Текст
ОГЛАВЛЕНИЕ
3
5
Введение ....................................................
Глава I. Технология сварки алюминиевых сплавов...............
§ I. Характеристика алюминиевых сплавов, применяемых для
сварных конструкций .................................... 5
§ 2. Особенности сварки алюминиевых сплавов ........... 12
§ 3. Вл’этние технологических факторен различных способов
сварки на структуру и свойства металла соединений
алюминиевых сплавов .................................... 19
Глава 2. Технология сварки титановых сплавов ............... 31
§ 4. Характеристика титановых сплавов, применяемых для
сварных конструкций ................................. © - 31
§ 5, Взаимодействие титановых сплавов с активными газами
при сварке плавлением....................................39
§ 6. Влияние технологических факторов на структуру к
свойства металла сварных соединений из титановых
сплавов различного фазового состава .................... 47
Глава 3. Технология сварки тугоплавких химически активных ме-
таллов .................................................... 67
§7. Характеристика тугоплавких химически активных метал-
лов, применяемых для сварных конструкций ............... 67
§ 8. Особенности сварки циркониевых сплавов и выбор ре-
жимов сварки, сварочных материалов, режимов терми-
ческой обработки соединений, выполненных аргонсду-
говой и электронно-лучевой сваркой ..................... 68
§ 9. Особенности сварки ниобиевых и танталовых сплавов 72
§ 10. Технологические особенности аргонсдугсвой и эле-
ктронно-лучевой сварки однородных и комбинирован-
ных соединений из ниобиевых и танталовых сплавов 72
§ II. Особенности сварки молибдена, вольфрама и оплавов
на ех основе............................*............... 75
§ 12. Примеры для обоснования выбора режимов сварки,
сварочных материалов и режимов термической обра-
ботки соединений из молибденовых й вольфрамовых
сплавов..................................................76
Рекомендуемая дополнительная литература для подготов-
ки рефератов............................................. 78
УДК 621.791.669 (075.8)
Щипков М. Д. Сварка сплавов на основе алкгдпшя и тугоплавких
высокоактивных металлов. Учебное пособие.- Л., ЛГИ, 1983, с.80.
Учебное пособие предназначено для студентов специальности "Ме-
таллургия и технология сварочного производства”, изучающих курс
"Технология производства сварных конструкций из спецсплавов". В нем
приведены основные сведения об алшиниевых, титановых сплавах и ту-
гоплавких высокоактивных металлах, применяемых для сварных конструк-
ций. Рассмотрены особенности сварки этих металлов и сплавов, обосно-
ван выбор режимов сварки, сварочных материалов и режимов термической
обработки различного типоразмера соединений из термически упрочняе-
мых алюминиевых сплавов, титановых сплавов и тугоплавких высокоак-
тивных металлов и сплавов.
Ил. 33, табл. 48, библиогр. - 27 назв.
Рецензенты: А.С.Михайлов, М.Д.Тюльков.
Св.темплан 1983 г., поз. 526.
Щипков Михаил Денисович
Сварка сплавов на основе алюминия и тугоплавких высокоактивных
металлов
Учебное пособие
Редактор С.А.Мартынова
Технический редактор А.И.Колодякная
Подписано к печати 25.IC.83. M-4265L
Формат бумаги 60 х 90 I/I6. Бумага тип. J5 3. Печать офсетная.
Усл. печ. л. 5, Уч.-изд. л. 5. Тираж 500. Заказ 372.
Цена 20 коп.
Издание ЛИИ им. М.И.Калинина, I9525I, Ленинград, Политехническая,29-
Лаборатория полиграфических машин ДЛИ им. М.И.Калинина.
I9525I, Ленинград, Политехническая ул., 29.
©
Ленинградский политехнический институт
имени М.И.Калинина, 1983 г.
ВВЕДЕНИЕ
Повышение надежности и работоспособности сварных конструкций,
снижение металлоемкости и применение механизированных способов свар-
ки при их производстве - важнейшие задачи, поставленные перед работ-
никами, занятыми в области сварочной науки и техники. Об этом гово-
рится в Основных направлениях экономического и социального развития
СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года, утвержденных WI
съездом КПСС.
В связи с повышающимися требованиями к эксплуатационным свойст-
вам сварных конструкций появилась необходимость для их изготовления
применять во все увеличивающемся объеме алюминиевые, титановые спла-
вы и тугоплавкие высокоактивные металлы и их сплавы. Например, алю-
миниевые и титановые сплавы преимущественно используются в авиацион-
ной промышленности, тугоплавкие химически активные металлы и сплавы
на гас основе применяются в энергетическом машиностроении, атомной
технике и радиоэлектронной промышленности.
По сравнению с конструкционными сталями цветные металлы и их
сплавы, особенно тугоплавкие химически активные, требуют более слож-
ных технологических приемов сварки для получения соединений с комп-
лексом физико-химических свойств, сопоставимых по уровню со свойст-
вами основного металла.
В связи с особенностями сварки алюминиевых, титановых сплавов и
таких тугоплавких химически активных металлов, как цирконий, ниобий,
тантал, молибден и вольфрам, для студентов специальности "Металлур-
гия и технология сварочного производства” читается курс "Технология
сварки легированных сталей и спецсплавов”, значительный раздел кото-
рого посвящен сварке этих материалов.
Основная задача курса - знакомство студентов с методиками обос-
нования режимов сварки, выбора сварочных материалов, режимов терми-
ческой обработки, требований к технологическому оборудованию при из-,
готовлении сварных конструкций из алюминиевых сплавов и химически
активных тугоплавких металлов и сплавов.
В пособии приведена характеристика указанных металлов и их спла-
вов как конструкционных материалов. Рассмотрены металлургические про-
цессы при их сварке плавлением и влияние термодефорг.®ционного свароч-
ного цикла на развитие химической и структурной неоднородности в ме-
талле околошовной зоны. Даны рекомендации по основным способам терми-
ческой обработки для повышения надежности и работоспособности сварных
3
соединений из этих материалов.
Для пояснения влияния технологических факторов при различных
способах сварки алюминиевых и титановых сплавов рассматриваются при-
геры сварки различных типоразмеров соединений, на основании которых
устанавливается эффективность применения того или иного способа свар-
ки. Предлагаются конкретные рекомендации по способам очистки поверх-
ности соединяемых деталей от окисных пленок. Приводятся элементы
подготовки кромок под сварку. Для конкретного типа соединения обос-
нованы основные требования к технологической оснастке, обеспечиваю-
щей необходимую защиту металла при сварке, заданные геометрические
размеры сварного шва и удовлетворительную точность сварного соеди-
нения.
По разделам курса студенты готовят рефераты, основные полевения
которых докладывают на оеминарских занятиях.
Глава I. ТЕХНОЛОГИЯ СВАРКИ АЛШШИЕВЫХ СПЛАВОВ
§ I. Характеристики алюминиевых сплавов, применяемых
для сварных конструкций
Алюминий - самый распространенный в земной коре металл, его за-
пасы [5] составляют 8,8$. Алюминий является одноморфным металлом с
плотнсупакованной гранецентрированной кубической решеткой ( Л -
4,04 А), имеет ионный радиус 7^ = 0,57 А, что обусловливает ограни-
ченную растворимость в нем всех известных элементов, нанржер, при
температуре кристаллизации чистого алюминия (660,4°С) и парциальном
давлении водорода Над металлом 760 ми.рт.ст. растворимость водорода
в алюминии составляет всего 0,039 см^/100 г fl] (рис. I).
Технически чистый алюминий имеет низкие прочностные ( ^ = 49 -
68 МПа, модуль упругости Е = 70000 МПа) и высокие пластические свой-
ства ( У = 28$), поэтому в качестве конструкционного материала при-
меняется в значительно меньших объемах, чем его сплавы различного
легирования.
В зависимости от содержания легирующих элементов, характера
пластической обработки металла вое алюминиевые сплавы подразделяются
на деформируемые л литейные. В качестве примера такого подразделения
на рис. 2 приведена бинарная диаграмма состояния наиболее распро-
страненных сплавов системы А?-Му , Дефорлируемые алюминиевые сплавы
содержат легкруидте элементы в количествах до предела их раствори-
мости в d -растворе алюминия (рис. 2), например, структура алшинле-
во-магниевкх сплавов характеризуется зернами cf. -алпыная, по грани-
цам которых могут быть выделения бета-фазы - At^M^ (ДО 3%).
5
Для сварных конструкций главным образом применяются деформируе-
мые алюминиевые сплавы (ГОСТ 4784-74), которые можно подразделить на
термически неупрочняемые (низкой и средней прочности) и терлически
упрочняемые (средней и высокой прочности) (табл.’ I). К термически не-
упрочняемым можно отнести технический алюминий, сплавы системы At-Mn,
алюминиево-магниев^е сплавы системы At -Мд . К термически упрочняемым
сплавам, имеющим предел прочности от 350 до 570 МПа (табл. I), отно-
сятся сплавы систем AC-Zn-Mg, АС-Си-Мп, At-Zn-Mij-Cu , AL-Му-Li и
др., повышение прочностных свойств которых обеспечивается выделением
мелкодисперсных фаз в результате старения.
Таблица I
Химический состав сплавов, %
Система At - Мд
Марка сплава Основные легирующие компоненты, %
Мп, Si , Ci у Zn, , Л
АМг! 0,5...1,8 — — —
Ж 1,8...2,8 0,2...0,6 — м.
АМгЗ 3,2...3,8 0,2...0,6 0,5—0,8 Si
АМг4 3,8...4,8 0,5...0,8 0,05...0,250г 0,02...0,ITi
АИг5 4,8...5,8 0,5...0,8 0,02...0,ITi
АМг5П
(для заклепок) 4,7...5,7 — —
АМгб ' 5,8...6,8 0,5...0,8 0.02...0,1 Ть
АМгб! 5,5...6,5 0,8...1,1 0,02...0,12г
Система At — Мд — Si
Марка сплава Ms Si Си Mn Сг Примеси, менее
Fe Си Мп n
АД31 8;t- - - 0,5 0,1 0,1 0,15
АДЗЗ 0,8... 1,2 0,4... 0,8 0,15... 0,40 - 0,15... 0,35 0,7 0,15 0,15
АД35 0,8... 1^4 0,8... 1*2 - 0,5... 0*9 - 0,5 0,1 - 0,15
AB 0,45... 0,9 0,5... 1*2 0,2... 0,6 0,15... 0,35 - 0,5 - - 0,15
6
Система W-Cu—My
Марка Си Мп Fe 8ь
сплава V 1Л менее
В65 3,9...4,5 0,15...0,3 0,3...0,5 0,2 0,25
Д18 2,2...3,0 0,2 ...0,5 0,2 0,5 0,5
К 3,8...4,8 0,4...0,8 0,4...0,8 0,7 0,7
Д16 3,8...4,9 1,2...1,8 0,3...0,9 0,5 0,5
Д16ч 3,8...4,9 1,2..Л,8 0,3...0,9 о.з 0,2
Д19 3,8...4,3 1,7...2,3 0,4...0,9 0,5 0,5
ВАД1 3,8...4,5 2,3...2,7 0,35...0,8 0,3 0,2
AK4-I 1,9...2,7 1,2...1,8 - 0,8...1,4 0,35
ВД-Г7 2,6...3,2 2,0...2,4 0,45...0,70 0,3 0,3
2048 2,8...3,8 1,2...1,8 0,2 ...0,6 0,2 0,15
Примечание. 0,005...0,0002Ве , 0,8. ..1,4 М .
