Регулирование временных напряжений.

Структуру и свойства сварных соединений из среднелегированных ста-лей, в частности их стойкость против образования холодных трещин, можно в оп­ределенных пределах изменять, регулируя нарастание в них при охлаждении временных сварочных напряжений. Если при охла­ждении соединения эти нап-ряжения достигают определенной величины при температурах, предшествую-щих развитию бейнитного и мартенситного превращения, то эти превращения сме­щаются в область высоких температур. В результате стойкость сварных со-единений против образования холодных трещин повы­шается.

На рис. 10-9 показано, как смещается бейнитное превращение в стали 30Х2Н2М в область высоких температур в зависимости от величины напряжений и температуры их приложения для слу­чая охлаждения образцов из этой стали по конкретному терми­ческому циклу дуговой сварки. Все приведенные микроструктуры относятся к моменту, когда в процессе непрерывного охлаждения температура образцов достигала 320° С. Нагрев, нагружение и фиксацию развития превращения аустенита в образцах произво­дили с помощью установки для высокотемпературной металло­графии ИМАШ-5М.

При температуре 320° С наибольшее смещение превращений наблюда-лось, если при температуре 450° С прикладывали напря­жения 30 кгс/мм² (см. рис. 10-9). Увеличение или уменьшение напряжений при этой температуре, а также изменение темпера­туры при всех опробованных напряжениях приводили к уменьше­нию смещения превращений. Напряжения 7 кгс/мм² и меньше прак-тически не оказывали никакого влияния на превращение. Не оказывали влияния на превращение аустенита и напряжения, приложенные к образцу после того, как в нем превратилось в мар­тенсит или бейнит больше 50% аустенита.

Таким образом, существуют оптимальные значения темпера­тур и напря-жений, при которых их влияние на превращение наи­большее. Это положение хорошо согласуется с результатами исследований Г. В. Курдюмова и его сот-рудников, показавших, что только малые пластические деформации аустенита ускоряют его превращение при последующем охлаждении, а большие – напро-тив его замедляют. Последнее положение подтверждается проявлением на мик-роструктуре образцов следов пластической деформации - двойников, линий сдвига, дробления зерен во всех случаях, когда к образцам прикладывали вы-сокие для данной температуры напряжения (рис. 10-9, а, ё). При оптимальном соче­тании температур и напряжений таких следов пластической деформации не обнаружено (рис 10-9).

На рис. 10-10 приведены результаты испытаний на длительное растяже-ние стыковых соединений стали 30Х2Н2М (δ = 16 мм), сваренных проволокой

Св-10ХГСН2МТ.

 

 

Рис. 10-10. Влияние величины про­межуточных (временных) напряжений (б) и темпе­ратуры их действия (а) на прочность сварного сое­динения при длительном нагружении

Переохлажденный аустенит в околошовной зоне этих соединений был подвергнут при мерно такому же деформацион­ному воздействию в процессе охлаждения после сварки, как и в предыдущем случае (рис. 10-9). Из сопостав-ления рис. 10-9 и 10-10 следует, что влия­ние величины напряжений и темпера-туры их приложения на превращение аустенита хорошо согласуется с их дейст-вием на стойкость соединений против образования холодных трещин. В опытах (рис. 10-10) напряжения растяжения, при которых производили испытание об-разцов на длительное нагружение, были равны 50 и 40 кгс/мм² соответственно, а промежуточные напряжения в опытах по определению влияния температуры на длительную прочность соединений устанавливали равными 25 кгс/см². Тем-пература приложения промежуточных напряже­ний к образцам по кривой а (рис. 10-10) была равной 420-450° С. Наибольшее смещение превращения и на-ивысшая стойкость соеди­нений против образования холодных трещин имели место в слу­чае приложения напряжения 30 кгс/мм² при температуре 450° С. Изменение стойкости соединений против образования холод­ных трещин при варьировании величины напряжений и темпера­туры их приложения описы-вается зависимостями с четко выра­женным максимумом (рис. 10-10). Такая же зависимость наблю­дается и в смещении превращения аустенита в область вы-соких температур при изменении этих же факторов (см. рис. 10-9).

Изложенные зависимости в общем справедливы и для других марок сред-нелегированных сталей и термических циклов, при использовании которых в околошовной зоне и металле шва раз­виваются бейнитное и мартенситное прев-ращения. Однако рас­пространяя эти зависимости на другие стали и иные усло-вия сварки, следует иметь в виду, что рассматриваемое влияние на­пряжений заметно ослабевает по мере повышения устойчивости аустенита в стали и ус-корения охлаждения сварного соедине­ния. Так, при экспериментальном опре-делении величины смеще­ния превращения аустенита под влиянием напряже-ний в сталях 30Х2Н2М, 35ХЗНЗМ и 60Х2Н установлено, что это смещение наибольшее для первой стали, значительно слабее для второй и практически отсутствует в третьей.

Таким образом, рассматриваемый метод борьбы с холодными трещинами особенно эффективен при сварке среднелегированных сталей с пониженным содержанием углерода и легирующих эле ментов и при применении режимов сварки, обеспечивающих замедленное охлаждение сварных соединений.

Рассмотрим теперь вопрос о том, как практически можно регу­лировать напряжения в процессе сварки с целью повышения стой­кости соединений про-тив образования холодных трещин. Ранее было изложено доказательство воз-можности влияния на ход пре­вращений аустенита в околошовной зоне путем регулирования вре­менных напряжений. Благодаря этому можно существенно повы­сить стойкость этой зоны против образования холодных трещин.

