Технологические меры повышения стойкости аустенитных швов против образования горячих трещин

К известным в настоящее время технологическим мерам повыше­ния тре-щиноустойчивости наплавляемого металла относятся: вы­бор соответствующих метода и режима сварки, а также температуры свариваемого металла, обеспечи-вающих получение наиболее благо­приятной формы шва, его микроструктуры, темпа и времени нара­стания напряжений относительно температурного интер-вала хруп­кости; механическое воздействие на кристаллизующийся металл ван-ны или электромагнитное воздействие на дугу и сварочную ванну для обеспе-чения лучшей формы шва, меньшей температуры свароч­ной ванны и более бла-гоприятных условий кристаллизации металла; сварка дополнительно подогре-ваемой проволокой с управляемым пе­реносом электродного металла при помо-щи импульсника тока; сварка на повышенных скоростях или, наоборот, на ско-ростях менее 10м/ч.

Влияние режима сварки и температуры свариваемого металла на стойкость однофазных аустенитных швов против образования горячих трещин.

В литературе по технологии дуговой сварки не­ржавеющих аустенитных сталей имеются указания о значительном влиянии режима сварки на стойкость чисто аустенитных швов про­тив образования горячих трещин. Выше отмеча-лось отрицатель­ное влияние увеличения погонной энергии сварки на трещино-устойчивость таких швов. В табл. 23 приведены данные исследований вли-яния изменения режима автоматической электроду­говой сварки под флюсом и температуры предварительного подогре­ва основного аустенитного металла на размеры шва и стойкость его против образования горячих трещин.

На основании приведенных данных можно сделать следующие выводы. В отличие от нелегированных швов нет прямой связи между трещиноустойчиво-стью аустенитного шва и его коэффициентом формы. Так, с повышением сва-рочного тока при неизменных прочих параметрах режима коэффициент формы шва уменьшается, а при повышении напряжения дуги, наоборот, увеличивает-ся, V_кр в обеих случаях падает. При увеличении скорости сварки коэффициент формы шва лишь незначительно уменьшается, критическая же скорость дефор-мирования при этом возрастает довольно сильно. Предварительный подогрев свариваемой стали увеличивает коэффициент формы шва и снижает стойкость металла чисто аустенитного шва против образования горячих трещин, усиливая вредное действие кремния на трещиностойкость.

Подобно зависимости сопротивляемости аустенитного шва об­разованию горячих трещин от погонной энергии сварки существу­ет также и четкая зави-симость между шириной шва и длиной сва­рочной ванны, с одной стороны, и стойкостью металла шва против образования горячих трещин-с другой.

Таблица 23 Влияние режима сварки и температуры предварительного подогрева свариваемой стали на стойкость металла однофазного аустенитного шва типа 06Х23Н28МЗДЗТ против образования горячих трещин

Примечания: 1. В швах, выполняемых с предварительным подогревом основного металла, содержалось 0,57—0,59% Si, а в швах, выполняемых на различных режимах сварки, 0,41—0,44% Si. Сварка производилась под высоко-окислительным низкокремнистым флюсом проволокой диаметром 4 мм.

2. Критическая скорость деформирования металла швов типа 05Х18Н17Г4АМ4, выполненных на стали 08Х17Н16МЗТ проволокой 01Х19Н18Г10АМ4 на тех же режимах при температуре 20° С, составила 13,8 мм/мин, а при 400 и 500° С — 8,1 мм/мин.

С повышением сварочного тока, напряжения дуги и температуры свари-ваемого металла шири­на шва и длина сварочной ванны увеличивается, а кри-тическая ско­рость деформации наплавленного аустенитного металла соответ­ственно падает. С увеличением же скорости сварки в пределах от 21,5 до 30,7 м/ч, наоборот, длина сварочной ванны и особенно ширина шва уменьшается, a V_кр возрастает. В связи с этим при сварке аустенитных сталей ширину шва обычно стремятся ограничить; при ручной сварке аустенитной стали не приме-няют поперечные колебания электрода.