Система АС—Си — Мп
марка сплава Си Мп п Zi V Fe Si Cd
Д20 6...7 0,4... 0,8 0,1... 0,2 0,2 - 0,1 0,3 0,3 0,1 ... 0,2
Д21 6...7 0,4... 0,8 0,1... 0’2 — *• 0,25... 0,45 0,3 0,3 0,1 ... 0.2
01205 5,8... 6,8 0,3... 0,8 0,02... 0,1 0,08... 0,15 — 0,05 0,3 0,3 0,1... 0,2
1201 5,8... 6,8 0,2... 0,4 0,02... 0,1 0,1... 0,25 0,05... 0,15 0,02 0,3 0,2 0,1... 0.2
7
Система AS —Zn—Mg
Сплав 1915 Примеси,менее
2п Мп Сг Zi Си Fe Si
3,4... 4,0 1,3... 1,8 0,2... 0,6 0,08... 0,2 0,15... 0,22 0,1 0,4 0,3
СплаЬ B9Z Zn Мп 2т Принеси, менее
Си Si
2,9... 3,6 3,9... 4,6 0,6... 1,0 0,1... 0,2 0,05 0,3 0,2
Высокопрочные сплавы системы AZ -2п —Мд —Си
Марка сплава Zn Си Мп Сг Fe St Ti Zz
В95 5,0... 7,0 1,8... 2,8 1,4... 2,0 0,2... 0,6 0,1 0,5 0,5 - -
В95оч 5,0... 7,0 1,8... 2,8 - - 0,25 0,15 0,1 - -
В96ц 8,0... 9,0 2,3... 3,0 2,0... 2,6 0,1 0,05 — - — -
В96ЦЗ 7,6..» 8,6 1,7... 2^3 1,4... 2,0 0,05 0,05 0,2 0,1 0,1... 0,2
Б96ц1 8,0... 9,0 2,3... 3,0 2,0... 2,6 0,3... 0,8 0,1 0,4 0,3 0,05 0,1... 0,16
В93 6,5... 7,3 1,7... 2У 8 0,8... 1,2 0,1 - 0,2... 0,4 0,5 - -
В93пц 6,5... 7,3 1,7... 2,8 0,8... 1,2 0,1 - - 0,1 0,02 -
В94 6,0... 6,7 1,2... 1.6 1,8... 2,4 0,1 0,05 0,2 0,2 \ 0,08 -
Сплав ЕАД23 Примесей, не более
Си Li Мп Cd Fe Si Ti Zn
4,8... 5,8 0,9... 1.4 0,4... 0,8 0,1... 0,25 0,3 0,3 0,15 0,1 0,05
Оптимальный состав сплава 01420 Примесей, не более
Li Zz Si Fe Ti Мп //а
5...6 ‘1,9... 2,3 0,09... 0,15 0,1... 0,3 0,3 0,1 0,3 0,05
Несмотря на значительно большую стоимость по сравнению с угле-
родистыми и низколегированными конструкционны.® сталями, объем при-
менения алюминиевых сплавов в производстве сварных конструкций не-
прерывно повышается.чЭто можно объяснить такими эксплуатационными
свойства:,о: алюминия и его сплавов, как высокая коррозионная стой-
кость в целом ряде агрессивных жидких и газовых сред [б] (в том чис-
ле, в морской воде), неиагнктность и высокие электро- и теплопровод-
ность, низкие температуры (вплоть до криогенных) перехода алюминие-
вых сплавов из вязкого в хрупкое состояние.
Малая плотность и высокие прочностные свойства термически уп-
рочняемых алюминиевых сплавов обусловливают их более высокую удель-
ную прочность по сравнению с конструкционными сталями, что позволяет
сникать металлоемкость, например строительных конструкций, при заме-
не сталей алжиниевыми сплавами [6]. Кроме того, преимуществом алю-
миниевых сплавов по сравнению с конструкционными стал®® является их
технологичность при производстве полуфабрикатов прессованием, штам-
повкой и прокаткой.
Недостатком алюминиевых сплавов по сравнению с конструкционными
кизкоуглеродистили и низколегированными сталями является необходи-
мость применения более сложных технологических приемов как в процес-
се подготовки деталей под сварку, так и в процессе свари. Поэтому,
учитывая относительно высокую стоимость алюминиевых сплавов и их бо-
лее низкую по сравнению с конструкционными сталями технологическую
свариваемость, эффективность применения алюминиевого сплава в качест-
ве основного металла должна определяться главным образом с учетом
условий эксплуатации данной сварной конструкции.
Еля ответствегпих сварных конструкций наиболее широкое примене-
но надет тешически неупрочияеиые алюмияиево-магниевые сплавы
АМгЕВ и A.7jS и термически упрочняемый сплав 1915 средней прочности,
физико-механические свойства металла сварных соединений которого
восстанавливаются после низкотемпературного старения.
9
При выборе алюминиевого сплава для данной сварной конструкции
одна из важных характеристик - коэффициент конструктивной прочности,
выражающий отношение конструктивной прочности, определяемой по ре-
зультатам испытаний сварных сосудов-моделей, к пределу прочности ос-
новного металла. ^то применимо главным образом для тонколистового 1
материала (2-5 мм).
Менее надежным способом определения коэффициента конструктивной
прочности является отношение временного сопротивления при растяжении
стандартных сварных образцов к временному сопротивлению при растяже-
нии образцов аналогичного размера из основного металла.
В табл. 2 приведены результаты испытаний сосудов-моделей из
алюминиевых сплавов толщиной 2...4 мм, выполненных аргонодутовой
сваркой вольфрамовым электродом с подачей рекомендуемой для данного
сплава присадочной проволоки. Получены результаты испытаний сварного
сосуда из сплава 01420 после упрочняющей термообработки. Низкая кон-
структивная прочность алюминиевых сплавов, упрочняемых в результате
старения за счет выделения по границам зерен мелкодисперсной фа
зы 6 (А£2 Си) , например Д16, Д20, М40 (табл. 2), объясняется тем,
что в условиях дуговых видов сварки мгновенные скорости охлаждения
металла околошовной зоны значительно меньше критических скоростей
образования упрочняющей фазы при температурах минимального времени
ее выделения (рис. 3).
На этом рисунке представлены
кривые выделения интерметаллидов
при изотермической обработке, где
И- фаза B(A£zCu) сплав Д16; 6 -
фаза T(tf,zMg3Zn^- сплав 1915
(со0А.^ - критическая скорость не-
прерывного охлаждения от темпера-
туры нагрева выше температуры за-
калки сплава Д16; (^Оп2~ то же для
сплава 1915).
Применение более концентри-
рованных сварочных источников
тепла, обеспечивающих мгновенные скорости охлаждения металла около-
шовной зоны подобных сплавов выше критических (~ 200 град/о), позво-
лит значительно расширить область использования для сварных конструк
ций высокопрочных алюминиевых сплавов, упрочняемых за счет 6 фазы.
10
Таблица 2
Механические свойства деформируемых алюминиевых сплавов
различных систем легирования
Система сплава Марка сплава Основной металл Сварное соеди- нение Система упрочне- НИЯ Склонность сплава к коррозион- ному рас- трескива- нию
МПа ^г, МПа МПа 6k, МПа
АС-Ид АМгбМ АМгбН 310 370 145 285 290 335 246 0,75 Нагаотов- ка 20^ Не склонен Мало скло- нен
At-Си ~ Му ’540 Д16 380 385 275 256 255 325 165 0,62 0,43 Старейте е(асг си) Не склонен
1 AC~Zn~^ 1915 В92 370 395 257 320 — 294 257 0,75 0,65 Фаза Т (AEzMg3Zn3) после ста- рСНИл Мало скло- нсн Склонен
АС-Си-Мп Д20 1201 395 312 — 230 0,58 Фаза 6 (АС2 Си) после ста- рения Не склонен
At-Zn- Му-Си В95 В96ц 480 625 400 500 - - - Фазы: Ч(Мд7пг') Т(АС3М^ 8(АС2СиМср Мало скло- нен После ис- кусствен- ного ста- рения при Т = 413 К в течение 16 ч
At-Cu~ Mq-5t j 1 ЛК8 440 350 - - - Ш) после ста- рения при г = 430 К Мало скло- нен
1 \At-My-Li 01420 415 278 360 332 0,8 Фаза Не склонен после ста- рения пр.: Т = 390 К в течение 12...16 ч
II
§ 2. Особенности сварки алюминиевых сплавов
/| Mfb
Технологическая свариваемость алюминиевых сплавов определяется
физико-химическими свойствами алюминия, являющегося основой сплава
(90...95% в деформируемых алюминиевых сплавах, табл. I), физико-хими-
ческими свойствами основных легирующих элементов, модификаторов и
постоянных примесей. - железа, кремния, водорода, содержание которых
зависит от системы легирования сплава.
Эксплуатационные свойства конструкций из алюминиевых сплавов,
особенно средней и высокой прочности, определяются развитием струк-
турной и механической неоднородности в металле различных участков
сварного соединения в результате воздействия термодеформационного
сварочного цикла.
тугоплавкие окисныепленки, образующиеся практически мгновенно
на поверхности металла, создают одно из основных затруднений при
сварке алюминия и его сплавов. Например, при сварке технического алю-
миния на поверхности деталей после химической обработки мгновенно об-
разуется окисная пленка А£2 03 толщиной I 10~? м, имеющая предел
прочности 20 МПа и плотность 4 I03 кг/м3.
Тугоплавкая окись алюминия ( Тпл = 2323 К) прочно удерживается
на поверхности металла вплоть до температур, превышающих температуру
плавления алюминия. Защитные свойства пленки окиси алюминия при кон-
такте металла с окислительными средами объясняются высоким отношением
> объема моля окисла (оп) к объему грамм-атома ме-
талла ( соответствии с правилом Пиллинга-Бедвортса:
» = On
АЕ m 1Г
ггь и ме
где т. - число атомов металла в его окисле. Из-за высокой адсорбцион-
ной способности и наличия влаги в окружающей среде окисные пленки
постепенно превращаются в комплексные соединения типа
В процессе нагрева до температур (473...1000) К происходит раз-
ложение комплексных соединений по схеме [I]:
Авг03-ЗН20 -------> Мг05- Н20+2Н20 ... Т^73...573К >
ле2о3 н2о — ta£zo3+hzo - - - • -т= 773-WD0K-
В результате взаимодействия алюминия с образующимися парами воды, а
12
при сварке алшиниево-магниевых сплавов и магния в сварочной ванне
повышается концентрация водорода:
3Hz0+2AZ — АСг 0j + 6H ;
Н2О + Мд —Мд 0 + 2Н.
В зависимости от состава алхппшевых сплавов монет изменяться к сос-
тав окисных пленок в том случае, если легирующий элемент имеет сопос-
тавимое с алюминием сродство к кислороду, либо является более поверх-
ностно активным, чем алюминий. К таким элементам относятся магний,
цирконий, титан и бериллий. Из перечисленных элементов наиболее су-
щественное влияние оказывает магний. При содержании магния в сплаве
свыше 1,5$ окисная пленка состоит практически из чистого магнезита
[I], так кат: (правило Пиллинга-Бедвортса), то магнезитовая
пленка менее плотная и обладает большей адсорбционной способностью,
чем окись алюминия. Этим можно объяснить более высокую склонность к
порообразованию в шве при сварке алшишгево-магнигвых сплавов, чем
при сварке алюминия.
Введение малых добавок поверхностно активного бериллия в состав
алюминиево-магниевых сплавов значительно снижает окисление магния,
так как • и образуется в поверхностном слое окисной
пленки.
При всех способах сварки плавлением алюминиевых сплавов необхо-
дима предварительная обработка поверхностей деталей и электродной
проволоки, обычно щелочная, после которой вновь образующаяся окисная
пленка будет иметь толщину не более 200 10“^° и. Необходимо так-е
ограничивать время (обычно не более суток) от химической обработки,
до выполнения сварки подготовленных деталей.
В процессе сварки атажииевыхсллавов решающее влияние на форми-
рование и свойства металла шва оказывают эффективность защиты рас-
плавленного металла, разрушение к оттеснение окисных пленок с зерка-
ла ванны. Эта задача решается путём" реализации электротермического
эффекта, в частности, катодного распыления окисной пленки] при элек-
тродуговой и плазменной сварке в среде инертных газов на постоянном
токе обратной полярности либо переменном токе, за счет высокой кон-
центрации ввода термической энергии при гелиево-дуговой сварке на
постоянном токе прямой полярности, либо при электронно-лучевой свар-
ке в вакуума.-----
достаточно широкое применение нашел кот^бкнированный способ раз-
рушения окисных пленок за счет активных флюсов, построенных на базе
13
хлористых и фтористых соединений щелочных и щелочно-земельных метал-
лов (табл. 3), с реализацией катодного распыления, например, при ав-
томатической сварке по слою флюса или при электрошлаковой сварке.
