Регулирование термического цикла сварки.

Регулировать сва­рочный термический цикл можно путем изменения ре-жима сварки. Для большинства марок среднелегированных сталей определение оптимальных режимов сварки позволяет резко повысить стойкость сварных соединений против образования холодных трещин и в ряде случаев полностью устранить их возникновение. Идеаль­ный термический цикл, обеспечивающий наиболее высокую стой­кость свар-ного соединения против образования холод-ных трещин, приведен на рис. 6-21.

Практическое осуществление циклов, близких к идеальному, при дуговой сварке сопряжено с применением весьма малопроиз­водительных режимов сварки, предварительного, сопутствующего и последующего подогревов. Сле-довательно, осуществление идеального цикла требует больших затрат труда и средств. При электрошлаковой сварке этот цикл вовсе неосуществим. В прак­тике термические циклы, близкие к идеальным, применяют редко. Задача тех-нолога-сварщика состоит в том, чтобы изыскать более производительные и ме-нее дорогие методы борьбы с холодными трещинами, чем получение идеа-льного термического цикла сварки.

а - идеальный, обеспечивающий наибольшую сопротивляемость соедине-ний образованию холодных трещин;

б – при электродуговой сварки;

в – при электронно-лучевой сварке

Рисунок 7.3 - Сварочные термические циклы

 

Для повышения стойкости сварных соединений против обра­зования хо-лодных трещин необходимо замедлять охлаждение сварного соединения ниже точки А₁ с целью смещения превращения переохлажденного аустенита в область высоких температур, а также предупреждать развитие перегрева в околошовной зоне и возникновение грубой столбчатой структуры в металле шва. Наиболее просто и экономично можно замедлить охлаждение ниже точки А₁ применяя мощые источники нагрева и низкие скорости сварки. Однако при этом развивается перегрев металла в околошовной зоне, а первичная структура металла шва становится более грубой. Кроме того, не всякое замедление обеспечи­вает получение в сварных соединениях необходимой вторичной структуры, повышающей стойкость соединения против образова­ния холодных трещин.

Влияние термического цикла на стойкость против образования холодных трещин следует определять с учетом особенностей пре­вращения переохлажден-ного аустенита в металле сварного соеди­нения. Рассмотрим термокинетические диаграммы, описывающие превращение аустенита при непрерывном охлаждении для двух типов среднелегированной стали I и II. Сталь I отличается от стали II пониженной восприимчивостью к закалке и повышенной стойкостью против образования трещин при сварке (рис. 10-5).

Термокинетические диаграммы строят в координатах время — температура превращения. В этих координатах наносят семейство кривых охлаждения и на каждой кривой отмечают точки, соответ­ствующие началу и концу превращения в каждой из характерных областей.

 

 

Рис. 10-5. Термокинетическая диаграмма превращения переохлажденного аусте­нита в сварных соединениях:

а - сталь I с пониженным содержанием легирующих элементов (34ХМ и др.);

б - сталь II с повышенным содержанием легирующих элементов(30Х2Н2М и др): А - аустенит; М - мартенсит, Б - бейнит, Ф - феррит, П - перлит

 

Соединение этих точек линиями позволяет ограничить области превращения аустенита при непрерывном охлаждении. Ход превращения изучают дилатометрическим или магнитометри­ческим методом в сочетании с металлографическим исследова­нием образцов, подверженных за -калке с определенной темпера­туры. В последнее время для этой цели успешно применяют также и метод высокотемпературной металлографии.

На рис. 10-5 нанесены три кривые охлаждения, соответству­ющие режимам многослойной ручной дуговой сварки толстого металла (кривая 1), многослойной сварки под флюсом толстого металла на мощных режимах (кривая 2 ) и однопроходной электрошлаковой сварки толстого металла (кривая 3 ). При сварке стали типа I превращение проходит в основном в мартенситной области только при охлаждении по кривой 1. При охлаждении этой стали в соответствии с кривыми 2 и3превращение смещается соответ­ственно в бейнитную и ферритоперлитную области.

В сварных соединениях из сталей типа I отколы образуются только при сварке на первом режиме. В соединениях, выполнен­ных на режимах, соответ-ствующих кривым 2и 5, трещины воз­никают только при неблагоприятных условиях. При сварке стали типа II превращение переохлажденного аустенита проходит полностью в мартенситной области при охлаждении по кривым 1 и 2при охлаж-дении по кривой 3превращение аустенита захва­тывает бейнитную область. При сварке стали типа II на режимах по кривым 1и 2возникают отколы, причем образование трещин при сварке на режиме по кривой 2может быть даже большим, чем при сварке на режиме по кривой 1. В случае сварки на режиме по кривой 3 трещины возникают только при неблагоприятных усло-виях.

Следовательно, повышение погонной энергии сварки обычно целесооб-разно в случае сварки сравнительно низколегированных сталей типа I. При этом замедление охлаждения ниже точки А₁ сопровождается благоприятными изменениями в ходе превраще­ния переохлажденного аустенита, т. е. приводит к образованию структуры металла, способствующей повышению стойкости свар­ных соединений против образования трещин. Для сталей типа I благоприятное влияние этих изменений преобладает над отрица­тельным влиянием, обуслов-ленным развитием пе-егрева при повы­шении погонной энергии сварки.

