Одним из факторов, вызывающих образование характерной для нестабильной зоны сплавления разнородных сталей структурной неоднородности, являются напряжения, возникающие вследствие различия коэффициентов температурного расширения сплавляемых металлов. Следовательно, устранение этих напряжений или их снижение позволит стабилизировать структуру и свойства в зоне сплавления разнородных сталей. Совершенно очевидно, что для того, чтобы регулировать возникающие в зоне сплавления разно­родных сталей напряжения, необходимо знать характер и особен­ности напряженного состояния их сварных соединений.

Выполненные к настоящему времени многочисленные исследо­вания напряженного состояния сварных соединений показывают, что характерной особенностью сварной конструкции является на­личие в ней напряжений даже в том случае, если она не испытывает каких-либо внешних нагрузок. Эти напряжения относят к внутрен­ним. Возникают они в основном вследствие неравномерного нагре­ва свариваемых элементов в процессе их сварки, а также жесткости этих элементов, которые препятствуют свободному развитию в них тепловых деформаций.

Следует отметить, однако, что сварочные напряжения довольно полно изучены лишь в конструкциях, изготовляемых из однород­ных металлов, т. е. металлов, обладающих одинаковыми или близ­кими механическимиї и прежде всего физическими и теплофизичес­кими свойствами. Что касается конструкций, свариваемых из разно­родных сталей, указанные характеристики которых в большинстве случаев значительно отличаются друг от друга, то исследованию возникающих в них напряжений посвящены пока лишь отдельные работы. Вместе с тем эти работы показали, что в сварных соедине­ниях разнородных сталей напряженное состояние зоны сплавления может существенно отличаться от напряженного состояния сплав­ляемых материалов.

В сварном соединении разнородных сталей отличается прежде всего распределение напряжений, возникающих при сварке, хотя общий характер их остается таким же, как и в однородном соеди­нении. Как уже указывалось, в большинстве случаев свариваемые в комбинированных конструкциях стали имеют различные механи­ческие и физические свойства. Последние определяют распределе­ние тепла при сварке и, следовательно, температурное поле, обра­зуемое сварочным нагревом.

Различие механических свойств, и прежде всего предела теку­чести, а также изменение температурного поля при сварке и при­водят к наблюдаемому в сварных соединениях разнородных сталей изменению распределения остаточных напряжений. Впервые это изменение обнаружили В. Н. Земзин и В. И. Розенблом [45]. Они показали, что в сварных соединениях дисков, изготовленных из разнородных сталей, распределение сварочных напряжений не­симметрично относительно оси шва. В соединениях таких дисков участки максимальных напряжений растяжения несколько сдвину­ты от оси шва в сторону аустенитной стали. В связи с этим можно полагать, что при прочих равных условиях в сварном соединении разнородных сталей зона их сплавления в состоянии после сварки будет менее напряжена, чем зона сплавления соединений однород­ных сталей.

Присущее разнородным сталям существенное различие коэффи­циентов линейного расширения приводит к тому, что сварные со­единения этих сталей остаются напряженными и после термической обработки. Как известно, термическая обработка, прежде всего отпуск, широко используется для снятия сварочных напряжений в соединениях однородных металлов. Снимаются эти напряжения за счет их релаксации, интенсивно протекающей при температуре отпуска. При нагреве конструкций, сваренных из однородных металлов, до этих температур сварочные напряжения полностью снимаются и конструкции в случае равномерного их охлаждения получаются свободными от напряжений.

Иное положение наблюдается при отпуске конструкций, комби­нированных из разнородных сталей. При нагреве таких конструк­ций до температур, обеспечивающих эффективное протекание про­цесса релаксации, в них также полностью снимаются сварочные напряжения. Но нагрев комбинированных конструкций вызы­вает различное расширение сплавленных здесь металлов, так как они обладают различными коэффициентами температурного расширения. Это приводит к возникновению новых напряжений, которые при высоких температурах также снимаются вследствие релаксации. Однако при последующем охлаждении подвергаемой отпуску конструкции по мере восстановления упругих свойств ма­териалов различное расширение сплавленных металлов приводит к появлению нового напряженного состояния в сварном соединении. Характерным для этого состояния является наличие резкого скачка напряжений в зоне сплавления разнородных металлов и перемена
их знака (рис. 61) [45]. Это обстоятельство, с учетом того, что зона сплавления в сварном соединении разнородных сталей является наиболее слабым местом, позволяет заключить, что от­пуск конструкций, свариваемых из разнородных сталей, нельзя признать приемлемым, так как в них при этом не только не сни­маются напряжения, но и ухудшается (для работоспособности сварного соединения) их распределение.