Наиболее простой и надежный способ такого регулирования состоит в выборе химического состава металла шва. От него зави­сят коэффициент ли-нейного расширения, характер и объемный эффект структурных превращений. Эти факторы оказывают суще­ственное влияние на развитие временных нап-ряжений в процессе сварки.

В качестве примера на рис. 10-11 показано развитие временных попереч-ных напряжений в однослойных стыковых соединениях стали 35ХЗНЗМ при трех типах металла шва: аустенитном, бейнитно-мартенситном и ферритно-пер-литном. Швы сваривали под флюсом с использованием сварочных проволок

Св-08Х20Н9Г7Т, Св-10Х5М и Св-08ГА соответственно. Однопроходным швом со­единяли между собой узкие пластины (1 = 60 мм) толщиной 16 мм, предвари-тельно вваренные в жесткую раму (см. рис. 10-11 вверху). Режим сварки харак-теризовался относительно низкой скоростью и высокой погонной энергией (V_CB= 6 м/ч; I_св = 600 А; U_д = 30 В). Реактивные поперечные напряжения определяли при помощи специальных деформометров. Деформации измеряли на базе 100 мм вдали от шва. Применяли искусственное охлаждение пластин в местах замера деформации.

Рис. 10-11. Развитие временных попе­речных напряжений в свар­ных соединениях стали 35ХЗНЗМ в процессе ох­лаждения швов:

1 - ферритно-перлнтного; 2 - бейнитно-мартенситного; 3- аустенитного

 

В соединениях с аустенитыым швом по мере его охлаждения напряжения непрерывно нарастают (рис. 10-11). Перегибы на кривой 3 соответствуют началу и окончанию превращения аустенита в околошовной зоне. В соединениях с ферритно-перлитным швом (кривая 1) и бейнитно-мартенситным (кривая 2 ) нарастание напряжений на­блюдается только до темпера­тур 680 и 340° С соответственно. При этих температурах начинается ферритно-перлитный распад аустенита в металле шва (кри­вая 1) и бейнитно-мартенситное превращение аустенита в металле шва (кривая 2). Последнее превращение сопровождается значи­тельным объемным эффектом, что и обусловливает в основном от­меченные изменения в нарастании поперечных напряжений.

Если сопоставить данные рис. 10-11 с приведенными выше сведениями о повышении стойкости против образования холодных трещин и ускорении прев-ращения аустенита под действием внеш­них напряжений, можно прийти к следующему заключению: только в соединениях с аустенитным и бейнитно-мартенситным швами поперечные напряжения перед бейнитно-мартенситным пре­вращением в околошовной зоне при температуре 400-450° С достигают величины (12 кгс/мм²), достаточной для смещения пре­вращения и повышения их стойкости против образования трещин. В соединениях с ферритно-перлитным швом величины этих на­пряжений недостаточны (6 кгс/мм² при 450° С) для такого сме­щения.

Все изложенное хорошо согласуется с известными данными о высокой стойкости соединений с аустенитными и бейнитно-мартенситными швами против образования холодных трещин и низкой стойкости соединений с ферритно-перлитными швами. Кривые замедленного разрушения стыковых соединений из ста-ли 35ХЗНЗМ, подтверждающие это положение, приведены на рис.10-12.

 

 

Рис. 10-12. Влияние типа металла шва на стойкость соеди­нений против образования холодных в околошовной зоне: 1 - ферритно-перлитный шов;

2 - бейннтно-мартенситный шов; 3 - аустенитный шов

Второй способ регулирования временных напряжений заклю­чается в установлении рациональной последовательности выпол­нения отдельных швов в сварной конструкции (узле). Сущность его поясним на примере образования трещин в отдельных швах технологической крестовой пробы, применяемой для оценки со­противляемости соединений холодным трещинам (рис. 10-13).

Швы этой пробы по нарастанию стойкости против образования холодных трещин в околошовной зоне расположены в следующий ряд: 7, 5, 2, 4. В такой же последовательности они расположены и по жесткости закрепления соединяемых пластин перед свар­кой. Шов 1сварен при свободных пластинах, а шов 4 — при наи­большей жесткости их закрепления ранее выполненными швами.

 

Рис. 10-13.Влияние последовательности выполнения швов в кресто­вой пробе на возникновение в них холодных трещин

Можно полагать, что в описанной последовательности про­является по-ложительное влияние величины временных напряже­ний на превращение аус-тенита в околошовной зоне этих швов. В околошовной зоне шва 1 эти напря-жения наименьшие и наи­большие в шве 4. При сварке реальных узлов, подоб-ных крестовой пробе, знание отмеченной зависимости позволяет установить рациональные технологические приемы и последовательность выполнения отдельных швов. Например, можно предусмотреть, чтобы швы 1 и 3выпол-нялись аустенитными электродами, а швы 2и 4 более дешевыми ферритно-перлитными электродами.

Однако при практическом использовании этого способа преду­преждения холодных трещин необходимо учитывать, что чрезмерное увеличение жест-кости закрепления соединяемых элемен­тов может не только не предупредить возникновения трещин, а напротив, способствовать их появлению вследствие значитель­ного повышения остаточных напряжений. Отмеченные обстоятель­ства необходимо учитывать применительно к отдельным швам конкретной конструкции.

Третий способ регулирования временных напряжений в свар­ных соедине-ниях состоит в преднамеренном их деформировании внешней силой в оптималь-ном интервале температур при помощи специальных приспособлений. Большие размеры и сложность этих приспособлений ограничивают практическое применение способа деталями и уз­лами с относительно небольшим сечением.