Увеличение скорости сварки в указанных пределах при сохра­нении пого-нной энергии, т. е. при соответствующем повышении сва­рочного тока и напря-жения дуги (для чего необходимо применять больший диаметр проволоки) наб-людается противоположное явле­ние — удлинение сварочной ванны и ухудше-ние трещиноустойчивости металла шва. Снижение же скорости сварки менее 10 м/ч, как при некотором уменьшении сварочного тока, так и при неизмен­ной его величине не только не ухудшает трещиноустойчивость чисто ­аустенитного шва, а, наоборот, значительно повышает ее, несмотря на увеличение погонной энергии. Так, например, если при аргонодуговой сварке неплавящимся электро-дом стали 03Х20Н20С5 тол­щиной 8 мм со скоростью до 20 м/ч в шве были го-рячие трещины, то при сварке со скоростью 6 м/чпри прочих равных условиях трещины в шве отсутствовали. То же самое имеет место при электро­дуговой и электрошлаковой сварке толстого металла. При сварке стали 10Х17Н13М2Т толщиной 35 и 45 ммпод флюсом АН-18 про­волоками 01Х19Н18П0АМ4 и 01Х20Н15Г6М2АВ2 диаметром 4 мм со скоростью 20 м/чмногослойными швами в последних встречались горячие трещины, при сварке же на скорости

6 м/чпри прочих рав­ных условиях трещины отсутствовали. Аналогичные резу-льтаты получены при сварке стали 06Х23Н28МЗДЗТ.

Снижение трещиноустойчивости аустенитных швов при повыше­нии температуры свариваемой стали обусловлено несколькими причинами. Одной из них является снижение градиента температур сварочной ванны у фронта кристаллизации, что, как известно, при­водит к усилению химической дендритной неоднородности по вред­ным примесям. Так, при аргонодуговой сварке аустенитной стали со скоростью 18,3 м/чпри температуре свариваемой стали 20° С градиент температур в хвостовой части сварочной ванны составил 83°/см, а при температуре свариваемого металла 500° С — 67°/см.

Кроме того, при указанном повышении температуры свариваемой стали происходит укрупнение дендритов металла шва (рис. 127), увеличение ширины и длины сварочной ванны (табл. 23), вследствие чего возрастает усадка затвер-девающего металла, снижается запас высокотемпературной междендритной и межкристаллитной его пластичности и расширяется температурный интервал хрупкости.

Снижение стойкости швов против образования горячих трещин при по-вышении сварочного тока или напряжения дуги обусловлено двумя факторами: увеличением погонной энергии сварки (возрастанием тепловложения) и связа-нных с этим увеличением величины и темпа нарастания сварочных напряже-ний в подсолидусной области; увеличением ширины и длины сварочной ванны, обусловливающих возрастание усадочных напряжений, а также неблагопри-ятную направленность кристаллитов (под большим углом к оси шва). Во вто­ром случае снижается градиент температур в хвосте сварочной ванны.

Благоприятное влияние снижения скорости сварки менее 10 м/чна тре-щиноустойчивость аустенитных швов связано, наоборот, с уменьшением угла между направлением кристаллитов и осью шва, а также с возрастанием гради-ента температур в сварочной ванне перед фронтом кристаллизации. Благодаря первому уменьшается зональная ликвация металла шва по вредным примесям (уменьша­ется концентрация примесей в зоне срастания кристаллитов по оси шва), благодаря второму уменьшается степень дендритной химиче­ской неод-нородности металла по этим примесям. Снижение, напри­мер, скорости аргоно-дуговой сварки стали 08Х17Н16МЗТ с 18,3 до 6,0 м/ч привело к повышению градиента температур с 83 град/смдо 128 град/см. Химическая дендритная не-однородность металла шва по кремнию уменьшилась при этом примерно в 1,4 раза.

Влияние электромагнитного воздействия на дугу и сварочную ванну на стойкость против образования горячих трещин однофаз­ных аустенитных швов.

К электромагнитному воздействию (или к так называемому электромаг-нитному перемешиванию) приходится прибегать при автоматической сварке толстого металла (аустенитных сталей толщиной более 25-35 мм), когда исчер-паны металлургические способы повышения стойкости металла шва про­тив образования горячих трещин и не представляется возможным применить элек-трошлаковую сварку.