Таблица 3
Состав флюсов для электроплаковой и автоматической
сварки полуоткрытой дутой алпииниевых сплавов [2]
Материал Марки флюсов
для Э11С •для сварки полуоткрытой дугой
АН-301,АН-302, АН-304 AH-AI АН-А4 48-АФ1 МАТИ-10
Хлотжстый натрий - 20 — - —
Хлористый калий 20...60 50- 57 47 30
Хлористый литий 10...40 — — — -
Хлористый барий 5,0...30 — 28 47 68
Фтористый натрий - - — 2,0 -
Фтористый литий 2,0...20 7,5 - -
Фтористый алюминий — — 7,5 — —
Криолит - 30 - - 2,0
Фторцирконат калия — **• — 2,0
Окись хрома *• - — 2,0 -
Технологическая прочность металла шва сварных соединений из алю-
миниевых сплавов определяется теми ке факторами, что и при сварке
других конструкционных материалов и, прежде воего, достаточным уров-
нем деформационной способности в соответствии с темпом нарастания
растягивающих деформаций в период эффективной кристаллизации [I], ли-
бо по терминологии Прохорова Н.Н. в период температурного интервала
хрупкости. Однако из-за значительной разницы теплофизических’свойств
Т4
алюминия и его сплавов по сравнению с конструкционными сталями
(табл. 4) влияние металлургического и особенно силового факторов на
Таблица 4
Состав сварочных проволок из алюминия и его сплавов
(ГОСТ 7871-75)
Марка Процент по массе Про- чие,
Мп Fe Si Ti Be Z-L ! более, % по массе
Св А97 - — — — — - - 0,03
Св А85Т — — - — 0,2... 0,5 *- — 0,08
Св А5 Св АИц Св ЛМгЗ Св АМг4 Св АМгб Св 1557 3,2... 3,8 4,0... 4,8 4,8... 5,8 д 5 5*5"* I... 1,5 0,3... 0,6 0,5... 0,8 0,5... 0,8 0,2... 0,6 0,2... 0,35 0,3... 0,5 Сг 0,07... 0,15 0,1... 0,25 0,2... 0,4 0,5... 0,8 Съ 0,05... 0*25 •ч» 0,05... o;i5 0,1... 0,2 0,002... 0,005 0,002... 0,005 0,002... 0,005 0,002... 0,005 0,2... 0*35 0,05 1,35 0,85 1,15 1,4 0,6
Св АМгб Св АМгбЗ Св АМгб! Св ЛК5 Св AKIO Св 1201 а>о>1г^ спел осл <т>сп 1 1 СЛСЛ 0500 CD 03 • • • « 0,5... 0*8 0,5... 0^8 0,8... 1Д — ! С,Ь... С,4 V 0,05... 0*15 4,5... 6,0 7»0... ли «» 0,1... 0,2 0,1... 0*2 0,002... 0,005 0,002... 0,005 0,0001... 0,0003 0,0001... 0*0008 0,15... 0,35 0,002.., 0,12 0,1... 0^25 1,20 1,15 1,15 1,0 1,1 0,3
Пргилечание. Основа At - 99,5...] :оо%.
15
технологическую прочность металла шва алюминиевых сплавов существен-
но отличается от влияния этих факторов на технологическую прочность
швов сварных соединений конструкционных сталей. Поэтому достаточно
падежные методики определения стойкости шва и околошовной зоны про-
тив образования трещин, успешно применяемые при оценке технологичес-
кой свариваемости сталей, не дают положительных результатов при
сварке алюминиевых сплавов, особенно сложнолегированных, упрочняемых
термической обработкой. Помимо горячих трещин подобные сплавы склон-
ны и к замедленному разрушению - образованию холодных трещин как в
шве, так и в околошовной зоне. Кроме того, под влиянием сварочных
напряжений, либо напряжений от внешней нагрузки некоторые конструк-
ционные алюминиевые сплавы склонны к коррозионному растрескиванию.
Как в отечественной, так и зарубежной практике [6,7] преимущест-
венное применение для сварных конструкций нашли термически неупроч-
пяемые сплавы, главным образом алкминиево-магниевые, либо термически
упрочняемые сплавы систем: Л£- Zn - Мд , АС-Си—Му (см. табл. 2).
В зависимости от типоразмеров сварных соединений (в соответствии
с ГОСТ 14806-69 на форму, размеры шва и элементы разделки кромок де-
талей применительно к дуговым видам сварки в инертных защитных га-
зах) изменяются доля участия добавочного металла в шве и химический
состав металла сварочной ванны. В связи с этим на технологическую
прочность металла шва и
влияние может оказывать
(табл. 4).
на его эксплуатационные свойства решающее
состав электродной (присадочной) проволоки
Рис. Ч
Исходя из общих положений образования
и развития кристаллизационных трещин в ли-
том металле в зависимости от его химическо-
го состава [8] (рис. 4) выбор электродной
проволоки 'выполняется по допустимым концен-
трациям легирующих элементов и примесей,
прежде всего кремния и железа, при которых
гарантируются удовлетворительная технологи-
ческая прочность металла шва и его эксплуа-
тационные свойства. Например, при сварке
сплавов системы /№ -2п - Мд , исходя из условия удовлетворительной
технологической прочности, отношение цинка к магнию ограничивается в
пределах 0,7, а иэ условия удовлетворительной работоспособности -
стойкости против коррозионного растрескивания под напряжением - сум-
марное содержание цинка и магния как в основном металле, так п метал-
16
ле шва ограничивается в пределах 6%.
Одной из основных причин кристаллизационных трещин в сварных
швах алюминиевых сплавов с низким содержанием магния может быть алю-
миниево-кремниевая эвтектика с ТПЛ = 850 К, образующаяся при нич-
тожно малых количествах свободного кремния [б].
В качестве универсального способа связывания крегхшя в комплекс-
ные соединения, например типа AE-Fe-Si, при литье и сварке подобных
алюминиевых сплавов должно выдерживаться отношение °/о Fe/ °/„ Si>1.
В алюминиевых сплавах, содержащих свыше 5% Магния, выделение
свободного кремния мало вероятно, так как образуется интерметаллид
типа м9г5'1-
Положительное влияние на технологическую прочность металла шва
при сварке практически всех деформируемых алюминиевых сплавов оказы-
вают модифицирующие элементы - цирконий и титан.
Значительные затруднения при сварке конструкций из алюминия к
его сплавов возникают из-за таких технологических свойств алюминия,
как высокие значения теплопроводности, удельной объемной теплоемкос-
ти, коэффициента термического расширения и эффекта скрытой теплоты
плавления (40% от теплосодержания при ‘температуре плавления алюминия)
Несмотря на относительно низкую температуру плавления алюминия
и его сплавов при сварке этих материалов необходимы мощные, доста-
точно сосредоточенные источники тепла [2].
При толщине материала свыше
(1,0...1,2 I0”2) м даже в условиях
дуговой сварки необходим предвари-
тельный подогрев до (373...423)К.
С повышением температуры нагрева
свариваемых деталей происходит рез-
кое снижение прочностных свойств
металла (рис. 5) [14], поэтому не-
обходхиы специальные приспособле-
ния, исключающие разрушение в ос-
Рис. 5
лабленных нагревом участках под действием формоизменения свариваемо-
ро хнС тэлла •
При сварке тонколистовых конструкций из алюминиевых сплавов на-
иболее существенные затруднения возникают из-за потери устойчивости
материала под влиянием временных сжимающих напряжений [9]. Как след-
ствие этого, происходит коробление кромок, подъем их с формирующей
подкладки, что в свою очередь монет вызвать прожоги, уменьшение рабо-
чего сечения ива, а значительные остаточные деформации из плоскости
искажают форму констругадти в недопустимых пределах, что увеличивает
трудоемкость их производства из-за необходимости последующей правки
обычно термомеханическим способом.
Для снижения коробления в производстве нашел применение предва-
рительный обратный выгиб свариваемых кромок и технологическая оснаст-
ка, обеспечивающая равномерное плотное поджатие кромок к формирующей
подкладке.
На рис. 6 приведена схема, поясняющая расчетное определение не-
обходимого для плотного прижима кромок к подкладке усилия Р ( а -
расположение прижимов; б - схема, принятая для определения усилия
прижима, необходимого для предотвращения потери устойчивости кромок
в процессе сварки; в - эпюра моментов) [9]
л —
р - ~6№ «>
где 5 - толщина металла;^ - предел текучести алюминиевого сплава
при температуре начала восстановления его упругих свойств ~ 573 К, •
например, для сплава АМгб при этой температуре QT = 80 МПа; /X - по-
ловина ширины сжатой области кромок в результате сварочного нагрева;
3 - расстояние от оси шва до прижима, обычно не менее 1,5 10~2 м.
На работоспособность сварных конструкций из алюминиевых сплавов зна-
чительное влияние оказывает формирование "проплава", или обратного
валика, в котором, как правило, образуются такие опасные дефекты, как
шлаковые включения, поры и трещины. Для устранения подобных техноло-
гических концентраторов напряжений применяются специальная разделка
кромок, подкладки с глубокой фасонной канавкой и при аргонодутовой
сварке вольфрамовым электродом тонколистовых соединений, активные
Флюсн-пастн, наносимые на поверхность кромок с обратной стороны шва
[к].
18
§ 3. Влияние технологических факторов различных
способов сварки на структуру и свойства металла
соединений алюминиевых сплавов
Наиболее существенное влияние на формирование шва, его состав и
свойства, работоспособность и надежность сварных конструкций из алю-
миниевых сплавов оказывают: тепловлокеиие в основной металл, опреде-
ляемое режимом и условиями сварки; состав сварочных материалов; при-
менение термической, либо термомеханической обработки; технологичес-
кая оснастка, обеспечивающая необходимую точность конструкции, и ха-
рактеристик! сварочного оборудования, обеспечивающие стабильность
процесса сварки.
Учитывая многолетний производственный опыт по сварке термически
неупрочияемых деформируемых алшиниевых сплавов низкой и средней
прочности, остановимся прежде всего на влиянии технологических фак-
торов на работоспособность сварных соединений из сплавов этой группы.
При сварке плавлением за основу расчетного определения парамет-
ров режима принимается уравнение Рыкалпна Н.Н. [26]
где - площадь провара основного металла; л Н - ущельное объемное
теплосодержание металла при его температуре плавления; - терми-
ческий к.п.д. сварочного источника тепла; ~ - погонная энергия при
данном режиме сварки.
На площадь провара и ее форму (прежде всего на глубину провара)
помимо теплофизических свойств свариваемого материала и погонной
энергии значительное влияние оказывает механическое воздействие ис-
точника нагрева. При дуговых видах сварки - этс давление дуги, при
плазменной сварке - силовое воздействие плазмообразующего газа, при
электронно-лучевой - давление паровой фазы. В связи с этим уравнение
(2) можно применять для расчета погонной энергии только после экспе-
риментальпкх результатов измерений действительной площади провара
FB , глубины Н и щириан е провара при данной толщине материала и
типе сварного соединения.
По номограмме Рыкалина Н.Н. [26] определяется дая откорректиро-
ванных значений термический коэффициент
. 19
V = i( Ч--У .
’ e ; ’
где CL - коэффициент температуропроводности.
В табл. 5 приведены результаты экспериментально-расчетного опре-
деления термического к.п.д. сварочной дуги при автоматической наплав-
ке валиков на поверхность ‘пластин из сплава АМгб, технического титана
BTI-I и низкоутлеродистой стали СтЗ. Наплавка производилась при оди-
наковых режимах: 1 = 650 ; U - 40 В; Vcg = 36 ад/ч. Отношение глуби-
ны провара к его ширине определялось по макропшифам.
Таблица 5
Результаты экспериментально-расчетного определения
термического коэффициента
Данные для расчета Алюминиевый сплав АМгб Технический титан BTI-I Ниэкоутлеро- дистая сталь СтЗ
&Н, Дв/см^ при ~ , Дз/см Н X ~ё\ (W.. Н\ L6\aW’ е J Fo > 2600 20800 0,8 0,17 1,22 7300 20800 0,35 0,33 0,95' 10400 20800 0,40 0,29 0,58
Скорость сварки рассчитывали по эмпирическому уравнению
FH -J) 3600 ' (3)
где Vcg - скорость сварки, м/с 10~2; сСн - коэффициент наплавки г/А ч;
Fh- площадь наплавленного металла, сгГ; плотность наплавлен-
ного металла, г/см^,
Площадь наплавленного металла в зависимости от толщины сваривае-
мого материала и формы разделки кромок ориентировочно можно опреде-
лять по допустимым размерам шва в соответствии с требованиями ГОСТа
14806-69 "Швы сварных соединений. Дуговая сварка алюминия и алюминие-
вых сплавов. Основные типы и конструктивные элементы".
