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 трещи н.

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/ми н, 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_крвозрастает. 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 м м 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.