1. Принцип выбора аустенитного металла, сплавляемого с неаустенитным

В настоящее время основным направлением сварки разнородных сталей следует считать применение сварочных материалов, которые обеспечивают наличие в металле шва аустенитной стали с высоким содержанием никеля или даже сплава на никелевой основе. Никель однако является, как известно, дефицитным и довольно дорогим металлом. Кроме того, в сварных швах он способствует образова­нию горячих трещин. Следовательно, в металле шва сварных со­единений разнородных сталей содержание никеля должно иметь оптимальное значение, которое выбирается, исходя из условий, выдвигающих диаметрально противоположные требования: боль­шее —■ для предупреждения структурной неоднородности в зоне сплавления и меньшее — с целью получения швов без трещин.

Отсюда следует, что оптимальное соержание никеля в металле шва сварных соединений разнородных сталей, работающих в ус­ловиях высоких температур, в каждом конкретном случае должно определяться теми факторами, которые оказывают решающее влия­ние на образование структурной неоднородности в зоне сплавления.

Из гл. IV следует, что основным фактором, определяющим воз­можность образования структурной неоднородности в зоне сплав­ления и степень ее развития, является температура, до которой нагревается сварное соединение. Следовательно, содержание никеля в металле шва сварных соединений разнородных сталей должно определяться прежде всего температурой, которую может иметь зона сплавления.

Исследования показали, что с изменением температуры нагре­ва зоны сплавления изменяется количество никеля в аустенитном
металле, необходимое для предотвращения образования структур­ной неоднородности (рис. 66, о), [20].

Аналогичная зависимость получена В. А. Игнатовым, В. Н.Зем зиным и Г. Л. Петровым [49], положительным в которой является то, что она построена по данным, взятым за время, экстраполиро­ванное на 105 ч, т. е. на период, в течение которого должна гаранти­роваться надежная работа сварных соединений большинства кон­струкций, комбинированных из разнородных сталей.

Из приведенных данных видно, что в сварных соединениях, ра­ботающих при разных температурах, нет надобности иметь оди­наково высокое содержание никеля в аустенитном металле. В сое-

динепиях, предназначенных для работы при меньших температу­рах, оно может быть снижено, что весьма желательно, так как по­зволяет получить экономию никеля и повысить технологичность сварного соединения.

О. возможных температурах работы сварных соединений разно­родных сталей можно судить по известному кинетическому урав­нению, описывающему общую закономерность разрушения металла при высокой температуре:

и0—Iа т тоб—л >

где т — время до разрушения образца; т0 — период колебания ато­мов в решетке; U0— энергия связи атомов в решетке (или теплота сублимации); о — напряжение; у —фактор эффективности напря­жения; Т — абсолютная температура; k — постоянная Больцмана.

Из приведенного уравнения следует, что температура, до которой тот или иной металл сохраняет свою работоспособность, зависит от его типа (£/0 и у — константы металла, U0 определяется его хи­мическим составом, у — структурой).

Влияние типа металла на допустимую температуру его эксплуа­тации определяется, как известно, характером и степенью развития

изменений структуры и свойств, вызываемых нагревом. При нагре­ве металла прежде всего изменяется амплитуда колебания атомов. С повышением температуры она увеличивается, появляется вероят­ность перемещения атомов, в результате которого может измениться строение металла и снизиться его прочность. Подсчитано, что при комнатной температуре в решетке нелегированного феррита такие перемещения атомов единичны (2—3 в секунду). При 200° С коли­чество их становится заметным (3 • 106), при 400° С — значитель­ным (3 • 108), а при 600° С — массовым (1 • 1010 в секунду) [761. Поэтому уже при 400° С в стали с нелегированным ферритом (угле­родистая феррито-перлитная сталь) происходит коагуляция це­ментита, снижающая прочность стали.

Теоретические исследования и практика показывают, что не­легированный цементит остается достаточно стабильным лишь при нагреве до 300—350° С, в связи с чем эту температуру можно счи­тать предельной для успешной работы сталей с таким цементитом, особенно сталей обычного производства. При более высоких тем­пературах необходимо применять стали, легированные элементами, замедляющими диффузию углерода. Для температуры 400—450е С и выше сталь следует легировать хромом и молибденом. Атомы этих легирующих элементов наряду с упрочнением твердого рас­твора замещают часть атомов железа в цементите, увеличивая проч­ность межатомной связи, что затрудняет диффузию и, следователь­но, коагуляцию карбидов. В сталях, предназначенных для работы при температурах 500—600° С, требуется еще большая стабилиза-. ция структуры. Поэтому такие стали дополнительно легируются ванадием. При температурах выше 600° С стали с объемноцентриро - ванной решеткой a-железа не могут обеспечить длительное сопро­тивление нагрузкам. В этом случае необходимо переходить к ста­лям с более плотной, гранецентрированной решеткой у-железа.

