Для изготовления сосудов высокого давления, тяжело нагружен­ных машиностроительных изделий и других ответственных кон­струкций используют среднелегированные высокопрочные стали, которые после соответствующей термообработки обладают вре­менным сопротивлением 100—200 кге/мм2 при достаточно высоком уровне пластичности. Для сталей этой группы характерно содер­жание углерода до 0,5% при комплексном легировании в сумме 5—9%. В связи с весьма высокой чувствительностью к термиче­скому циклу сварки стали со столь высоким содержанием угле­рода для изготовления сварных конструкций применяют только в особых случаях. В то же время более широкое применение г, промышленности находят сталп с таким же уровнем прочности, по со значительно меньшим содержанием углерода (0,12—0,17%), что существенно улучшает их свариваемость.

Достижение необходимого уровня прочности при сохранении высокой пластичности достигается комплексным легированием стали различными элементами, главные из которых хром, никель, молибден и др. Эти элементы упрочняют феррит и повышают про- каливасмость стали. Высокие механические свойства этих сталей (прочностные и пластические) достигаются после соответствующей теплообработки (закалки с низким или высоким отпуском). При­мерами марок среднелегированных высокопрочных сталей могуч служить ЗЗХЗНВФМА, 43ХЗСНВФМА, 30ХН2МФА, АК-25, АК-27 и др.

Увеличение степени легирования при повышенном содержании углерода повышает устойчивость аустенита, и, практически, при всех скоростях охлаждения околошовной зоны, обеспечивающих удовлетворительное формирование шва, распад аустенита про­исходит в мартенситной области. Подогрев изделия при сварке не снижает скорости охлаждения металла зоны термического влия­ния до значений, меньших, чем wKV, более того, способствует росту зерна, что вызывает снижение деформационной способности и при­водит к возникновению холодных трещин.

Поэтому такие стали, как правило, сваривают без предвари­тельного подогрева, но с использованием специальпых технологи­ческих приемов, обеспечивающих увеличение времени пребывания металла шва и околошовной зоны в субкритическом интервале температур и «автотермообработку» закаленных зон участков, прилегающих к шву. Время пребывания околошовной зоны в ин­тервале субкритических температур можно увеличить путем выполнения сварки каскадом, блоками, короткими или средней длины участками, а также путем использования специальных устройств, подогревающих выполненный шов и тем самым уве­личивающих время пребывания его в определенном температурном интервале.

Особенность термического цикла многослойной сварки ука­занными методами состоит в том, что теплота второго и последую­щих слоев не позволяет металлу околошовной зоны 1-го слоя охладиться ниже определенной температуры. После сварки 2-го и последующих слоев околошовнаи зона охлаждается значительно медленнее, чем после сварки одного 1-го слоя (рис. 121, а). При наложении 1-го слоя температура точки 1 резко возрастает, пре­вышая температуру Ас3, а затем резко падает. В момент, когда температура в точке 1 понизится до допустимого значения ТЕ (Тв > > Тм), тепловая волна от наложения 2-го слоя осуществит пов­торный нагрев металла околошовной зоны 1-го слоя, по до тем­пературы более низкой, чем при сварке 1-го слоя.

При сварке 3-го слоя снова происходит некоторый подогрев, причем по мере выполнения последующих слоев температурные

Рис. 121. Термический цикл металла околошовной зоны при много­слойной сварко короткими участками: о — в точке 1 у корня шла, б — в точке 2 у поверхности

воздействия ослабевают и процесс стремится к установившемуся температурному состоянию. По окончании сварки металл около - шовной зоны медленно охлаждается.

На рис. 121, б показано изменение температуры в точке 2, находящейся у поверхности листов. При выполнении каждого последующего слоя температура в точке 2 нарастает, при выполне­нии последнего слоя достигает максимума и после этого начипает снижаться. По прошествии tB (время пребывания металла в интер­вале температур ТАСя — Тм) температура точки 2 снижается до температуры мартенситного превращения и, если за это время не успеет произойти распад аустенита, то образуется мартенситная структура.

Для увеличения времени пребывания металла околошовной зоны при температуре выше точки мартенситного превращения накладывают так называемый отжигающий валик, границы кото­рого не выходят за пределы металла шва и тем самым не нагревают подверженный закалке металл околошовной зоны до температуры выше Ас3. Наплавка отжигающего валика увеличивает время пребывания металла околошовной зоны в субкритическом интер­вале температур с tB до f. B.

При многослойной сварке короткими участками необходимо определить длину участки, при которой температура околошовной зоны до прихода тепловой волны от каждого последующего слоя не успеет понизиться ниже допустимой величины 7',,.