Еще большее различие напряжен­ного состояния зоны сплавления в соединениях разнородных и однород­ных сталей наблюдается при их экс­плуатации. Соединения разнородных сталей в большинстве случаев экс­плуатируются при повышенных тем­пературах. В таких условиях замет­ное различие коэффициентов линей­ного расширения сплавленных метал­лов приводит к появлению в них дополнительных напряжений. У боль­шинства современных соединений раз­нородных сталей они могут достигать величин, при которых окажут замет­ное влияние на работоспособность конструкции.

Особенно большое воздействие мо­гут оказать напряжения, возникаю­щие вследствие заметного различия коэффициентов линейного расширения сплавляемых металлов, на работо­способность сварных соединений в тех конструкциях, которые испытывают в процессе эксплуатации циклические изменения температуры (частые пуски и остановки агрегата, а также существенные колебания рабочей температуры). В таких конструкциях эти напряжения будут часто менять свой знак, что, как известно, вызывает появление усталост­ных разрушений.

Возможность появления в сварных соединениях разнородных сталей во время их эксплуатации дополнительных напряжений вследствие существенного различия коэффициентов линейного рас­ширения сплавляемых металлов до сих пор является одной из причин того, что конструкции, комбинируемые из таких сталей, не получают еще должного применения.

Присущее сварным соединениям разнородных сталей специ­фическое напряженное состояние обусловлено различием коэффи­циентов линейного расширения сплавляемых металлов. Следова­тельно, одним из способов снижения напряженности в зоне сплав­ления разнородных сталей может быть сближение коэффициентов
температурного расширения сплавляемых металлов. При этом можно ожидать не только улучшения распределения напряжений в зоне сплавления соединений, подвергнутых отпуску [47], но и снижения в ней их величины в состоянии после сварки.

В предыдущем параграфе показано, что основным способом свар­ки разнородных сталей следует считать применение сварочных ма­териалов, обеспечивающих получение металла шва из хромонике­левой аустенитной стали с высоким содержанием никеля вплоть до сплава на никелевой основе. С увеличением содержания никеля в аустенитном металле шва снижается его коэффициент линейного расширения [24]. В связи с этим представляет интерес изучение изменения напряженного состояния в сварном соединении с уве­личением содержания никеля в аустенитном металле. Чтобы получить такие сведения, исследовали стыковые соединения плас­тин 100 X 200 мм толщиной 11 мм из сталей Х18Н10Т и СтЗ, вы­полненные автоматической сваркой под флюсом [25]. Сварку про­изводили вдоль длинной кромки У-образной разделки на режиме: /д = 460...500 А, t/д = 25...28 В, UCB = 16 м/ч (среднее значе­ние погонной мощности <7п = 0,24 UJha/VCB = 5400 кал/см при hH = 0,8). Для изменения содержания никеля в аустенитном метал­ле, сплавляемом с неаустенитным, применяли сварочные проволоки марок Св-08Х25Н13, ЭП622 (Х25Н25МЗ), ЭП673 (Х25Н40М7) и ЭП606 (Х25Н60М10).

В табл. 6 приведены значения коэффициента линейного расши­рения использованных материалов.

6. Коэффициент линейного расширения а • 10°, 1/град, свариваемых материалов Температурный интер­вал, °С Х18Н10Т СтЗ X25H13 Х25Н25МЗ Х25Н40М7 Х25Н60М10 20—100 16,60 12,25 15,30 14,82 13,45 12,83 20 — 200 17,10 13,05 16,20 15,12 13,75 13,21 20 — 300 17,60 13,75 16,80 15,60 14,25 13,40 20 — 400 18,00 14,30 17,30 15,97 14,42 13,55 20 — 500 18,30 14,75 17,70 16,08 15,25 14,08 20—600 18,55 15,05 18,00 16,90 15,73 14,30 20 — 700 18,90 15,20 18,30 17,35 16,30 15,05 20 — 800 19,25 — — 17,85 16,85 15,75 20 — 900 19,50 — — 18,28 17,30 16,28

В исследованиях применили расчетно-экспериментальную ме­тодику, в которой основная роль отводилась расчету, а эксперимен­том контролировались лишь отдельные расчетные данные. При этом определяли температурное поле и напряженное состояние стыков в процессе сварки, а также при заданном режиме термооб­работки и нагреве, соответствующем эксплуатации многих свар­ных соединений разнородных сталей.