Отсюда следует, что допустимые температуры эксплуатации сварных соединений разнородных сталей различны. В связи с этим сварные соединения разнородных сталей целесообразно разделить на четыре группы: соединения, эксплуатируемые при температурах до 350° С (в качестве менее легированной применяется низкоугле­родистая сталь обычного производства СтЗ); при 350—450° С (ме­нее легированными являются качественные углеродистые —сталь 10, 20, 22К, 45 и др. или обычные низколегированные стали — 16ГС, 09Г2С, 10Г2СД и др.); при 450'—550° С (содержат низко - или среднелегированные хромомолибденовые стали); при темпе­ратурах выше 550° С (используются хромомолибденованадиевые стали).

Если учесть, что температура эксплуатации сварного соединения определяет содержание никеля в аустенитном металле, необходи­мое для предотвращения структурной неоднородности в зоне сплав­ления с неаустенитным, то предлагаемое разделение сварных со­единений разнородных сталей имеет важное значение, так как позво­ляет дифференцировать содержание никеля в шве и тем самым

наиболее экономно использовать этот металл. Сказанное хорошо подтверждается данными экспериментов. Сущность этих экспери ментов заключалась в том, что на стали марок СтЗ, 45, 17ГС, 12ХМ, Х5М и 12ХМФ наплавлялся хромоникелевый аустенитный металл с различным содержанием никеля. Наплавки выполнялись так, чтобы содержание других элементов в аустенитном металле со­хранялось постоянным. Полученные наплавки нагревались до ука­занной выше максимально допустимой для данной стали темпера­туры и выдерживались при ней 300 ч. Из подвергнутых такому нагреву наплавок изготовлялись микрошлифы, которые исследова­лись на наличие или отсутствие характерной структурной неодно­родности в зоне сплавления.

На рис. 66, б приведены результаты этих экспериментов. Как видно из рисунка, содержание никеля в аустенитном металле, не­обходимое для предотвращения появления структурной неодно­родности, характерной для нестабильной зоны сплавления разно­родных сталей, существенно изменяется в зависимости от того, к какой из указанных выше категорий относится сварное соедине­ние. Для сварных соединений, работающих при температурах до 350° С, оно находится даже ниже предела, требуемого для получения металла аустенитной структуры. В соединениях, нагреваемых до 450° С, никеля в аустенитном металле должно быть 19,0%, а в на­греваемых до 550° С — 31,0%. Аустенитный металл, сплавляемый с неаустенитным в соединениях, работающих при температуре выше 550° С, должен содержать 47,0% никеля.

Столь сильное изменение содержания никеля в аустенитном металле, требуемое для предотвращения структурной неоднород­ности в зоне сплавления с неаустенитным, в зависимости от темпе­ратуры нагрева позволяет заключить, что для каждой из указанных групп сварных соединений разнородных сталей, работающих при высоких температурах, целесообразно иметь свои сварочные мате­риалы (электродные проволоки, электроды). Отличаться они долж­ны прежде всего содержанием никеля, которое для каждого типа определяется данными, приведенными на рис. 66, б, и степенью разбавления наплавляемого металла за счет проплавления основ­ного. Пользуясь этими данными, нетрудно показать, что в сва­рочной проволоке для соединений, работающих при температурах до 350° С, содержание никеля должно определяться, исходя из необходимости получения металла шва аустенитной структуры (с учетом разбавления его неаустенитным металлом), стойкого про­тив образования трещин, так как образование структурной неодно­родности в зоне сплавления этих соединений маловероятно. По­этому для таких соединений могут быть использованы стандарт­ные сварочные проволоки, обеспечивающие аустенитный металл шва с учетом разбавления его неаустенитным.