Длину участка, при которой металл в околошовной зоне после сварки 1-го слоя охладится до температуры Тв, определяют по формуле

7 _ <г2

Если учесть отличие расчетной схемы (быстродвижущийся линейный источник в пластине без теплоотдачи) от действитель­ного процесса поправочным коэффициентом к9 и принять, что при сварке сталей этой группы к — 0,09 кал/см-с-'С, а су = 1,25 кал/см3>°С, то уравнение (52) примет вид

где кг — коэффициент горения дуги, т. е. отношение чистого времени горения дуги (Аг) к полному времени сварки участка; 1С = tr -J - ta — время перерывои; при ручной дуговой сварке кт = 0,6 - У 0,8, при полуавтоматической сварке в С02 кг = = 0,8 0,9; Тв — допустимая температура охлаждения, °С, кото­

рую принимают на 50—100 °С выше температуры мартенситного превращения А»; 7’о — температура подогрева изделия перед сваркой, °С (при сварке без подогрева равна температуре окружаю­щего воздуха); к3 — поправочный коэффициент, определяемый путем сопоставления расчетной температуры охлаждения 1-го слоя с опытной: для стыкового соединения ка = 1,5; при тавро­вом и внахлестку к3 = 0,9; при крестовом соединении кэ = 0,8; S — толщина свариваемого металла, см; v — скорость сварки, см/с.

Время сварки участка выбранной протяженности (рис. 121, а) tc = llvkr.

Для того чтобы при сварке в околошовной зоне получить такие структуры, которые обеспечат деформационную способ­ность металла, достаточную для предотвращения образования трещин при охлаждении и вылеживании изделия до проведення соответствующей термообработки, пообходимо, чтобы общее время выдеряаш в субкритическом интервале температур было бы доста­точным для полного распада аустенита. Это время определяют по диаграмме изотермического распада аустенита стали данной марки.

Длительность нагрева выше определенной температуры может быть рассчитана в следующем порядке.

1. Определяют значение расчетной мощности дуги

qv = krkqg,

где q — эффективная тепловая мощность дуги, кал/с; кг — коэф­фициент горения дуги (0,6—0,8); кд — коэффициент приведения мощности дуги, учитывающий тип соединения (для стыка kq = 1; для таврового соединения и нахлестки kq — 0,67; для крестового соединения кд = 0,6).

2. Рассчитывают относительную температуру

с 2XSlY Ъ/а, т т ч

у —----- ------ (У — У о),

9 Р

где S — толщина листов, см; I — длина участка, см; а — к/су — коэффициент температуропроводности, см2/с; b = 2р/cyS — коэф­
фициент, упитывающий поверхиостную теплоотдачу, 1 /с: р — коэффициент теплоотдачи, кал/см2-с°С.

3. Находят относительное расчетное расстояние околошейной зоны

где | х I — расчетное расстояние околошовной зоны от плоского источника, равное: для стыковых швов половине ширины разделки поверху, для валиновых швов половине длины катета шва.

4. Определяют относительную продолжительность действия источника, принимаемую за длительность полной заварки рассма­триваемого участка многослойного шва, включая и перерывы:

где v — скорость сварки слоя, см/с; п — число слоев.

5. По вычисленным значениям р, 6 и Ыс по номограммам рис. 122 находят относительную длительность нагрева btD и вычис­ляют длительность нагрева околошовной зоны 1-го слоя выше температуры Т по формуле

£В1 — btjjb.

6. Определяют длительность нагрева околошовной зоны по­следнего слоя выше температуры Т приближенно длительность нагрева выше температуры Т для околошовной зоны последнего слоя может быть получена из соотношения

Время пребывания металла околошовной зоны выше темпера­туры Т должно быть больше, чем время изотермического распада аустенита прп этой температуре для стали данной марки.

Однако, если сваривается среднелегированная сталь с повы­шенным содержанием углерода, то даже при многослойной сварке короткими участками практически не удается избежать закалки металла околошовной зоны на мартенсит, так как длительность распада аустенита значительно больше, чем время пребывания металла нри температурах выше температур мартенситного пре­вращения в процессе сварки.

В этом случае необходимо, чтобы объемные изменения, со­путствующие образованию мартенсита, не могли привести к по­явлению трещин до того, как он будет отпущен, т. е. чтобы темпе­ратура зоны закалки в процессе сварки не опускалась ниже 120—150 °С. Это условие можно удовлетворить расчетом соответ­ствующей длины участка по формуле (53).

При наложении последующих слоев необходимо также обеспе­чить «автотермообработку» (отпуск) всего металла на участке зоны термического влияния, закаленного при сварке предыду­щего слоя. В условиях скоростей нагрева ирп сварке и непродол-

жительной выдержке при высоких температурах происходит отпуск - только тех слоев мартенсита, которые нагреваются до температуры 600—700 °С. Отпущенная при атом режиме зона термического влияния приобретает троостосорбитную или сорбитную струк­туру с твердостью НВ 360—410.

