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 (VCB= 6 м/ч; Iсв = 600 А; Uд = 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) ибейнитно-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 способрегулирования 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, анапротив, 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.