Как известно, сварку разнородных сталей рекомендуется про­изводить на режимах, обеспечивающих минимальный, но надеж­ный провар основного металла. В случае автоматической сварки под флюсом аустенитной стали с неаустенитной при таком проваре 40—45% металла шва составляет основной металл, половина этого количества (20—22%) приходится на долю неаустенитной стали. Состав аустенитной проволоки, необходимой для получения тре­буемой аустенитной структуры в металле шва при таком проплав­лении неаустенитной стали, можно определить, используя извест­ную диаграмму Шеффлера. Такая диаграмма с построениями для определения структуры металла шва, получаемой при сварке обыч­ной углеродистой стали с аустенитной тремя наиболее распростра­ненными сварочными проволоками аустенитного класса Св-02Х19Н9

(точка Ж), СВ-04Х19Н11МЗ (£), Св-07Х25Н13 (точка /'),

Св-08Х20Н10Г6 (точка В) и Св-08Х20Н9Г7Т (точка Д), приведена на рис. 67. Утолщенные участки прямых БЖ, БЕ, БВ, БД и Б Г показывают, какие структуры образуются в металле шва при раз­бавлении его углеродистой сталью (точка Б) на 20—22%.

Из рис. 67 следует, что в случае сварки проволокой Св-02Х 19Н9 уже при проплавлении неаустенитной стали на 10—12% в ме­талле шва появляется мартенсит, который весьма часто вызывает образование трещин. Что касается проволок Св-07Х25Н13 и Св-04Х19Н11МЗ, то в случае сварки ими полностью исключается образование мартенсита в металле шва при проплавлении неаусте-' нитной стали на 20—22%. В связи с этим можно было бы ожидать, что при сварке указанными проволоками в металле шва соединений из разнородных сталей трещины образовываться не будут. Между тем на практике при сварке этими проволоками аустенитных сталей с углеродистыми в металле шва часто появляются трещины.

При автоматической сварке под флюсом аустенитной стали с не­аустенитной применение проволок Св-07Х25Н13 и Св-04Х 19Н11МЗ обеспечивает полное отсутствие мартенсита в металле шва. Из­вестно, что при сварке обеими проволоками получают двухфазный аустенито-ферритный наплавленный металл, что в настоящее время является наиболее эффективным способом предотвращения появ­ления трещин в обычном аустенитном металле шва.

Образование трещин в металле шва при сварке указанными проволоками можно объяснить, если учесть, что для предотвра­щения трещин в двухфазном аустенито-ферритном металле шва должно быть не менее 1,5% 8-феррита Ш]. Это обстоятельство дает основание считать, что трещины в металле шва, наблюдаемые при сварке аустенитных сталей с углеродистыми проволоками Св-07Х25Н13 и Св-04Х19Н11МЗ, обусловлены недостаточным ко­личеством в нем б-феррита. Действительно, анализ возможных структур в получаемом металле шва, проведенный с помощью приведенной на рис. 67 диаграммы Шеффлера, показывает, что при сварке упомянутыми проволоками неаустенитной стали содер­жание б-феррита в металле шва может уменьшаться до нуля, т. е. в металле шва может быть получена даже чисто аустенитная струк­тура, которая, как известно, в хромоникелевых сплавах способ­ствует образованию горячих трещин. Исходя из изложенного можно утверждать, что широко применяемые для сварки аустенитных ста­лей типа 18—8 проволоки Св-07Х25Н13 и Св-04Х19Н11МЗ непри­емлемы для автоматической сварки под флюсом аустенитных сталей с неаустенитными.

Стойкость против образования трещин стабильноаустенитного, а также аустенито-ферритного хромоникелевого металла шва с не­достаточным количеством б-феррита можно повысить дополнитель­ным легированием марганцем до 5—7%. Следует иметь в виду, однако, что в аустените, сплавляемом с неаустенитным металлом, содержание марганца необходимо увеличивать весьма осторожно. Как уже указывалось, в конструкциях, подвергаемых нагреву, при котором получают заметное развитие диффузионные процессы (термообработка или эксплуатация при высоких температурах), с повышением содержания марганца в хромоникелевом аустените существенно снижается пластичность металла зоны сплавления с неаустенитным металлом, что может вызвать преждевременное разрушение сварного соединения. В рассматриваемой группе со­единений, поскольку они эксплуатируются при температурах до 350° С и их нет смысла подвергать какой-либо термообработке, применение аустенитного металла шва с повышенным содержанием марганца вполне допустимо.

Как следует из вышеизложенного, для автоматической сварки под флюсом аустенитной стали с неаустенитной в конструкциях, экс­плуатируемых при температурах не выше 350° С, из существующих сварочных проволок лучше применять проволоки Св-08Х20Н9Г7Т и Св-08Х20НЮГ6. Применение сварки указанными проволоками
жестких образцов и изделий в промышленности подтвердило пра­вильность этого утверждения [87]. Трещины в металле шва не были обнаружены даже на макрошлифах.