Для того чтобы закалепные прослойки пе сохранились, необ­ходимо так рассчитать режим каждого последующего слоя, чтобы обеспечить распространение температур отпуска (600—700 °С) на всю глубину закалки от предыдущего слоя. Схема выполне­ния сварки слоями, полностью обеспечивающими отпуск закален­ных зон, приведена на рис. 123. После наплавки 1-го валика обра­зуется зона закалки. При наплавке 2-го валика — зона закалки и зона отпуска, частично охватывающая зону закалки от 1-го валика (рис. 123, а). При наплавке 3-го валика со скоростью, несколько меньшей, чем при наплавке 1-го и 2-го валиков, обра­зуется зона отпуска также определенных размеров (рис. 123, б). При наплавке 4-го валика должен быть принят такой режим, при котором зона отпуска полностью охватит зону закалки, не отпущенную предыдущими слоями (рис. 123, в).

Расстояния, на которые распространяется температура Ас„ могут быть определены на основании теории распространения теплоты при сварке. Приняв су — 1,25, получим

г = 0,433 V-J-. (54)

• max

1.	2

Рпс. 123. Схема выполнения сварки валиками, обеспечиваю­щими отпуск закаленных зон:

о —- при наплавке 1-го и 2-го вали­ков; б— при наплавке 3-го валика; в — при наплавке 4-го валика: і — 1-й валик; 2 — 2-й валик; 3 — зона отпуска от 2-го валика; 4 — зона закалки от 1-го и 2-го валиков; 5 — 3-й валик; в — зона отпуска от 2-го и 3-го валиков; 7 — 4-й валик; 8 — зона отпуска от 4-го валика

При сварке встык максимальная температура на расстоянии от оси стыка без учета поверхностной теплоотдачи может быть определена по формуле

0,4849 vcyS2y ’

откуда расстояние у до изотермы температуры

0,4849

у - vcyS2Tmay ‘ Если принять су — 1,25, то

у = 0,193

Так же как и при определении длины участка, при которой околошовная зона 1-го слоя в металле е температурой Т0 охла­дится до температуры Тв [формула (53)], введен поправочный коэффициент к3, учитывающий отступление расчетной схемы от действительного процесса.

Тогда расстояние у до изотермы Tmsx

р = 0,193 —.

max

Сравнение результатов расчета с экспериментальными данными показывает, что расстояние до заданной изотермы при сварке последующих слоев можно определить с достаточной для практики степенью точности по формуле (54), считая, что теплота вводится на поверхности предыдущего слоя.

Наряду с потерей пластичности металлом околошовной зоны из-за резкой подкалки или чрезмерного роста зерна, на образо-

вяігае трещин при сварке закаливающихся, а особенно среднеле­гированных высокопрочных сталей оказывает водород, при опре­деленных условиях попадающий в сварочную ванну. Для того чтобы избежать трещин при охлаждении сварного соединения, необходимо использовать такие сварочные материалы, которые обеспечат получение металла шва, обладающего большой деформа­ционной способностью. Это может быть достигнуто, если наплав­ленный металл и металл шва будут в меньшей степепи легированы, чем свариваемая сталь. При этом шов будет представлять собой как бы мягкую прослойку с временным сопротивлением меньшим, чем временное сопротивление свариваемой стали, но с повышенной деформационной способностью.

Для обеспечения технологической прочности сварных швов, выполненных низколегированными сварочными материалами, со­держание углерода в шве не должно превышать 0,15%. Уменьшен­ное, по сравнению с содержанием в свариваемой стали, количество углерода и легирующих элементов приводит к снижению темпера­туры у «-превращения, которую можно оценить уравнением

Т = 550 — [360С + 40 (Мп -}- Сг) + 20Ni + 28Мо],

где химические символы означают процентное содержание этих элементов в металле.

Поэтому у -> а-превращсние в низколегированном металле шва будет происходить при более высоких температурах, чем в около - шовной зоне среднелегироваппой стали.

В металле сварочной ванны всегда имеется некоторое количе­ство растворенного водорода, попадающего в ванну из влаги, ржав­чины и других загрязнений. Наибольшей растворимостью водо­род обладает в жидком металле. При затвердевании металла раст­воримость водорода резко снижается, но его растворимость в твер­дом металле зависит от температуры и структурного состояния. От этих факторов зависит и диффузионная способность (прони­цаемость) водорода (табл. 62).

Как следует из данных табл. 62, растворимость водорода в аустените значительно больше растворимости водорода в феррите. Одновременно с этим диффузионная подвиж - Таблица 62. ность его в феррите зна­чительно превышает диффузионную способ­ность в аустените. По­этому при температу­рах у -> а превращения в шве образуется сво­бодный диффузионно - подвижный водород, ко­торый начинает относи­тельно свободно пере-

мещаться также и в сторону околошовной зоны, имеющей при этих температурах структуру аустенита. В связи с малой прони­цаемостью водорода в аустените граница сплавления оказывается как бы барьером, у которого накапливается большое количество водорода, поступающего в несплоганости, ассоциирующего в моле­кулы и перестающего быть диффузионно-подвижным. Постепенно в таких песплошностях возрастает давление молекулярного водорода в связи с дальнейшим поступлением атомарного водо­рода и образованием новых молекул.

Накопление диффузионно-подвижного, а также молекулярного водорода в несплошностях отрицательно сказывается на сопро­тивляемости стали разрушениям и способствует образованию трещин — отколов по зоне сплавления.