Электромагнитное переменное поле в зависимости от конструк­ции и рас-положения соленоидов может быть направлено вдоль век­тора тока дуги за счет одного вертикально расположенного солено­ида и магнитопровода или поперек шва за счет двух связанных между собой соленоидов, расположенных по обе его стороны, с подково­образным магнитопроводом. В первом случае перемен-ный магнит­ный поток действует преимущественно непосредственно на свароч­ную ванну, во втором — преимущественно на дугу, а косвенно и на сварочную ванну. Изменение направления магнитного потока без изменения величины его заданной индукции в электромагните осу­ществляется специальным генерато-ром импульсов тока.

Наблюдения показывают, что при поперечном (под некоторым углом к поверхности свариваемого встык металла) направлении переменного магнит-ного поля взаимодействие его с магнитным полем дуги обусловливает перио-дическое перемещение ее вдоль оси ванны (шва) в двух взаимно противопо-ложных направлениях с частотой, соответствующей частоте заданного изме-нения направления тока в соленоидах электромагнита. Частоту изменения нап- равления и величину индукции магнитного потока, можно изменять.

Благодаря такому перемещению дуги, величина амплитуды ко­торого может несколько изменяться в зависимости от устанавлива­емой индукции магнитного потока, уменьшается перегрев металла сварочной ванны, снижается также ширина шва и глубина провара. Кроме того, вследствие давления дуги в разных местах ванны про­исходит продольное колебание ее металла. Все это при оптимальных частоте изменения направления и величине индукции маг-нитного потока позволяет на 40-50% повысить стойкость аустенитных швов против образования горячих трещин (рис. 128).

Рис. 128. Влияние величины индукции электромагнитного поля при раз­личной частоте его реверсирования (б)и изменения частоты реверсирова­ния при различной индукции (а)на стойкость против образования горячих

трещин металла шва типа 05Х18Н18Г5АМ4:

1 - 12,5Гц; 2- 3,6 Гц; 3- 5,0 Гц; 4 - 0,03 Тл; 5 - 0,1 Тл; 6 - 0,02 Тл;

(V_CB = 21,5 м/ч).

Обращает на себя внимание то обстоятельство, что как при из­менении частоты реверсирования, так и при изменении величины индукции, на кривых наблюдаются экстремальные значения, со­ответствующие В = 0,07 Тли f р = 5 - 6 Гц.

Увеличение частоты реверсирования больше 5-6 Гц приводит к тому, что сварочная дуга не успевает отклоняться на величину, большую, чем при частоте до 5 Гц. Увеличение же магнитной ин­дукции более 0,08 Тлприводит к нарушению стабильности процес­са из-за чрезмерного отклонения дуги.

Причину повышения стойкости аустенитных швов против го­рячих тре-щин при электромагнитном воздействии следует искать в изменении темпера-турного режима и характера кристаллизации металла сварочной ванны. Как показали измерения, при электромаг­нитном воздействии на дугу и сварочную ванну, подобно влиянию снижения скорости сварки менее 10 м/ч, возрастает температурный градиент в хвостовой части ванны.

Опытные швы выполняли на стали 08Х17Н16МЗТ аргонодуговой сваркой неплавящимся электро­дом. По данным исследований, проведенных автором, градиенты температур в зависимости от применения электромагнитного воз-действия (ЭМВ) при оптимальных ре­жимах 5 Гци 0,07 Тл и различных скорос-тях сварки оказались следующими: при V_CB= 18,3 м/чбез ЭМВ — 83 град/см, с ЭМВ — 114 град/см; при V_CB= 6,0 м/ч без ЭМВ — 128 град/см, с ЭМВ — 182 град/см.

Благодаря этому уменьшаются величина и плотность зоны концентраци-онного переохлаждения перед фронтом кристаллизации металла ванны и, сле-довательно, уменьшается дендритная неод­нородность металла по кремнию и другим примесям. Кроме того, вследствие лучшей дегазации ванны снижается общее содержание водорода в шве и уменьшается, по-видимому, количество водорода, равно как серы, фосфора, кремния по границам дендритов и крис­та-ллитов.