При расчете скорости аргоно-дуговой сварки вольфрамовым электро-
дом на переменном токе коэффициент наплавки можно принять равным
20
olH = 2,4 г/А ч, при аргоно-дуговой сварке плавящимся электродом на
постоянном токе обратной полярности 12 г/Л я; при импульсной
аргоно-дуговой сварке плавящимся электродом - о(„ = Ю г/А я.
В условиях плазменной сварки на постоянном токе обратной поляр-
ности соединений из алюминиевых сплавов толщиной от 2 до 12 игл обес-
печивается удовлетворительное формирование шва без разделки кромок
за один проход. За счет более концентрированного ввода тепла при
этом способе сварки уменьшается ширина провара по сравнению с аргоно-
дуговой сваркой вольфрамовым электродом на переменном токе. По ре-
зультатам измерений основных параметров швов устанавливалось значе-
ние ~ и после преобразования уравнения (3) была получена зависи-
мость для расчета силы тока при плазменной сварке на постоянном токе
обратной полярности [ТЗ]
1=0,18 U-Ci; Se ,
где 3 - толщина металла (2... 12) мл; Vcg - скорость сварки, м/ч;
е. - ширина провара, мл.
Напряжение на дуге при этих условиях плазменной сварки изменяется в
относительно малых пределах -(32...36)В. Скорость сварки определяет-
ся по уравнению (3). Рекомендуемые режимы механизированных способов
сварки плавлением вольфрамовым электродом на переменной токе одно-
фазной и трехфазной аргонодуговой сварки, импульсной аргонодуговой
сварки и аргонодуговой на постоянном токе обратной полярности плавя-
щимся электродом по данным М приведены в табл. 6 - II, электронно-
лучевой сварки в вакууме по данным [12] - в табл. 12.
Таблица,6
Режимы механизированной аргонодуговой сварки
вольфрамовым электродом сплава АИгб
(за один проход)
Г i I, А Д', В Vet ьуч Расход аргона, Л/МИН
3 185 12 15 25
10 580 16 10,5 25
х 680 18 50 30
о
21
Та б л и ц a 7
Режимы аргонодуговой сварки алюминиевых сплавов
трехфазной дугой
3, ММ Способ сварки диаметр, мм *0, ы/ч I, А
вольфра- мового электро- да присадоч- ной про- волоки
2 ручная на весу 1,5...2,0 2...3 10 60
6 tl 3,0 3,0 8 150
10 Механизиро- ванная без 8 2 28 390...430
14 разделки кромок на 10 2 14 500...540
20 подкладке 10 2,5 7,8 520...550
30 10 2,5 5 620...650
Таблица 8
Режимы гелиево-дуговой сварки погруженным вольфрамовым
электродом сплава АМгб при W = II В и расходе
гелия 22 л/мин
6, мм I, А м/ч Величина погружения элек- трода ниже поверхности основного металла, мм
10 350...400 10 2,0...4,5
18 470...500 7 3,0...4,0
22
Таблица 9
Режимы автоматической аргонодуговой сварки
алшияиевых сплавов плавящимся электродом
Um соединения 5, ил ^5.1 1РОБОЛОКИ, ММ I, Л и, В lrct ц/ч Расход аргона, л/тлин Число про- ходов
Встык,без разделки 4...6 1,5... 2,0 140... 220 19... 22 25... 30 6...то 2
кромок 8.,.10 1,5... 2,0 220... 300 20... 25 15... 25 8,..10 2
12 2,0 280... 300 20... 25 15... 20 8...ТО 2
Встык, с V-об- разной раздел- 6...8 1,5... 2,0 240... 280 22... 25 15... 25 8...10 I
кой крокок.на подкладке ТО 2,0... 2,5 420... 460 27... 29 15... 20 8...ТО I
Встык,с X -об- разной раздел- 12...16 2,0... 2,5 280... 300 24... 26 12... 12...20 2...4
кой кромок 20...25 2,5... 4,0 380... 520 26... 30 то... 20 28...30 2...4
30...40 2 5... 4,0 420... 540 27... 30 Ю... 20 28...30 3...5
— 50...60 2,5... 4,0 460... 540 28... 32 то... 20 28...30 5...8
Тавровое 4...6 1,5... 2,0 200... 260 18... 22 20... 30 6...10 I
8...12 2,0 270... 300 24... 26 20... 25 8...12 I...2
Таблица 10
Режимы автоматической импульсно-дуговой сварки
алкминиевнх сплавов плавящимся электродом в аргоне
мм d-зл > ММ Частота кт.хпуль— оовД/с I, А и, В ы/ч Расход аргона, л/мин Число про- ходов
4 1.4... 1,6 50 130... 150 17...19 20...25 ТО...12 I
5 1,4... 50 140... 170 17...19 20...25 ТО...13 I
6 1,4... 1,6 ТОО 160... 180 18...21 20...25 12... 14 1
8 2,0 ТОО 160... 190 22...24 25...30 12...14 2
ТО 2,0 ТОО 220... 280 24...26 25...30 14... 16 2
23
Таблица II
Режимы автоматической сварки алюминиевых сплавов
по флюсу расщепленным электродом
мм Диаметр прово- локи, мм Расстоя- ние меж- ду осями проволок, мм Суммар- ный свароч- ный ток, А Кси, м/ч Слой флюса,мм
высо- та шири- на
12 1,6 7...9 320...340 34... 36 17...18 30 II
16 2,0 8...10 400...450 38...40 15...16 42 12
20 2,5 9...12 460...500 38...40 12...14 46 16
Таблица 12
Режимы электронно-лучевой сварки алюминиевых сплавов 12
Марка оплава 6, мм I, мА щ/ч
2 60 16 90
5 85 20 70
АМгбМ 10 120 22 72
30 210 30 35
100 350 60 15
300 800 100 15
2 60 15 90
АМгбН 14 160 27 50
30 350 30 70
13 55 13 55
01420 20 130 20 55
27 120 27 45
АлЗО 16 200 28 60
Для защиты металла ванны при сварке алюминиевых сплавов приме-
няется аргон высшего сорта, либо гелий высокой чистоты (табл. 13).
В зависимости от условий аргонодуговой, либо гелиево-дуговой
24
сварки неплавящимся электродом для
стабильности процесса и исключения
меняются вольфрамовые электроды по
обеспечения удовлетворительной
вольфрамовых включений в шве при-
рост 23949-30 (табл. 14).
Таблица 13
Инертные газы, применяемые для сварки алюминиевых,
титановых и тугоплавких высокоактивных металлов
Газ Номер ГОСТа Сорт Содержание чистого газа, Л
Аргон Гелий 10157-73 20461-75 Высший Первый Второй Высокой чистоты Технический 99,99 99,98 99,95 99,985 99,8
Таблица 14
Марки вольфрамовых электродов
Парка Содержание примесей, р по массе Маркировка торцов электродов Размер электродов, UiiA
диаметр длина
ЭВЛ 1,1...1,4 Черный 1,0...4,0 75,150
ЭВИ-1 1,5...2,3 Синий 5,0...10,0 200,300
ЭВИ-2 2,0...3,0 Фиолетовый 2,0...4,0 75,150
BEI-3 2,5...3,0 Белений 5,0...10,0 200,300
Перед сваркой присадочная проволока подвергается химической об-
работке, для повноения плотности окисной пленки и уменьшения площади
ее поверхности с целью снижения склонности сварных швов к порообразо-
ванию рекомендуется [т] электропслпровка присадочной проволоки.
Выбор сварочной проволоки для применяемого способа сварки алюми-
ниевого сплава определяется двумя основными положениями: во-пергых,
необходимостью обеспечения удовлетворительной физической сплошностью
металла шва и прежде всего отсутствием в нем таких дефектов, как
25
трещикн и поры, во-вторых, требованиями к эксплуатационным свойствам
сварного соединения, которые должны быть сопоставимы со свойствами
свариваемого сплава (прочностные и пластические свойства, коррозион-
ная стойкость).
В табл. 15 приведены марки сварочных проволок ГОСТ 7871-75, хи-
мический состав которых установлен на основе результатов эксперимен-
тальных исследований технологической свариваемости как термически
неупрочняемнх, так и упрочняемых алюминиевых сплавов (главным обра-
зом для аргонодуговой и автоматической сварки по слою флюса).
Таблица 15
Марки сварочных проволок
Матжа сваривае- мого сплава Марка проволоки
удовлетвори- тельная стой- кость против образования трещин высокое значе- ние прочност- ных свойств удовлетво- рительное значение относитель- ного удли- нения удовлетво- рительная коррозион- ная стой- кость
АМгЗ СвАМгб СвАМгб СвЛМгЗ СвАМхЗ
АМг5 СвАМгб СвАМгб СвА1.1г5 Св1557
•АМгб СвАМгбЗ. СвАМгб СвАМгбЗ Св1557
1915 СвАМгбЗ СвАМгб СвАМгб Св1557
1201 ' CBI203 Св1201 Св1203 Св1203
По данным работы [5] приведенные в табл. 15 марки сварочных про-
волок рекомендуются для сварных соединений из алюминиевых сплавов
низкой и средней прочности. Однако в зависимости от толщины сварива-
емого материала, формы разделки кромок и типа соединения доля учас-
ти" наплавленного металла в шве может изменяться в широких пределах
[5].' В связи с этим особенно для термически упрочняемых сплавов сис-
тем М -2ri-Mq и АЕ-Си обладающих более высокой склон-
ностью к образованию кристаллизационных трещин в шве, чем сплав
необходимо расчетное обоснование выбора сварочный проволоки, обеспе-
чивающей оптимальный химический состав металла шва в соответствии с
условиями эксплуатации конструкции:
, (4)
26
ния, циркония,
где [Л7е]мш- допустимое исходя из технологической свариваемости со-
держание данного элемента в шве, %; [К- содержание
данного элемента соответственно в основном металле и электродной про-
волоке, /□; - доля участия основного металла в шве; Ку - коэффи-
циент усвоения элемента металлом сварочной ванны. При сварке алши-
ниевых сплавов с эффективной аргоновой либо флюсовой защитой маг-
титана и цинка изменяется в относительно узких преде-
лах [l] от 0,92 - 0,96, при расчетах Ку этих элементов можно прини-
мать равным 0,94. Для всех 'остальных легирующих элементов и примесей
Ку = I. Решая уравнение (4) относительно [Ме]м , получим
аг Ку Xms\oni е
зп (1-г) Ку
В табл. 16 [б] приведены средние значения доли участия основного ме-
талла в шве.
Значительное влияние
на работоспособность свар-
ных конструкций оказывает
технологическая оснастка.
Применительно к соедине-
ниям из алюминиевых спла-
вов технологическая ос-
настка должна обеспечить .
точное перемещение свароч-
ного источника тепла по
оси разделки, достаточные
усилия подкатил, ограни-
чивающие короблегзге изде-
лия в результате потери
устойчивости кромок под
влиянием време'пчнх сжи-
мающих напряжений (фор-
мула (I) ). При сварке
продольных швов тонколис-
товых обечаек необходима
достаточная жесткость
Таблица 16
Зависимость доли участия основного
металла в шве от типа соединения
Тип соединения Толщина металла, мм Доля участия основного ме- талла в шве
Стыковое 2 0,5
8 0,7
18 0,8
30 0,9
У-образная 9 0,5
разделка 30 60 0,4 0,3
Вклкообтиэгец I 40 0,3
разделка 60 0*2
X -образ- 40 0,7
ная раздет- 60 0,6
ка 80 0,5
Угловое 2 0,5
8 0,6
20 0,7
опорных балок для того, чтобы исключить прогиб обечайки выше допус-
тимого уровня (У <0,1 см) метр длины).
По данным работы [14] на рис. 7,а приведена зависимость предела
Рис. 7
прочности от абсолютной
величины смещения 5 элек-
тродов относительно оси
стыка при трехфазной арго-
нодуговой сварке встык
пластин из сплава AMrSI.