Для определения образующегося при сварке температурного поля находим теплопроводность пластины указанных размеров, предположив, что ее поперечное сечение представляет собой со­ставное тело (рис. 62, а), в котором часть / (стальСтЗ) имеет следую­щие теплофизические характеристики: 7,х= 0,09 кал/см • с • град, (Cy)i ~ 1,25 кал/см3 • град, а часть III (сталь Х18Н10Т) — Я.3 = — 0,06 кал/(см • град) и (Оу)3 =1,15 кал/(см3 • град). Для части II (металл шва) принимали промежуточные значения теплофизи-

Рис. 62. Исследуемый образец (а) и термические циклы некоторых его точек в околошовной зоне (б): сплошная линия — расчетная кривая для стали марки СтЗ; штри­ховая— то же, для стали Х18Н10Т; шгрих-пунктир - ные — экспериментальные кривые для стали СтЗ; числами указаны расстояния, мм, от оси шза расчетных и экспе­риментальных точек.

ческих характеристик: = 0,07 кал/(см • с • град), (Оу)2 =

= 1,2 кал/(см3 • град). При этом предполагалось, что^теплообмен на­ружных поверхностей пластины с окружающей средой происходит по закону Ньютона, а коэффициент поверхностной теплоотдачи равен 0,009 Вт/(см2 • с • град).

В Оценке температурного поля важное значение имеет характер распределения тепловой мощности сварочной дуги. Поскольку этот вопрос изучен пока еще недостаточно, автором использовалось приближенное представление о распределении тепловой мощности

Предполагалось, что ошибки в распределении эффективной мощнос­ти в силу принципа местного влияния существенно проявляются только в высокотемпературной зоне, а затем быстро уменьшаются. При исследованиях использовалось также представление, что теп­ловая мощность дуги распределена равномерно по сечению шва в прямоугольнике с высотой, равной толщине свариваемой пласти­ны, и основанием, равным средней ширине разделки шва.

Результаты расчета температур сопоставляли с эксперименталь­ными данными, полученными с помощью термопар по стандартной методике. На рис. 62, б приведены полученные данные для неко­торых точек околошовной зоны на лицевой поверхности пластин, которые свидетельствуют о хорошем согласовании расчета с экспе­риментом. Из этого рисунка следует, что со стороны аустенитной стали в околошовной зоне температуры несколько ниже, чем в ста­ли марки СтЗ на тех же расстояниях. Это связано с более низкой теплопроводностью аустенитного металла.

При определении напряженного состояния и упруго-пласти­ческих деформаций исходили из так называемой низкотемпера­турной задачи теории пластичности. При этом использовали гипо­тезу плоских сечений, приемлемость которой проверена экспери­ментально. Было также сделано допущение, что основной и приса­дочный материалы имеют идеальную пластичность. Эффектами структурных превращений и изменениями модуля упругости под воздействием температуры пренебрегали. Величину последнего принимали равной 2-Ю5 МПа. Пределы текучести использован­ных металлов при температуре 20° С приведены ниже:

Материал Предел текучести, ГПа

СтЗ.......................................................................... 0,240

X18HI0T................................................................. 0,244

X25HI3................................................................... 0,290

Х25ГІ25МЗ............................................................ 0,336

Х25Н40М7............................................................. 0,348

Х25Н60МІ0........................................................... 0.350

Изменение величины ат основного металла и металла шва в за­висимости от температуры устанавливали по табл. 7, где приведено отношение предела текучести при данной температуре к пределу текучести при 20° С, которое для металла швов, выполненных с

7. Отношение предела текучести при данной температуре к пределу текучести при +20°С Металл Температура, °С 200 400 500 | 600 | 700 800 СтЗ 0,916 0,666 0,585 0,390 0,117 0,100 ХІ8НЮТ 0,890 0,720 0,685 0,640 0,625 0,470 Шва 0,916 0,715 0,685 0,630 0,570 0,540

использованием указанных выше проволок, является весьма близ­ким и поэтому принято одинаковым.

По изложенной методике производили расчеты для всех опро­бованных вариантов металла шва. На рис. 63 показано распреде­ление продольных остаточных напряжений сгуу по ширине и сече­нию образца. Как видно, напряжения сгуу мало изменяются по толщине пластины за исключением зоны шва. Резкий рост этих напряжений в металле шва обусловлен его более высоким пределом текучести. Менее выражены пики напряжений в металле шва,

получаемом с применением про­волоки Х25Н13, что объясня­ется его меньшим пределом те­кучести .