Исследования, например, показали, что применение электро­магнитного воздействия на дугу и сварочную ванну приводит к уменьшению глубины кана-вок теплового травления по вторичным гра ницам кристаллитов металла хро-моникельмарганцемолибденового аустенитного шва (рис. 129), что, как отмеча-лось выше и в гл. I, характеризует снижение энергии этих границ, а следова-тельно, уменьшение насыщенности их дефектами кристаллической решетки и повышение чистоты по вредным примесям (Si, S, Р) и, возможно, по водороду.

Рис. 129. Влияние изменения индукции переменного магнитного поля, воздействующего на сварочную ванну, при постоянной час­тоте реверсирования магнитного потока 5,0 Гц(а)и изменения час­тоты реверсирования магнитного потока при постоянной индукции 0,06 Тл(б) на глубину канавок теплового

травления границ кристаллитов металла шва типа 05Х18Н18Г5АМ4

Микрорентгенспектральный анализ швов, выполненных на ста­лях 08Х17Н16МЗТ с 0,4% кремния, показал, что применение ЭМВ приводит к уме-ньшению междендритной сегрегации кремния. В шве на хромомолибденовой стали при сварке без ЭМВ содержание крем­ния в центре дендритов составляло 0,35% и по зонам обогащения — 0,55%, а с ЭМВ — 0,35 и 0,45% соответствен-но. Естественно, что аналогичное, а возможно и более ощутимое снижение сег-регации имеет место при этом по сере и фосфору.

Таким образом, подтверждается отмеченная выше взаимо­связь между стойкостью металла против образования горячих тре­щин и энергий границ его кристаллитов: чем меньше энергия границ кристаллитов (меньше на них кон-центрация примесей, снижаю­щих межатомные связи и пластичность, и меньше дефектов кристал­лической решетки - вакансий и дислокаций), тем выше трещи-ноустойчивость металла.

Следует отметить, что при воздействии реверсивного электро­магнитного поля, по крайней мере действующего на дугу и ванну в поперечном направле-нии относительно оси шва, существенного уменьшения размера (толщины) дендритов однофазных аустенитных швов не наблюдается. Однако при опти-мальных режимах ЭМВ (0,06 Тл и 5—7 Гц) происходит измельчение вторич-ных кристаллитов, что отчетливо видно после теплового травления шлифов. При нали­чии в шве избыточной второй фазы, например, высоко кремнистой в хромоникелькремнистом шве типа 20-20-5, воздействие на кристалли­зующийся металл переменного электромагнитного поля приводит к рассредоточению этой фазы, к более равномерному ее распределению в таком шве (рис. 130), к дезо-риентированию структуры последнего.

Опыты показывают, что наилучшая трещиноустойчивость чисто аусте-нитных швов получается при сочетании ряда технологических приемов, напри-мер, дополнительного подогрева плавящейся приса­дочной проволоки, в том числе с помощью импульсника при аргонодуговой сварке, магнитного воздей-ствия на дугу и свароч­ную ванну и сварки на скоростях менее 10 м/ч.

Перспективным для этого является также применение элек­троннолучевой сварки, отличающейся весьма глубоким и узким проваром при меньшей мощ-ности дуги (малой погонной энергии сварки), благодаря чему резко возрастает стойкость аустенитных швов против образования горячих трещин. Однако в настоящее время этот способ применяется в основном для сварки небольших изделий в связи с необходимостью обеспечения вакуума в зоне сварки.

Рис. 130. Микроструктура металла шва типа 03Х20Н20С5, выпол­ненного сваркой без электромагнитного воздействия (а) и с воздейст­вием переменного электромагнитного поля (б), X 150.

В ряде случаев для получения качественных швов без трещин целесооб-разно применять сварку толстолистовой хромоникельмолибденовой стали ком-бинированным по структуре и составу швом: наружные слои шва выполнять проволокой или электродами, в том числе и хромоникелевыми, обеспечиваю-щими получение аустенитно-ферритной его структуры, а внутренние, обращен-ные в сторону агрессивной среды,— сварочными материалами, обеспечиваю-щими получение однофазной аустенитной структуры и химического со­става шва, требуемого для обеспечения коррозионной стойкости.