Па основании обобщения
этих результатов на рис. 7,6 показано допустимое относительное сме-
щение электродов ~ 0,4 - 0,45 применительно к исследованным ус-
ловиям сварки сплава ЛМгбТ. Очевидно, при более концентрированных
источниках тепла, например при плазменной сварке на постоянном токе
обратной полярности, допустимое относительное смещение дуги ограни-
чивается более жесткими пределами (0,15 - 0,20) в зависимости от тол-
щины свариваемого алюминиевого сплава, что еще более повышает требо-
вания к технологической оснастке.
При сварке продольных швов тонколистовых обечаек из-за ограни-
чения допустимого прогиба опорных балок (/ 0,1 рм) приходится ог-
раничивать длину обечайки, что нерационально, так как приводит к
увеличению количества кольцевых швов, например, при сварке стыков
трубопровода из алюминиевого сплава.
Расчет длины опорной балки по допустимой стрелке прогиба произ-
водится [8] по формуле
>
где С - расчетная длина опорной балки; Е - модуль упругости мате-
риала балки; I - момент инерции поперечного сечения балки; / - до-
пустимая стрелка прогиба балки (0,1 см); Р - распределенная нагруз-
ка на балку-
С целью уменьшения числа стыков, например при сварке трубопрово-
дов. приходится выполнять продольный шов по ’’полунахлестке".
В качестве примера на рис. Б приведена схема приспособления для
аргонодуговой сварки вольфрамовым электродом продольного шва тонко-
стенных труб из алюминиевых сплавов 15 . Здесь I - подкладка; 2 -
штифт; 3 - упор; 4 - прижим; 5 - шланг; 6 - подкладная балка.
Способ повышения прочностных свойств металла сварных соединений
из алюминиевых сплавов за счет термомеханической обработки наиболее
перспективен для алюминиевых сплавов, легированных переходными эле-
ментами [4], обеспечивающими структурное упрочнение сплава (2г , Ti ,
28
Мп).
Табл. 17 и рис. 9 иллюстрируют влияние сжимающих напряжений на
предел прочности металла тонколистовых соединений из сплава АЫгбН,
выполненных аргонодуговой сваркой вольфрамовым электродом в приспо-
соблении, обеспечивающем создание сжимающих напряжений в свариваемых
кромках за счет винтовых поджимов.
Рис. В
игимащие напряжения <ул рассчитывались по величине абсолютно-
го укорочения кромок л£ :
е
где Е - модуль упругости сплава АМгб - 72000 МПа; £ - длина сварива-
емой пластины (150 мм).
Рис. W
Ha рис. 10 приведена схема приспособления для создания сжимающих на-
пряжений в металле кромок при сварке фланца круговым швом в корпус
сосуда из алюминиевого сплава.
Более сложные технологические приемы необходимы для получения
заданного комплекса свойств металла сварных соединений из термически
разупрочняеинх аллхзппгевцх сплавов (см. табл. I, 2).
При сварке плавлением слсжнолегированных деформируемых терми-
чески упрочняемых сплавов наиболее перспективны алюминиевые сплавы
системы At-Zn-Mg. Vix преимуществом, по сравнению со сплавами, уп-
рочняемыми за счет фазы в(А£гСи^), является возможность восстановле-
ния высоких прочностных свойств металла зоны термического влияния
только за счет низкотемпературного старения [2].
Таблица I?
Влияние обжатия на прочностные
свойства соединения из сплава АМгб
Состояние пластин MJ.4 МПа МПа
Свободное * JI9...327
без обжа- тия Без обжа- -I 0 320 319...327
тая ** 0 0 320
С обкатаем 0,12 4,85 319...340 330
То же 0,20 9,70 320...340 329
То же 0,38 18,0 330...350 340
То же 0,55 27,0 318...330 320
Таблица 18
Элемента подготовки кромок
термически разупрочняемых
алюминиевых сплавов
при сварке
Л, мм Размеры подготовки кромок с учетом разупрочнения ме- талла в STB, Ш
длина/ толщина t.
3 35 3,6
3...6 40 3,6...7,2
6...8 45 7,2...9,4
8...12 70 9,4...14
* - сварка встык, зазор I мм;
хх - наплавка на пластины.
Наиболее распространенным способом повышения работоспособности
30
сварных соединений из термически разупрочяяемых алюминиевых сплавов
является предварительная подготовка свариваемого материала, предус-
матривающая местное утолщение, размеры которого определяются шириной
отояяенной мягкой прослойки (область нагрева металла от Tnfi до ~
593 К) и степенью разупрочнения металла, в первом приближении, оп-
ределяемую по коэффициенту конструктивной прочности (см. табл. 2).
В табл. IS приведены размеры утолщения деталей из алюминиевых
сплавов, коэффициент конструктивной прочности которых К< 0,75.
Глава 2. ТЕХНОЛОГИЯ СВАЕЙ! ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
§ 4. Характеристика титановых сплавов, применяемых
для сварных конструкций
Основным преимуществом титановых сплавов по сравнению с конст-
рукционными сталями является высокая удельная прочность в сочетании
с удовлетворительной коррозионной стойкостью во многих агрессивных
средах.
Из большого числа промышленных титановых сплавов для сварных
конструкций применяются только те, фазовый состав и физико-яи.щчес-
кие свойства которых изменяются в результате воздействия термодефор-
мационного сварочного цикла в допустимых пределах, гарантирующих ли-
бо в исходном состоянии, либо после термической обработки удовлетво-
рительную работоспособность конструкции в условиях ее эксплуатации.
Механические свойства титановых сплавов изменяются в широких
пределах в зависимости от уровня легирования и содержания в сплаве
примесей внедрения.
Теплофизические свойства титановых сплавов главным образом оп-
ределяются свойствами (табл. 19) и степенью очистки от примесей
внедрения исходной титановой губки.
Тйтан имеет две аллотропические модификации: низкотемпературную
at-фазу с гексагональной плотно упакованной кристаллической решеткой
(а = 2,95 А, с = 4,73 А) и высокотемпературную - фазу, существующую
при температурах выше 1155 К и имеющую обьемно-пентрированную куби-
ческую решетку (а - 3,82 А) [5].
11а температуру полиморфного превращения и фазовый состав тита-
новых сплавов оказывают влияние как легирующие элементы, так и при-
меси внедрения. В зависимости от характера этого влияния наиболее
распространенные легирующие злементы и примеси в титановых сплава::
31
Таблица 19
Теплофизические свойства титана и железа 25,27
Металл Титан Пелезо
Атомный номер 22 26
Атомный вес 47 55,8
Коэффициент термического расши- рения о< I0-6 1/град 8 12
Плотность fl кг/м3 4,5 I03 7,87 I03
г/см3 4,5 7,87
Температура плавления Тпл , К 1938 1812
Объемная теплоемкость С ft м Дж/м3К 2,84 5,0
кал/см3 °C 0,68 1,25
Теплопроводность -Л Вт, м К 16,7 41,8
кал/см с °C 0,035 0,1
Коэффициент темпепатуропровод- ности CL м2/°С 5 I0-6 8 ГО"6
' см2/°С 0,03 0,08
Скрытая теплота плавления (к цДц/моль 15,0 15,4
кал/г 78,0 66,5
Примечание. Переводные коэффициенты единиц системы ЖСС
в систему СИ: I кал/см с °C = 418,7 Бт/м град;
I Дж/кг моль град = 0,24/м 1000 кал/г град.
мото подразделить на три группы. К первой группе относятся цирконий,
олово и церий, практически не изменяющие температуру полиморфного
превращения, вводимые в промышленные сплавы для упрочнения твердого
раствора ©(-фазы титана. Ко второй группе относятся: алюминий, кисло-
род, азот и углерод, повышающие температуру полиморфного превращения,
32
как активные стабилизаторы о< -фаза титана. К третьей группе относят-
ся: железо, хром, марганец, молибден, ванадий, ниобий и тантал, ста-
билизирующие уз-фазу титана.
С повышением концентрации /5 -стабилизпруксгх элементов порица-
ется температура полиморфного превращения сплава, и при некоторой
критической концентрации элемента J5 -фаза титана сохраняется до обыч-
ных температур.
В зависимости от фазового состава все титановые сплавы принято
[21] подразделять на <Х , псевдо-<Х -сплавы, сС+уЗ -сплавы, псевдо-уЗ-
сплавы и стабильные J5 -титановые сплавы. Представление о влиянии
элементов на фазовые превращения в титановых сплавах дают бинарные
диаграммы состояния, за основу классификации которых принимаются [21]
характер линии ликвидуса и изменение температуры полиморфного превра-
щения Jb -фазы о повышением концентрации данного элемента в двойной.
системе. В соответствии с этой классификацией все бинарные диаграммы
подразделяются на туп группы (рис. II -
К первой группе относятся бинарные диаграммы состояния титана с
элементами, образующими непрерывный ряд твердых растворов с высоко-
температурной J5-Фазой титана ( Fi-Zz,i3ic. II,а , Ti-V , Тъ-Мо,
pic. 11,6 ).
Ко второй группе принадлежат диаграммы состояния титана с эле-
ментами, образующими эвтектические системы с химическими соединения-
ми. Полиморфное превращение в этих сплавах имеет эвтектоидный либо
перитектоидный характер (рю. 12).
Третья группа включает диаграммы состояния титана с элементами,
образующими перитектики. Полиморфное превращение в этих сплавах про-
исходит при повышении температуры с увеличением концентрации второго
компонента (диаграммы состояния титана с кислородом и азстом
рис. 13,а ), либо по перитектоидной реакции (-диаграммы состояния
33
титана с углеродом и алюминием рис. 13,6 ).
При неравновесных условиях нагрева и охлаждения, например в
процессе тертюдейормационного сварочного цикла, превращение fl -фазы
титана имеет бездаффузионный характер, что обусловливает образование
в низколегированных титановых сплавах мартенситных <Х - ис4“-фаз, а в
более легированных уз-стабилизирующими элементами (с*+/3) титановых
сплавах возможно также образование хрупкой метастабильной Ш-фазы.
Учитывая решающее влияние на кинетику анизотермического превра-
щения р -фазы титана содержания в сплаве уЗ -стабилизирующих элемен-
тов, можно принять -в качестве характеристики свариваемых промышлен-
ных титановых сплавов условный коэффициент стабильности fl -фазы (от-
ношение концентраций fl -стабилизирующих элементов в данном сплаве к
их критическим концентрациям, обеспечивающим стабильность yj-фазы
титана при любых условиях охлаждения [21]. В промышленных титановых
сплавах применяются следующие критические концентрации, %(масс.):
дая Fe-4, Мд-6,5, Сг - 7, Мо~ 10 и h/-I6 [21].
По характеру изменения фазового состава с изменением температу-
ры закалки сплавы группируются следующим образом (рис. 14) [2l] .
I группа сплавов с концентрацией fl -стабилизирующих элементов
от 0 до Сы характерна полным распадом fl -фазы при любых скоростях
охлаждения, начиная с температуры выше температуры полиморфного
превращения.
П группа - сплавы с концентрацией fl -стабилизирующих элементов
от до . При закалке из р -области эти сплавы имеют структуру
с<'(с/'*); после резкого охлаждения в интервале температур от липоли-
34
морфного превращения до Г, (от температур
+уз области) сплавы имеют структуру
о('(оС") и о( фаз, после закалю:, от темпе-
ратур I} до Ткр - смесь фаз о< '(о("), с/
и J3 , а после закалки от температур Ткр
структуру fl .
Hi группа - сплавы с концентрацией ле-
гирующих элементов от С до при за-
калке из /3 -области они Елеют структуру
сХ 'fa") и fl ; после закалки, начиная с
. температуры от полиморфного превращения
до Гкр - структуру сС(оС‘) , о( и уЗ , от температур нике Ткр -oc+fl
структуру.
ТУ группа - сплавы с концентрацией fl -стабилизирующих элементов
от Скр до Сг • npi закалке от температур fl -области или от темпера-
тур полиморфного превращения до они тлеют структуру fl + со , пос-
ле резкого охлаждения от температуры иже Г2 имеют структуру fl +о(.
У группа - сплавы, содержащие от С2 до Ср -стабплизнрупщж
элементов, после резкого охлаждения от температур выие полиморфного
превращения имеют структуру - fl , а от температур иже температуры
полЕлорбного превращения - fl +cL структуру.