При металлографических исследованиях зоны сплавления ме­талла шва, получаемого при сварке проволоками Св-08Х20Н10Г6 и Св-08Х20Н9Г7Т с углеродистой сталью марки СтЗ после выдерж­ки 300 ч при 350° С заметного проявления структурной неоднород­ности не было обнаружено (рис. 68).

Для ручной сварки разнородных сталей в конструкциях, ра­ботающих при температурах до 350° С, в связи с меньшей ве­роятностью образования при этой сварке в аустенитном металле шва трещин кроме электродов - из проволок Св-08Х20Н9Г7Т и Св-08Х20НЮГ6 могут быть применены также электроды, изготовленные из проволок Св-07Х25Н13 иСв-04Х19Н11МЗ.

Что касается соединений, ра­ботающих при температурах вы­ше 350° С, то для них необходимо применение новых проволок.

Так, по данным рис. 66, б, скор­ректированным с учетом раз­бавления неаустенитным метал­лом, для соединений, работаю­щих при 350—450° С, следует использовать проволоку, содер­жащую не менее 23% никеля.

В условиях промышленного производства оптимальное содержа­ние никеля в ней должно составлять 25%. Из ранее изготов­лявшихся проволок только проволока Св-10Х16Н25М6 содер­жит указанное количество никеля, но она имеет тот недоста­ток, что при многослойной сварке, особенно автоматической под флюсом, в верхних слоях часто появляются горячие тре­щины.

В проволоке для соединений, работающих при 450—550° С, никеля должно быть не менее 38%, оптимальное содержание этого элемента в ней — 40%. Стандартные проволоки с таким содержани­ем никеля не изготовляются. Лишь проволока Св-ЗОХ15Н35ВЗБЗТ содержит близкое количество никеля. Однако при сварке этой проволокой в металле шва часто образуются горячие трещины. Кроме того, она содержит сильные карбидообразующие элементы — ниобий, титан и вольфрам, которые вызывают образование струк­турной неоднородности в зоне сплавления с неаустенитным метал­лом, вызывающей преждевременное разрушение сварного соеди­нения. Поэтому проволоку Св-ЗОХ15Н35ВЗБЗТ нецелесообразно применять для сварки неаустенитных сталей в конструкциях, дли­тельно работающих при высоких температурах.

Наконец, для соединений, работающих при температурах выше 550° С, необходимо применять проволоку, содержащую не менее 58% никеля. Оптимальное содержание никеля в ней составляет €0%. Только нихром 15—60 и его модификации имеют указанное количество никеля. Но такие проволоки для сварки непригодны, так как в металле шва неизбежно образуются горячие трещины. Проволоки из сплава нимоник (75—80% Ni) также трудно исполь­зовать из-за образования трещин в металле шва. Кроме того, как это следует из рис. 66, б, для сварки разнородных сталей нет необ­ходимости в таком высоком содержании никеля.

Изложенные рекомендации по выбору сварочных проволок от­носятся к тем случаям, когда менее легированная сталь в соеди­нении выбрана, исходя из вышеуказанных соображений. Если же эта сталь по каким-либо причинам применяется в соединениях, ра­ботающих при температурах, заметно ниже тех, для которых она предназначена, ее можно сваривать с высоколегированной сталью проволокой с меньшим содержанием никеля. Например, соедине­ния, работающие при температуре до 350° С, в которых из-за воз­действия коррозионной среды в качестве менее легированной целесообразно применение стали Х5М, можно выполнять про­волокой Св-08Х20Н9Г7Т, Св-08Х20Н10Г6, Св-07Х25Н13 или Св-04Х19Н11МЗ. Так как сталь Х5М содержит повышенное количе­ство хрома и молибден, то углерод в ней находится в виде кар­бидов. Поэтому не исключена возможность сварки этой стали проволокой Св-07Х25Н13 и в соединениях, работающих при темпе­ратурах выше 350° С.

Следовательно, для сварных соединений разнородных сталей со­держание никеля в металле шва, который в большинстве случаев должен быть аустенитным, необходимо выбирать, исходя из тем­пературы, допустимой при эксплуатации менее легированной стали, используемой в данном соединении. Такой принцип позволяет диф­ференцировать содержание никеля в металле шва и тем самым более эффективно использовать этот дефицитный и дорогой легирующий металл, высокое содержание которого в сварных соединениях, дли­тельно работающих при высоких температурах, необходимо для сохранения стабильности зоны сплавления.