оценка стойкости металла шва против образования горячих трещин при сварке магистральных трубопроводов. /В. Ф. Чабуркин, Jl. С. Лившиц, А. С. Рахманов и др. —

порошкообразного присадочного металла. / — г>. Ф. Якушин, И. И. Ивочкин, Ю. А. Чер

стн металла околошовной зоны сварных соединений к разрушению при повторном на­ греве. Известия вузов, 1976, Ня 11, с. 141 —144.

19.Прохоров H. Н. Физические процессы в металлах при сварке. T. 11. М., Металлур гия, 1976, с. 599.

20.Прохоров H. Н.. Орлов А. С. Исследование свойств и применимости проб для оценки технологической прочности металлов в процессе кристаллизации при сварке. —

24.Шоршоров М. X. Металловедение стали и сплавов титана. М., Наука, 1964, с. 336.

25.Эйдельштейн В. Е., Якушин Б. Ф., Столбов В. И. Высокотемпературная дефор­ мация и образование околошовных трещин при сварке сплава типа Ннмоник. — Автома­

тическая сварка, 1976, № 11, с. 40—44.

26. Якушин Б. Ф., Чернавский Д. М. Влияние режима сварки на высокотемператур­ ную деформацию металла шва. — Сварочное производство, 1975, № 6, с. 9—11.

27.Якушин Б. Ф., Мисюров А. И., Фирсова Р. И. Закономерности развития высоко­ температурных деформаций при сварке. Труды МВТУ На 248. Прогрессивная техноло­ гия конструкционных материалов. 1977, с. 4—18.

28.Якушин Б. Ф. Определение температурного интервала хрупкости и пластично­ сти затвердевающего металла шва. Сб. Автоматизация, механизация и технология про­

№5, с. 4—6.

33.Elliot D. N. A fractographical examination on lamellar tearing in multlrun fillet

welds. Metal Construction. N 29, 1969, ps. 50—57.

34.Inagakl M. Effects of restraint and hydrogen on root cracking of nigh strength steel welds. Doc. J. J. W. IX — 408—64.

35.Ito Y., Bessyo K. A prediction of welding procedure to avoid heat effected zone cracking. Doc. J. J. W. IX —631—69.

36.Klhara H. Weld cracking tests of high strength steels and electrodes. Welding Journal. N 1, 1962, ps. 36—48.

37.Lundin C. D., Spond D. F. The nature and morphology of fissures in austenitic sta­

inless steel weld metals. Welding Journal. N 11, 1976, }s. 356—367.

38.Stern J. L., Qudttrone K. A multiple test approach to the prediction of weldment cracking. Welding Journal. N 5, 1967, ps. 203—216.

39.Tamura H., Watanaba T. Mechanism of liguation cracking in weld heat affected

zone of high strength steel. Trans, of Japan Welding Society, vol. 4., N 2, 1973, ps. 3— 10.

40.The determination of hydrogen in mild and low alloy steel weld metals. Doc. J. J. W P — A — 275—70.

41.Velkov K., Christov S. Technologies skûSka tupého spoja s odstupnovanou tuho stou na zistovanie odolnostl zvarovÿch spojov proti praskavosti za studena. Zvaranie, N 5. 1974, ps. 138-142.

Г л а в а 15

ОРГАНИЗАЦИЯ И ЭКОНОМИКА СВАРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА

;

ДЛИТЕЛЬНОСТЬ ПРОИЗВОДСТВЕННОГО ЦИКЛА ИЗГОТОВЛЕНИЯ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ (сложного процесса)

Длительность производственного цикла изготовления сварных конструкции (Гц. св. кон) — календарный период времени между запуском в производство исходных материалов (заготовок) и выпуском конструкции в готовом виде. Дли­ тельность этого цикла складывается из длительностей циклов заготовительных

транспортные Ттр операции и времени межоперационного пролеживания изго­

Длительность производственного цикла сварной конструкции зависит от количества и способа сочетания во времени (последовательный, параллельно­ последовательный, параллельный) входящих в него простых процессов (рис. 1 и 2).

В производственных условиях (см. рис. 2) простые процессы одного и того же сложного процесса изготовления сварной конструкции сочетаются во времени одновременно тремя указанными выше способами, а 7 Ц. СВ. кон равна максимальной сумме длительностей циклов простых взаимосвязанных процессов:

где 7 Ц/ — длительность производственного цикла i-го простого процесса, входя­ щего в наибольшую (максимальную) сумму длительностей циклов простых свя­ занных между собой процессов; m — число процессов, входящих в максимальную по длительности «цепочку» циклов.

Длительность производственного цикла изготовления конструкции М опре­ деляется суммой длительности циклов по цепочке М — Ус11 — Ь в (рис. 2). Дли­

тельность производственного цикла простых процессов зависит от числа и степени одновременности протекания входящих в них операций.

При последовательном способе сочетания операций во времени длительность

m — число операций в данном процессе; п — число заготовок (деталей) в партии; /к — штучно-калькуляционное время, мин.; с — число единиц оборудования или рабочих мест, занятых одновременно выполнением данной операции; s — сменность работы; — продолжительность рабочей смены; tw.0 — длительность межоперационных перерывов в сменах; tecT — длительность естественных про­ цессов, ч.

где г — такт поточной линии. Числа от 1 до m при tKи с соответствуют порядко­ вому номеру операций и рабочих мест поточной линии.

Рис. 3. Длительность производственного цикла при параллельном со­ четании операций синхронного процесса (в условиях потока)

Длительность производственного цикла синхронного процесса представлена на рис. 3. Длительность цикла обработки каждой из четырех транспортных пар­ тий (plf р2, р3. р Д на которые разделена изготовляемая партия деталей в лшт, равна

m m m

r u-p= T ,p f* = £ p rc= r£ p c-

1 1 1

Длительность же производственного цикла изготовления партии деталей на потоке Тц. пот определяется по формуле