У1 ггчпта - стабильные ^-сплавы титана с концентрациейуЗ-ста-
билизирующих элементов Ср и более высокой. При использовании обоб-
щенной диаграммы•(рис. 14) для характеристики фазового состава про-
мышленных титановых сплавов условный коэффициент стабильности fl -фа-
зы рассчитывается по формуле
fl ~ С/ С кр »
где С - содержание fl -стабилизирующего элемента в сплаве, % (по
массе); Скр- содержание fl -стабилизирующего элемента в двойном
сплаве (fi - стабилизирзташй элемент) критического состава, (по
массе).
Условный коэффициент стабильности fl -фазы у сплавов, содержащих
несколько легирующих элементов, стабилизирупцих уб-фазу титана, под-
считывается как сумма каждого отдельного элемента [I?] :
17 _ ^2 +..........., Сп
С*Рг Скрп.
Например, для титанового сплава ВТ22, содержащего 5% А£ , 5% Мо,
33
5$ V , 1$ Fe , 1% Сг > условный коэффициент стабильности у?-фазы
составляет
д' = v I ^Fe i _
^крм» CKF>v ^Pre
10 1D 4 7 •
Принимая в качестве основного критерия условный коэффициент стабиль-
ности уЗ -фазы, промышленные титановые сплавы можно подразделить на
пять групп (табл. 20):
I - с< и псевдо о( -сплавы (Л^ не более 0,25);
П - сплавы мартенситного типа ( 0,3...О,9);
III - сплавы переходного типа ( 1,0...1,4);
ТУ - сплавы с метастабильной fi -фазой ( К& 1,6... 2,0);
У - сплавы со стабильной Ji -фазой ( Kfi 2,0...3,0).
На прочностные и пластические свойства титановых сплавов данно-
го уровня легирования оказывают влияние стабильность фазового соста-
ва, содержание примесей внедрения и прежде всего кислорода, азота к
углерода, а также - эффект пластической обработки после прокатки,
ковки и штамповки.
Низколегированные с< и псевдо- о( -сплавы упрочняются главным об-
разом за счет введения в с<-твердый раствор алюминия до 6,5$ и fi -
стабилизирующих элементов в пределах-их растворимости в низкотемпе-
ратурной фазе титана.
Влияние примесей внедрения на прочностные свойства этой группы
титановых сплавов, в первом приближении, можно оценить по изменению
твердости в зависимости от эквивалентного кислорода [27]:
НВ = А +3tt^ToJ >
о3 =И*2М 4[с],
где НВ - твердость по Бринеллю; А - твердость «/-фазы титана (при-
менительно к техническому титану^ = 40, для сплава ПТ-ЗВ А - 150);
03 ~ эквивалентный кислород, $ по массе;[0] .[//J,- соответст-
венно концентрации кислорода, азота, углерода в титановом сплаве, $
по массе,.Более легированные </-t-fi -титановые сплавы могут упрочнять-
ся за счет термической обработки - закалки и старения.
36
Таблица 20
Классификация промышленных титановых сплавов по условному
коэффициенту стабильности Ji -фазы [IT]
Группа сплавов Марка сплава Условный коэффици- ент Химический состав, %
<у- и псевдо с< -сплавы {Kfi 5 0,25) BTI-00 BTI-0 ВТ-5 BT5-I ПТ-71.1 4200 0Т4-0 0T4-I 0Т4 ВТ4 0Т4-2 ПТЗВ АТ2 АТЗ АТ4 ВТ20 ТС5 Менее 0,2 Нелеигрованннй титан Велегипованный титан 5А£ * 5А£^2,55п 2AZ т 2.5 Sn D.5Pd 0.8At + 0,8 Мп 1,5At + 1,0 Мп 3,5At * 1,5Мп 5А £ + 1.5 Мп 6ЛЕ + 1.5 Мп h,5At + 21/ 5A£+1.5(Fe.Cz.V,B) bAt +2Zi+ 1Mo+ IV 5At+2Zx +3Sn-2V
Сплавы мартен- ситного типа ( ^=0,3-0,9) ВТ6С вте BT3-I ВТ8 ВТ9 BTI4 BTI6 ВТ23 0,25 0,31 0,80 0,35 0,35 0,37 0,80 0,80 2At t4V 6A£^-^,5V bAC + 2.5Mo+2C-i+0,3Si 6.5At +3,3Mt> + 0,3Si b.5At + 3.3Me+ 1,5 Zz t/,5Ab+3Mo -+1V 2,5A£+5Mo +5V 5A£+5V^ 2Mo +-D,7(Fe+0,7Ct)
Сплавы пере- ходного типа (К»= 1-1,4) ВТ22 ВТЗО 1,20 1,15 5At+5Mo -t-5V+1Fe + 1Сг UMo- 6Sn + 4Zz
Псевдосплавы (fy =1,6-2,5) BTI5 ТС6 ВТ32 2,25 2,20 1,80 3A£+7Mo + 11 Cz 3A£+5Mo 6V ->-11 Cz, 2A£^8.5M>+-8,5 1,2Fef,2Ci
й-сплавы С^2,0-3,0) 4201 3,0 33 Mo
Выбор типа термообработки в основном определяется фазовым соста-
вом сплавов. Так, <х -сплавы используются как в нагаптованнон состоя-
нии (после прокатки или ковки), так и после отвита, который применя-
ется для снятия напряжений или разупрочнения перед дальнейшей механи-
ческой обработкой сплавов. с< -»-уЗ -сплавы могут быть использованы не
только в отопленном состоянии, но и после закалки с последующим ста-
рением. Стабильные -сплавы упрочняющей термообработке не поддаются
и используются в нагартованном пли в отожженном состояниях. Отжиг
этих сплавов производится только для снятия напряжений.
Технические о<-сплавы титана могут воспринимать частичную за-
калку. При быстром охлаждении происходит мартенситное превращение с
образованием '-фазы уз — с/' , имеющей характерный вид игольчатой
структуры. Параметры решетки о('-фазы незначительно отличаются от па-
раметров решетки & -фазы, поэтому мартенсит в титановых сплавах не
такой хрупкий, как в закаливающихся сталях. Отжиг с<-сплавов произ-
водится при (873...973) К. Для частичного снятия напряжений рекомевду.
стоя низкотемпературный отпуск при (573...073) К [21].
о< + уЗ -сплавы также частично воспринимают закалку, однако с по-
вышением содержания уз -стабилизаторов мартенситное превращение наб-
людается в менылей степени, при этом у?-фаза частично сохраняется и
сплавы имеют структуру o('+fi . Для стабилизации структурного состоя-
ния и снижения хрупкости эти сплавы подвергаются отжигу при темпера-
туре (923...973) К. При этом они приобретают характерную структуру
равновесной сЛ + уз -фазы. При содержании в <Х+уз -сплавах до (4...
7)%' Ст. , Fe , Мп и др. уЗ -стабилизирующих элементов в процессе закал-
ки происходит частичное образование хрупкой промежуточной w -фазы,
вызывающей повышение твердости, что указывает на возможность старе-
ния даже в условиях быстрого охлаждения. Повышение твердости частич-
но происходит также и за счет обогащения J3 -фазы легирующими элемен-
тами, так как растворимость их в уЗ-фазе выше, чем в <Х-фазе.
W -фаза образуется при температурах ниже 713 К как промежуточ-
ная фаза при распаде метастабильной Jb -фазы. При последующем старе-
нии с выдержкой при температурах ниже 713 К этот процесс развивается,
происходит дальнейший распад уз-фазы в дисперсную об-фазу путем об-
разования и роста зародышей стабильной фазы. В сплавах с более высо-
ким содержанием легирующих элементов при закалке ft -фаза становится
более устойчивой. Для упрочнения таких сплавов требуется дополни-
тельное длительное старение [21].
При назначении режимов старения необходимо выбрать длительность
выдержки, достаточную для полного исчезновения хрупкой W-фазы. В то
же время выдержку необходимо ограничивать для того, чтобы не допус-
тить образования интерметаллидных соединений, которые могут вызвать
образование трещин. Например, для сплава с 8$ хрома выдержка должна
быть не менее 10 и не более 100 ч [21].
Выбор титанового сплава для сваркой конструкции определяется ус-
ловиями ее эксплуатации и, прежде всего, величиной и характером на-
38 •
грузок. Например, е химическом машиностроешги для трубопроводов и
емкостей, подвергающихся в основном статическим нагрузкам, пярогое
прлменениен нашли о( - и псевдо с<-титановые•сплавы.
Для тонкостенных силовых узлов авиационных конструкций, подвер-
гающихся усталостный и малоцикловым нагрузкам, используются более
прочные о( -, псевдо <Z-сплавы и двухфазные сб+уз -титановые сплавы
мартенситного типа.
Для тяжело нагруженных крупногабаритных силовых узлов и агрега-
тов [17] , подвергающихся малоцикловым нагрузкам, применяются двух-
фазные о<4-уЗ титановые сплавы мартенситного, либо переходного типа.
§ 5. Взаимодействие титановых сплавов с активными
газами при сварке плавлением
Титан имеет высокое сродство к кислороду, азоту, энергично взаи-
модействует с утлеводородниж: соединениями и может активно поглощать
водород из контактирующей с ним газовой фазы. Однако из-за плотной
многослойной плеши, в состав которой входят окислы и нитриды титана,
поверхность металла надежно защищена от воздействия жидких и газооб-
разных агрессивных сред как при обычных, так и при повышенных темпе-
ратурах (примерно до 7S0...850 К) (рис. 15)
В условиях сварки плавлением с защитой титанового сплава инерт-
тсди газами, либо бескислородными флюсами наиболее вероятными источ-
никами водорода (рис. 15,в), кислорода (рио. 15,а) и азота (рио.15,6)
являются активные по этим газам примеси в сварочных материалах п воз-
дух, подсасывг егпгй в процессе подачи струи защитного газа либо заклю-
чений: между частицами флюса.
Таки,: образом, конечное содержание активных газов в металле шва
х^.1ороз Л.С. Титан и его сплавы.- Л.: Судпромгиз, I960,- 516 с.
39
и участках основного металла, нагреваемых до температур выше 850 К,
определяется эффективностью защиты от окружающего воздуха и перерас-
пределением этих газов между металлом и контактирующими о ним газо-
вой либо шлаковой фазами.
В соответствии с кинетической теорией процесс перераспределения
газов между атмосферой над металлом и самим металлом можно подразде-
лить на три стадии:
l) адсорбцию-десорбцию молекулярных или атомарных газовых час-
тиц на поверхности металла;
2) проникновение атомарных частиц газа внутрь металла - абсорб-
цию или окклюзию;
з) распределение газов в объеме металла в результате диффузи-
онных процессов (твердое или жидкое состояние металла) или
интенсивного перемешивания жидкого металла.
На первой стадии образуется адсорбированный мономолекулярный
слой газа на поверхности металла [20]. В зависимости от физико-хими-
ческих процессов между металлом и газовыми частицами возможен раз-
личный механизм адсорбции и различные конечные концентрации газовых
примесей в объеме металла. Сопоставляя механизм перераспределения
активных газов, можно принять в качестве определяющего фактора обра-
зование химического соединения газа с металлом и его стойкость в
температурном интервале взаимодействия газ-металл.
При образовании химического соеди-
нения в условиях относительно низких тем-
ператур (значительно ниже температуры
плавления металла) равновесие между га-
зовой фазой и металлом удовлетворительно
определяется уравнением Сивертса [20] ,
что подтверждается, например, характером
абсорбции водорода титаном (рис. 16):.
где [н] - равновесная концентрация водорода; Q- суммарная теплота
растворения, отнесенная к молю водорода; R - газовая постоянная;
Т- температура; Рн - парциальное давление водорода в газовой фазе
над металлом.
В тех случаях, когда химическое соединение образуется при темпе-
ратурах, близких к температуре плавления металла, поглощение газов не
40
подчиняется зависимости, приведенной выше. В качестве примера можно
привести окислительные процессы в условиях сварки плавлением титана
и его сплавов [23].
Такой же характер имеет зависимость поглощения азота в результа-
те его перераспределения между газовой фазой и расплавленным метал-
лом при аргонодуговой сварке титана и его сплавов, так как нитриды
титана образуются при температурах, сопоставимых с температурой плав-
ления. титана [22]. Линейные зависимости поглощения кислорода и азота
расплавленным титаном свидетельствуют о том, что на процесс перерас-
пределения- этих газов между атмосферой и металлом решающее влияние
оказывают подвод молекулярных частиц кислорода и азота к сварочной
ванне и процесс адсорбции па ее поверхности.