Расчетные данные частично сопоставлялись с эксперимен­тальными. Последние были по­лучены путем сравнения разме­ров сетки тонких линий, нане­сенной на лицевую и обратную поверхности пластин. Размеры определялись непосредственно после сварки и после разрезки образцов на отдельные элементы. Измерения проводили на уни­версальном измерительном мик­роскопе УИМ-21 с точностью до 5 мкм. Отдельные результаты таких измерений приведены на рис. 63, а. На обратной поверх­ности образцов напряжения оуу мало зависят от металла шва, так как полученные эксперимен­тальные данные для разных его вариантов удовлетворительно укла­дываются на одну кривую (кривая 2). Эта кривая достаточно хо­рошо согласуется с расчетной (кривая /) . Напряжения на лицевой поверхности образцов существенно зависят от металла шва (кри­вые 3 и 4), что также хорошо согласуется с расчетом. Однако эта зависимость объясняется скорее различием предела текучести, чем разницей в коэффициентах линейного расширения.

Можно считать, что характер напряженного состояния и вели­чина напряжений в соединениях разнородных сталей в состоянии после сварки практически не зависят от содержания никеля в аус­тенитном металле, сплавляемом с неаустенитным, хотя коэффи­циент линейного расширения при этом меняется существенно (табл. 7). Эго объясняется тем, что неравномерность нагрева и свя­занные с ней пластические деформации свариваемого металла столь велики, что изменения этих деформаций в зависимости от измене­ния величины а в указанных выше пределах не имеют существен-
ного значения. Именно поэтому напряженное состояние соедине­ний разнородных сталей непосредственно после сварки по свое­му характеру мало отличается от напряженного состояния для однородных соединений. Решающей для напряженного состояния соединения разнородных сталей после сварки является величина предела текучести, определяющая уровень максимальных напря­жений в нем. Пики напряжений в металле шва, наблюдаемые в при­веденных эпюрах, обусловлены более высоким пределом текучести его, чем основного металла.

При оценке напряженного состояния сварных соединений раз­нородных сталей, подвергнутых термообработке, следует учиты­вать, что соединения нагревались до температур, при которых в стали марки СтЗ происходит интенсивная релаксация напряжений. То же самое, но несколько менее интенсивно происходит и в стали Х18Н10Т. Поэтому к концу выдержки при температуре термооб­работки (Тт) напряженное состояние в соединении можно считать нулевым. Однако при последующем охлаждении до температуры исходного состояния (То) в соединении вследствие различия коэф­фициентов температурного расширения сплавленных металлов должны возникнуть новые напряжения. Величину этих напряже­ний можно определить, исходя из следующих соображений. При свободном деформировании пластина из стали марки СтЗ уменьши­лась бы на относительную величину ajP (Тт — То), а из аустенит­ной стали—на аїп (Тт — Т0), где асР— среднее значение вели­чины а в интервале температур Тт— Т0. Соответственно разме­ры металла шва должны стать меньше на относительную величину ап (Тт — Тс). Из условий совместного деформирования сваренных пластин и отсутствия внешних сил напряжение в любой точке сечения пластины (исследуемого соединения) с координатой х

а* = £ЛТ (аїр + аїп)

X (afn — аїР) ,

где А Т~То — Тт, В—половина ширины пластины и b — поло­вина средней ширины сварного шва.

Расположение оси X выбрано так, что для участка пластины из стали СтЗ В < х < 0, для шва Ь < х < Ь, а для стали X18Н ЮТ Ь < х < В. Величину с£ср определяли в интервале 20—500° С по табл. 6, используя зависимость

В результате получены значения = 13,00 ■ Ю 6 1/град (сталь СтЗ); a*jp = 16,50 • 10~6 1/град (шов Х25Н13); = 16,00X

X 10 6 1/град (шоп Х25Н25МЗ); ajp = 14,50 • 10~® 1/град (шоп Х25Н40М7); = 13,50 - 1(Г6 1/град (шов Х25Н60МЮ); =

= 17,00 ■ 10-6 1/град (сталь Х18НЮТ),

На рис. 64 приведены результаты расчета распределения про­дольных напряжений на лицевой и обратной поверхностях образца при АТ = —520° С (сплошные линии) и данные экспериментального измерения напряжений (штриховые), возникающих в сварном со­единении, подверженном отпуску при температуре примерно 520°С. Измерения производили тем же методом, что и в состоянии после сварки.