Для сталей типа II повышение погонной энергии сварки может быть даже вредным. Благоприятных структурных изменений, обусловленных смещением превращения переохлажденного аусте­нита в область высоких температур, при этом может не быть, а отрицательное влияние перегрева проявится более резко. Для сталей типа II целесообразны только режимы сварки, обеспечи­вающие зна-чительно замедленное охлаждение сварных соедине­ний в области температуры ниже точки А_х (например при электро­шлаковой сварке), когда и в этих сталях происходит смещение превращения переохлажденного аустенита в область бо-лее высо­ких температур и получает особо существенное развитие само­отпуск мартен-сита непосредственно в процессе охлаждения со­единения. В рассмат-риваемом случае процесс самоотпуска развивается вследствие значительного замедления охлаждения соединения при температурах порядка 300-150° С. Длительность пребывания сварного соединения при температурах 300-150° С в случае однопроходной электрошлаковой сварки в десятки раз боль­ше, чем в случае дуговой многослойной сварки толстого ме­талла.

Рис. 10-6. Влияние способа сварки на стойкость против образова­ния холодных трещин сое­динений, выполненных электродуговой (а) и элект­роннолучевой (б) сваркой. Сталь 42Х2ГСНМ

Из сопоставления данных, представленных на рис. 10-6, следует, что электроннолучевые соединения по стойкости против холодных трещин значительно превосходят аналогичные соеди­нения, выполненные дуговой сваркой под флюсом. Время пребыва­ния металла зоны при температурах пе-регрева в случае элек­троннолучевой сварки во много раз меньше, чем при сварке под флюсом (рис. 10-7).

 

Рис. 10-7. Приближенные термические циклы околошовной зоны при однопро­ходной электродуговой (а) и электроннолучевой (б) сварке стали толщиной

16 мм

 

Поэтому можно прийти к заключению, что причина отмеченного преи-мущества электроннолучевых соеди­нений состоит в резком ограничении пе-регрева и кратковре­менной аустенитизации металла околошовной зоны.

Как видно на рис. 10-8, при исходной феррито-перлитной структуре стали вторичное зерно у линии сплавления осталось практически таким же, как и в основном металле, т. е. перегрев отсутствует.

 

 

Рис. 10-8. Микроструктура околошовной зоны на границ е со швом после электроннолу­чевой сварки стали 30ХГСА толщиной 30 мм; X 300

Влияние продолжительности аустенитизации на процесс пре­вращения аустенита в стали 30Х2Н2М определяли при помощи высокотемпературной ме-таллографии (рис. 10-9). В образцах этой стали, нагреваемых по термическому циклу электроннолу­чевой сварки, превращение переохлажденного аустенита в основ­ном развивалось при высоких температурах вблизи точки Т_м. При цикле дуговой сварки это превращение растягивается на зна­чительный интервал температур, лежащий ниже этой точки.

 

Рис. 10-9. Влияние напряжения и температуры их действия на развитие превра­щения аустенита в стали 30Х2Н2М при термическом цикле дуговой сварки

V_охл= 0,3° С/с при Т = 500ч-300° С; X 140:

а - 20 кгс/мм² при 600^е С; б - 20 кгс/мм² при 500⁰ С; в - 30 кгс/мм² при 500⁰ С;

г - 20 кгс/мм² при 450° С; д — 30 кгс/мм² при 450⁰ С; е - 400 кгс/мм² при 450° С

Если стойкость сварных сое­динений против образования холодных тре-щин настолько низка, что избежать их появ­ления путем соответствующего выбора ре-жима сварки не удает­ся, в отдельных случаях при­бегают к регули-рованию тер­мического цикла путем пред­варительного и сопутствую­щего по-догревов свариваемых кромок. Особо высокую стойкость против образования трещин можно получить, применяя предварительный подогрев до темпе­ратуры 200-300° С и режимы сварки с низкой погонной энергией. Соблюдение этих ус-ловий приближает реальный термический цикл сварки к идеальному.

Однако для широко применяемых среднелегированных сталей даже боль-шой толщины достаточную стойкость против образова­ния холодных трещин можно получить при использовании подо­грева до температуры 150-200° С и сравнительно высоких режи­мов сварки. Так, например, в случае автоматичес-кой сварки под флюсом сталей, подогрев до темпера­туры 200° С оказывается достаточным для предупреждения хо­лодных трещин.

Предварительный подогрев свариваемых кромок целесообразно осущес-твлять с помощью индукторов, питающихся электрическим током промышлен-ной частоты. Соединения из металла сравни­тельно небольших толщин можно подогревать газовым пламенем. При сварке металла средних и больших толщин в ряде случаев образование холодных трещин можно предотвратить путем ра-зо­грева области шва до температуры 100 -150° С в процессе на­ложения слоев с минимальным перерывом между ними, а также применяя каскадный и блочный приемы сварки. В этом отношении весьма эффективна также многодуговая ав-томати­ческая сварка в защитных газах при большом расстоянии между дугами.

Оптимальный термический цикл сварки (режим сварки и по­догрева), при котором для стали данного состава обеспечивается отсутствие холодных тре-щин и малопластичных структур в около­шовной зоне, можно также определять расчетным путем. Расчет режима сварки ведут для того, чтобы обеспечить за-вершение пре­вращения аустенита в перлитной области с образованием стойких против холодных трещин структур.

Однако такой расчет весьма приближенный, так как основан на экспери-ментальных данных о превращениях переохлажден­ного аустенита, не учитыва-ющих особенностей, вносимых в это превращение сваркой. В частности, важны особые условия аустенизации и воздействия временных напряжений и т. п. К тому же режим такого рода можно пытаться рассчитать только для сталей, отличающихся низкой восприимчивостью к закалке, когда изме­нением режима можно перевести превращение в перлитную область. Для сталей, у которых при всех практически осуще­ствимых режимах сварки превращение проходит в основном в мартенситной области, нельзя выдержать основное условие расчета и, следовательно, нельзя рассчитать требуемый режим сварки.