В самом общем ваде количество адсорбированных газовых частиц на
единице поверхности ванны будет определяться зависимостью
Л =<f.(pr ,
где А - количество адсорбированного кислорода или азота; Рг - пар-
циальное давление кислорода или' азота в газовой фазе; 6J - скорость
подвода газовых частиц к поверхности сварочной ванны (г/с); Fr> - пло-
щадь активной поверхности сварочной ванны; - среднее время сущест-
вования сварочной ванны (с).
Парциальное давление кислорода или азота в газовой фазе опреде-
ляется их концентрациями,- температурными условиями, упругостью паров
титана и входящих в состав титанового сплава примесей.
В первом приближении можно принять, что температуры защитной
атмосферы и металла сварочной ванны мало меняются при различных режи-
мах дуговой сварки, поэтому парциальное давление и скорость подвода
кислорода или азота к сварочной ванне будут главным образом опреде-
ляться их концентрациями в атмосфере над металлом.
Адсорбирующая способность поверхности сварочной ванны зависит
от ее площади и химического состава свариваемого титанового сплава.
Бремя взаимодействия металла сварочной ванны с газовой фазой опреде-
ляется режимом сварки и теплофизическими свойствами основного ме-
талла.
По данным работы [23] можно рассчитать размеры сварочной ванны
и время ее существования при аргонодутовой сварке тонколистовых сое-
динений из титановых сплавов со сквозным проваром по следующим урав-
нениям:
41
0,1 -..~2
Vcl
3
— io'iS
2
К = 0,28
/о'7
,3-
(5)
где V , F , ‘U - соответственно объем (м'5), площадь (mz) и среднее
время существования сварочной ванны (с); I - сила сварочного тока,А;
И - напряжение на дуге, В; фп- погонная энергия, Дж/см; Vrcg - ско-
рость сварки, см/с.
Повышение концентраций кислорода и азота в металле шва за счет их
перераспределения из газовой фазы при аргонодуговой сварке вольфра-
мовым электродом без подачи присадочной проволоки титановых сплавов
можно определить по уравнению [23]
е у РРе'^ ’
где Л Re - поглощенное сварочной ванной количество кислорода или
азота, % (масс.); Кп - коэффициент перераспределения газовых частиц
между металлом ванны и аргоновой, защитной средой сг.«/г с); R/if -
отношение площади поверхности сварочной ванны к ее объетду, 1/см,
(рис. 17);,. РКе - парциальное давление кислорода или азота в газовой
фазе, г/см^; -д - среднее время существования сварочной ванны, о.
Окисление металла сварочной ванны происходит значительно актив-
нее, чем ее азотирование. Так, при аргонодуговой сварке технического
титана вольфрамовым электродом в камере Кп = 1,25•10~^ см?/г.о.,
К„ = 0,34-Ю"3 % зг?/г.с. °г
Рис. 17
, чем время сушествова—
ла шва является высокая
42
Иа конечное распределение газовых при-
месей в объеме металла шва оказывает влия-
ние режим сварки. С увеличением погонной
энергии (pre. 17) в большей степени онижа-
ется отношение ~/v
ния сварочной ванны, поэтому конечные кон-
центрации кислорода и азота в металле шва
также будут уменьшаться. Наиболее эффектив-
ны}.! способом снижения загазованности метал-
степекь очистки применяемых для сварки тита-
новых сплавов инертных газов (см. табл. 13).
Перераспределение кислорода и азота из газовой фазы в твердый
металл зоны термического влияния лимитируется второй стадией процес-
са (отводом продуктов реакций металла с газовыми частицами адсорби-
рованного слоя) из-за малых значений коэффициентов диффузии кислоро-
да и азота в титановых сплавах. Однако в металле околошовной зоны,
нагреваемой выше 1600 К, этот процесс развивается более активно,
обусловливал значительное повышение концентраций кислорода и азота в
прилегающих к поверхности слоях металла.
Водород является примесью внедрения, наиболее отрицательно вли-
яющей на работоспособность сварных конструкций из тптаповкх сплавов.
Заметное поглощение водорода титаном и его сплавами начинается
при температуре не менее 573 К. В связи о этим монет происходить по-
вышение концентраций водорода в металле практически в период всех
видов обработки титановых сплавов, при которых млеет место нагрев ме-
талла в контакте с водородосодержащей средой вышеуказанной температу-
ры (рис. 18). На рис. 18 показано содержание водорода в металле шва
СИ] в зависимости от его концентрации в газовой среде Иг [25]: I) -
расчетные данные по уравнению (6); 2) - экспериментальные результаты
анализа; 3) - расчетные данные по уравнению (7). Однако на процесс
поглощения водорода резкое тормозящее влияние оказывают окисные плен-
ки на поверхности металла либо повышенные концентрации кислорода в
оамом титановом сплаве. Аналогичное тормозящее влияние оказывают ле-
гирующие элементы в титановых сплавах - алюминий, цирконий, ванадий.
С повышением содержания практически всех возможных примесей рас-
творимость водорода в титановых сплавах понижается [17] (рис. 16).
При взаимодействии титана с водородом в интервале температур(500...
900)К происходит образование гидридов и повышение содержания водоро-
да в твердом растворе об-титана. Выше 973 К гидриды титана термоди-
намически не устойчивы и диссоциируют, поэтому весь водород может на-
ходиться только в твердом растворе в виде примеси внедрения либо в
молекулярном состоянии - в микро- и макронесплошностях.
При температурах выше 973 К процесс взаимодействия титана с во-
дородом является обратимым. В зависимости от температуры металла и
парциального давления водорода в газовой фазе возможны как абсорбция,
так и десорбция водорода из титана (рис. 16). Однако равновесные кон-
центрации водорода в металле в соответствии с изостерическим давле-
нием достигаются при взаимодействии расплавленного либо нагретого до
температур, близких к температуре плавления, твердого титана с газо-
43
вой фазой. При более низких температурах обезводорокивание титана и
его сплавов возмогло только в условиях вакуумного нагрева.
Наиболее наденнпе количественные зависимости конечное концентра-
ций водорода в металле шва от состава газовой фазы установлены при
аргонодуговой сварке о( - п псевдо с/ -титановых сплавов вольфрамовым
электродом без подачи и с подачей присадочной проволоки [24] .
Для условий аргонодуговой сварки без подачи присадочной прово-
к экспериментальным результаты дает расчет
металле шва по уравненьям [24]
- 0.01
При сварке с аргоновой или гелиевой защитой
титана вольфрамовым электродом с подачей
присадочной проволоки учитываются доли учас-
0 0,02 OftS0,0ЬО,OS0,10J2Нг%о'Ь тля основного и добавочного металла в шве:
' Рис 18 ' ' _________
[«L= к(' V)/M т
где [Н] н.ш. ,[Н] о.м. ,[Н] п.п. - концентрация водорода в металле шва,
основном металле и присадочной проволоке соответственно, (вес);
- доля участия основного металла в шве; Рн - парциальное давле-
ние водорода в газовой фазе, мм рт.ст.; H0ViK - коэффициенты, значе-
ния которых зависят от толщины свариваемого металла (табл. 21).
локи достаточно слизкие
концентраций водорода в
Таблица 21
Изменение коэффициентов
Нв и К в зависит гости от
толщины свариваемого
металла
т XVJLuyinc* сваривае- мого ме- талла, мм н0 К
0,2...2,0 2,0...6,0 6,0...10,0 10,0...30,0 0,0024 0,0020 0,0015 0,0007 0,56 0.50 0,45 0,35
Таким образом, конечные концентрации во-
дорода в металле шва п зоны термического
влияния сварных соединений из титановых
сплавов определяются составом основного
и добавочного металла, эффективностью
защиты при сварке от окрукакщего возду-
ха и парциального давления водорода в
контактирующей с металлом газовой фазе
(рис. 19), где I - иодидный титан; 2 -
технический титан; 3 - сплав Т1—АС—2г;
4 - сплав Ti-At ; 5 - сплав Ti-AC-V.
В соответствии с градиентами темпе-
ратур как в сварочной ванне, так и в зо-
44
не термического влияния, распределение водорода обусловливается тер-
модифпузионными процессами, направление которых определяется теипе-
ратз’рно-ковдентрационннм выравниванием водорода между контактирующи-
ми по межфазной поверхности яидким и твердил металлом. Схема квази-
стационарного температурного поля и направления диффузионных потоков
водорода (1-4) представлены на рис. 20:([,-В металл околошовной
зоны; о,2 - металл шва; Д - изотерма температуры плавления; 5 -
изотерма температуры полиморфного превращения fin ~dTi ; I - область
основного металла, в которой повышается температура; П - область ос-
новного металла, в которой происходит погашение температуры; z, 1 -
прослойка жидкого металла ванны вблизи границы сплавления (Т = Тпл~)
Л 2 - прослойка металла вероятной сегрегации водорода (Т “ 7"^ _в1).
В соответствии со схемой, приведенной на рис. 20, водород из го-
ловной части ванны перераспределяется к границе сплавления и в хвос-
товую часть ванны, создавая максимальную, при данном изостерическом
давлении его в газовой фазе, концентрацию в прослойке 4 } вблизи
границы сплавления.
В зависимости от содержания водорода и легирующих элементов в
основном металле и металле сварочном вант возможна массопередача
водорода из сварочной ванны в металл околошовной зоны , либо из
околошовной зоны в металл шва
Количество перераспределившегося водорода при данных условиях
термоконцентрационной диффузии можно определить по уравнению
. р / Ki Сг — Kz С1 . z
где /5/77- количество перераспределившегося водорода, г; Ct и Q - со-
ответствующие начальные концентрации водорода в металле сварочной
ванны (в прослойке Д ? ) и металле околошовной зоны (исходная кон-
45
центрация водорода в основном металле); К, и Кг - температурные ко-
эффпцпенты растворимости водорода в титановом сплаве в уравнении Си-
вертса для металла сварочной ванны и металла околошовной зоны соот-
ветственно; 5 - сечение потока диффузии, с:.Г; - время диффузии;
Л - коэфсццпент др^фузии водорода в расплавленном металле ванны и
твердом металле отголоиозной зоны соответственно ( Тп. - 1600 К).
По экопериментально-расчетнил исследованиям [2d] установлено,
что водород в результате термо- и концентрационной диффузии будет
перераспределяться в металл околоеовной зоны, если
Kg х
С2 < 2Ci.
Для обратного перераспределения водорода из металла околоеовной
зоны в металл ива необходимым условием является соотношение Сг > 2С1.
При эффективной защите металла, например в условиях электронно-
лучевой сварки с< - пли псевдо с/ -титановых сплавов либо аргонодуго-
вой сварки вольфрамовым электродом без подачи присадочной проволоки,
диффузионное перераспределение водорода происходит в металл околоеов-
ной зоны (рис. 21).
При аргонодутовой сварке о(- s псевдо ol -титановых сплавов воль- »
йратловш электродом с подачей обезводорокенной присадочной проволоки
диффузия водорода происходит в металл шва
О9\
»w.CZ* .
Концентрадка водорода в данном участке околошовной зоны ыо^но
ваесчлтать по уравнению [24]; г
h ie> '
где EhJs,[h] м.п. ,[Н] о.м. - соответственно концентрации водорода в
данном участке металла околошовной зоны, в металле шва и основном ме-
46
талле; д= 3 - 3,5 I/стг; у - расстояние данной точки околошовной
зоны от оси шва, см.
Таким образом, термо- и концентрационная диффузия водорода в
металле сварных соединений из низколегированных титановых сплавов
является сложным процессом. Наиболее эффективными способами исключе-
ния сегрегации водорода в локальных участках околошовной зоны (рис.
21) (либо в прослойке ) в металле шва (pic. 20) являются регули-
рование металлургического цикла оварки титановых сплавов за счет вы-
бора присадочной (электродной) проволоки в соответствии с уровнем ле-
гирования свариваемого металла и применение термической обработки, в
частности, вакуумного отжига.