Рис. 64. Распределение продольных напряжений сгуу по ширине пластины после отпуска: а — металл шва Х25Н13; б — Х25Н25МЗ; в — Х25Н40М7; г — Х25Н60М10; кривая, / — лицевая сторона; 2 и 3 ^ обратная; светлые точки — эксперимент для стали Х18Н10Т, темные — для СтЗ.

Из рис. 64 прежде всего видно, что после термической обработки резко изменяется напряженное состояние сварного соединения. Эпюра напряжений имеет резкое изменение (скачок) величины с из­менением знака продольных напряжений при переходе от одного металла к другому (в зоне сплавления). На уровень напряжений (максимальные значения) содержание никеля в металле шва прак­тически не влияет. Это влияние отчетливо видно на интенсивности изменения напряжений в зоне сплавления металла шва с основным металлом как с перлитным, так и аустенитным. В первой зоне с повышением никеля скачок напряжений уменьшается, во вто­рой — увеличивается.

Основная масса конструкций, комбинируемых из разнородных сталей, работает в условиях высоких температур. Поэтому наиболь­ший интерес представляет влияние изменения содержания никеля

В металле шва на те напряжения, которые возникают от различия коэффициентов линейного расширения сплавляемых металлов, по­являющегося при эксплуатации сварного соединения. На рис. 65 приведены расчетные данные по распределению вдоль оси X продоль­ных напряжений на лицевой и обратной поверхностях исследуемых стыков в зависимости от температуры нагрева (350 и 550° С) и со-

Рис. 65. Распределение продольных напряжений на ли­цевой (сплошная линия) и тыльной (пунктирная) сторонах стыка при нагреве до 350 (а, в, 6) и 550° С (б, г, е) в зависимости от содержания никеля в металле шва: о, б — 25% (Х25Н25МЗ); в. г — 40 (X25H40M10); д. е, — 6G% (Х25Н60МЮ).

держания никеля в металле шва. Из этих данных следует, что мак­симальные напряжения, возникающие в соединении разнородных сталей при эксплуатации его в условиях высоких температур вслед­ствие различия коэффициентов линейного расширения сплавляемых металлов, практически не зависят от содержания никеля в металле шва. Однако с увеличением его концентрации существенно умень­шается скачок напряжений в зоне сплавления металла шва с пер­литным основным металлом, которая является наиболее слабым местом сварного соединения разнородных сталей вследствие скоп­

ления в ней микродефектов и несовершенств строения (вакансий и дислокаций) из-за сплавления металлов, значительно отличаю­щихся по физическим свойствам. В результате этого должна по­вышаться работоспособность сварного соединения.

Следовательно, одним из способов снижения напряжений в зоне сплавления разнородных сталей, особенно в соединениях, эксплуа­тируемых при высоких температурах, является повышение в аус­тенитном металле, сплавляемом с неаустенитным, содержания никеля. При использовании в сварных соединениях разнородных сталей высоконикелевого шва, и особенно шва из сплава на нике­левой основе, коэффициенты линейного расширения сплавляемых металлов сближаются и тем самым снижаются дополнительно по­являющиеся в зоне сплавления напряжения. По имеющимся сведе­ниям, эти напряжения способствуют преждевременному разру­шению конструкции от коррозии и термической усталости. Лишь в том случае, когда коэффициенты линейного расширения сплавляе­мых металлов отличаются друг от друга не более чем на 2 ■ 10 “«см/ (см • град), таких наряжений можно не опасаться [124].

Наличие в зоне сплавления разнородных сталей дополнитель­ных напряжений, возникающих вследствие существенного разли­чия коэффициентов линейного расширения сплавляемых металлов, принято считать фактором, который существенно снижает работо­способность сварного соединения. Поэтому их следует устранять или снижать в сварном соединении. Добиться этого позволяет не только применение высоконикелевого металла шва. Можно вос­пользоваться рекомендацией — сварку разнородных сталей про­изводить таким образом, чтобы между ними получить один или не­сколько слоев аустенитного металла, имеющего промежуточный коэффициент линейного расширения. С этой целью сварку перлит­ных теплоустойчивых сталей с аустенитными предлагается произ­водить через вставку из сплава, обладающего промежуточным коэффициентом линейного расширения по отношению к этим коэф­фициентам свариваемых сталей. Имеется также предложение приме­нять вставку, в которой коэффициент линейного расширения изме­нялся бы постепенно от одного свариваемого металла к другому, что достигается изготовлением переходника из смеси порошков [124].