§ 6. Влияние технологических факторов на структуру
и свойства металла сварных соединений из титановых
сплавов различного фазового состава
На технологическую свариваемость титановых сплавов наиболее су-
щественное влияние оказывают примеси внедрения и, прежде всего, кис-
лород, азот и водород, концентрация которых в результате активного
взаимодействия с газовой фазой расплавленного и нагретого выше темпе-
ратур 873 К металла может значительно превышать допустимый для основ-
ного металла уровень.
Отрицательное влияние повышенных концентраций кислорода (>0,15%
по массе) и азота (>0,04%) сказывается на снижении пластических
свойств металла шва и околошовной зоны, а водорода (>0,010% по пас-
се) - на возможности образования холодных трещин и развития склоннос-
ти к замедленному разрушению под действием поля остаточных сварочных
напряжений [I6J. В связи с этим при всех термических и термомехани-
ческих способах сварки титановых сплавов (рис. 23) необходима эффек-
тивная защита металла от окружающего воздуха. При выборе вида сварки
конструкции из титанового сплава учитываются типоразмеры соединений,
требования к экепдуатационным свойствам металла конструкции, програм-
ма выпуска конструкций и производственно-техническая база данного
предприятия.
В табл. 22 приведены рекомендуемые формы подготовки деталей из
титановых сплавов под сварку применительно к различным типам и раз-
мерам соединений. В качестве основного критерия выбора соответствую-
щей формы подготовки кромок свариваемых деталей принимаются провар
всего сечения и формирование шва без опасных кс. гентраторов напря-
жений.
47
Таблица 22
Подготовка, кромок сварных соединений
из титановых сплавов
Вид соединений 5 а п т р Способ
мм сварки
Л°2 0... 0,15 - - - PC и АС® -элек- тродом без при- садки
3.0... id,o 0... 0,15 2... 3 — I... 1,5 PC и АС^ -элек- тродом с присад- кой
3,0... 6,0 0... 0,15 2... 3 12... 15 I... 1,5 То же3)
6,0... l2,0 0... 0,15 3 и более to ф 1,5.. 2,0 .PC и АС^ -элек- тродом с присад- кой п автома- тическим плавящи- мся эле- ктродом
6,0..., 25,0 0... 0,10 1,5... 2,0 АС3^ электро- дом с присад- кой и плавящи- мся эле- ктродом
3,5... 5,0 0... 0,1 2 Автома- тическим электро- дом с присад- кой
- Свыше 5 0... од (не более 3) — ““ 2... 10 С плавя- щимся электро- дом
Чзель5юны. мембраны и пр., Зварка продольных и кольцевых
48 швов. ^Сварка кольцевых швов. ч/Сварка изделии с одного подхода
Помимо геометрической формы и размеров сварного шва при выборе
режимов сварки плавлением необходимо учитывать развитие структурной
и механической неоднородности металла различных участков зоны терми-
ческого влияния, зависящих как от характера термодеформационного
цикла, так и уровня легирования свариваемого титанового сплава.
На рис. 24 показаны диаграммы анизотермического превращения ft -
фазы титана в зоне полной перекристаллизации металла опытных образ-
цов, нагреваемых и охлаждаемых со скоростями в соответствии с имити-
рованными термическими циклами [1б], характерными для режимов сварки
однопроходных швов материала толщиной от I до 70,0 мм. I - техничес-
кий титан ВП-1, с<-сплавы, низколегированные с<+ Ji -титановые
сплавы, П - среднелегированные + -сплавы, Ш - высоколегирован-
ные с<+ fi> -сплавы, 1У - метастабильные ft -сплавы, время охлавде -
ния, с.
Несмотря на различный фазовый состав металла зоны полной пере-
кристаллизации титановых сплавов различного легирования общей осо-
бенностью их анизотермического превращения в соответствии с приве-
денными на рис. 25 диаграммами является ограниченный интервал допус-
тимых скоростей нагрева и охлаждения, при которых обеспечиваются
удовлетворительные механические свойства металла зоны термического
49
а)тк
тк
apse fil-л
пеней,
\' начало
ZI1
1 10 10г 10ч tc
JT ^^Г^ачало_ fi^ot’,
J9**’
\ у___.началоfi-^-w
'C'&‘¥3-iti,WHei(
, । f \о? +fi +& fl—a>
1 10 10“tc
влияния, главным образом характеризующие его деформационную способ-
ность.
Для альфа, псевдоальфа и низколегированных <х-*у? титановых
сплавов, имеющих мартенситный характер превращения - уЗ-»»<Х -фазу
(диаграммы типа, изображенных на рис. 24,а и 24,6), низший предел до-
пустимой скорости охлаждения лимитируется снижением пластических
свойств металла из-за роста зерна Ji -фазы и сохранения его текстуры
после мартенситного превращения. Для более высоколегированных J -ста-
билизирующими элементами титановых сплавов (диаграмма II типа) отри-
цательное влияние на пластические свойства металла околошовной зоны
50
оказывает образование хрупкой ш-фазы.
В зависимости от содержания алюминия и р -стабилизирующих эле-
ментов необходимо также учитывать возможность охрупчивания металла
околошовной зоны сварных соединений из сплавов I и П групп из-за об-
разования гидридной фазы Ti ,Нг , форма и характер расположения кото-
рой определяются не только содержанием водорода и химическим соста-
вом сплава, но и скоростью охлаждения металла зоны термического вли-
яния. При относительно малых скоростях охлаждения гидриды титана вы-
деляются в виде крупных пластинок, а при высоких - в виде мелкодис-
персных включений [I6J. Образование гидридной фазы Тпнг сопровожда-
ется увеличением объема, что создает условия сложного напряженного
состояния, особенно опасного при грубых пластинчатых выделениях гид-
ридов титана, резко снижающих стойкость <4 и псевдо/ -титановых
сплавов против замедленного разрушения.
При повышенных концентрациях алюминия (> 5%) и уз -стабилизирую-
щих элементов склонность титановых сплавов к водородному охрупчива-
нию резко снижается [К].
Высоколегированные переходные и псевдо /-титановые сплавы ха-
рактерны (Ш и 1У типы диаграмм анизотермического превращения) диффу-
зионным превращением Jiri -з-с/^при очень низких скоростях охлаждения
металла околошовной зоны. С повышением скорости охлаждения в переход-
ных сплавах Ш группы начинается бездаффузионное - мартенситное пре-
вращение fiTi -<А -фазы, а сплавы 1У группы сохраняют метастабильную
-фазу после полного охлаждения металла сварного соединения.
В зависимости от скорости нагрева и охлаждения металла околошов-
ной зоны возможно развитие химической неоднородности в пределах зерен
/-фазы, оказывающей влияние на конечный фазовый состав металла этой
зоны. Например, для сплавов Ш группы при средних скоростях охлаждения
создается неблагоприятное соотношение между остаточной / -фазой и
мартенситной Л'-фазой, резко снижающей деформационную способность и
ударную вязкость металла зоны термического влияния.
Для сварных конструкций наиболее широкое применение нашли </- и
псевдо с< -термически неупрочняемые титановые сплавы в состоянии пос-
ле пластической обработки или после отжига. Преимуществом этих спла-
вов является широкий диапазон допустимых скоростей охлаждения метал-
ла околошовной зоны, при которых обеспечивается удовлетворительная
работоспособность конструкции в условиях ее эксплуатации (рис.25,а).
Для повышения надежности конструкций из of- и псевдо о<-сплавов
(рио. 25,а) с жесткими узлами применяется высокотемпературный отпуск
51
для снятия сварочных напряжений, а для таких псевдо- <Х-сплавов, как
OT4-I, обладающих повышенной склонностью к водородному охрупчиванию,
используется вакуумный отжиг, обеспечивающий общее, снижение содержа-
ния водорода и снятие остаточных сварочных напряжений.
Среднелегарованные J3-стабилизирующими элементами титановые
сплавы мартенситного класса тлеют более высокие прочностные свойства
после упрочняющей термической обработки - закалки и старения [I6J.
Перед сваркой детали из этих сплавов подвергаются закалке или отжигу.
После сварки конструкция проходит упрочняющую термическую обработку
(табл. 23).
Таблица 23
Режимы упрочняющей термической обработки сварных
соединений из <^+j3 и псевдо/»’- титановых сплавов [17]
Г>!арка сплава Температура закалки, К 1"~" " Режим старения
т. к t , я
ВТ6С 1123.. .1173 723...773 2...4
B7G 1123.. .1173 723...773 2...4
ВГ14 1123.. .1173 783...813 4...16
BT3-I 1123.. .1173 793...893 I...4
ВГ16 1063.. .1093 793...863 4...10
ВТ23 1053.. .1073 773...823 6...10
ВТ22 993 ., .1053 783...873 4...10
ВТЗО 993 .. .1013 763... 783 5...8
ВТ32 993 .. .1073 773...833 4...8
BI5 1013.. .1093 753...773 15...25
823...843 0,25
ТС6 1013.. .1093 753...773 15...25
823....843 0,25
Примечание. Время выдержки при температуре закалки устанав-
ливается в зависимости от толщины материала от
5 до 60 мин при изменении толщины их 1,5 до 10
и более мм.
При выборе основных параметров режима сварки мартенситных тита-
новых сплавов можно руководствоваться двумя оптимальными пределами
изменения скоростей охлаждения металла околошовной зоны, обеспечиваю-
52
сбеспечиваицих высокие ско-
(рис. 25,в).
30HU
щими исключение образования хрупкой со -фазы. Первый интервал включа-
ет относительно низкие скорости охлаждения (4...15) град/с, второй
интервал - высокие скорости охлаждения, зависящие от уровня легиро-
вания свариваемого титанового сплава Ji -стабилизирующими элементами
(рис. 25,6). Высоколегированные переходные и метастабпльные у)-спла-
вы титана свариваются на жестких режимах,
рости охлаждения металла околошовной
После сварки конструкции из
сплавов этих групп подвергаются уп-
рочняющей термообработке - закалке
и старению (табл. 23), либо только
отжигу (табл. 24, рис. 2S), обес-
печивающему достаточную стабиль-
ность фазового состава металла шва
и околошовной зоны в процессе экс-
плуатации конструкции [l?J.
Высокая чувствительность ти-
тановых сплавов к термодёформаци-
онному сварочному циклу обусловливает ряд ограничений при выборе ос-
1 новных параметров режимов.
Применительно к оС- и псевдо оС-сплавам в зависимости от содер-
жания в них алюминия, yj-стабилизирующих элементов, примесей внедре-
ния и прежде всего кислорода необходимо учитывать возможное -.сниже-
ние пластических свойств металла околошовной зоны из-за роста зерна
уз-фазы. Поэтому выбранный режим сварки должен обеспечивать не толь-
ко оптимальные мгновенные скорости охлаждения металла околошовной
зоны при температуре полиморфного превращения (~1173 К), но и мини-
мальное время пребывания металла, нагреваемого выше этой температу-
ры, особенно в процессе нагрева от превращения до максималь-
ной температуры [16].
В зависимости от скоростей охлаждения и времени пребывания при
температурах фазовых превращений в металле зоны термического влияния
сварных соединений из более легированных + fi -титановых сплавов
BosMuiiHo развитие диффузиеппих процессов перераспределения примесей,
имеющих различную растворимость в о(- и fi-титане, подстаривание в
результате превращенияуЗ -фазы титана в<Л- и /у-фазу, что может
приводить к резкому снижению деформационной способности и ударной
вязкости, особенно металла околошовной зоны, нагреваемой выше 1500 К.
Эффективным способом повышения работоспособности конструкций из
53
Таблица 24
Режимы отжига сварных конструкций из титановых сплавов Cl7]
К'арка СПЛЗлхХ Температура отжига Примечания
откига-норма- лизавди ток нагреве в пе- чи с инертной средой,К . при нагреве в вакууме, 5 10 там рт.ст., К ’
об -сплавы
BTI-00 823...953 873...943 После вакуумного отжига;
BTI-0 823...953 873...943 охлаждение с печью
BT5-I 993...1093 873...993
BT5 993... 1093 873...993
псевдо с<-сплавы
OT4-0 873...953 873...943 После отжига в печи с инев-
0T4-I 893...773 873...943 тной средой всех сплавов, кроме BTI6 и ВТ22; охлааде-
074 893...793 873...973
81'4 923... 1023 — ние производится на воздухе
07'4-2 973...1093
ПТ-714 853...953 —
3720 973...1073 873...973
Мартенситные спи авы
БТ6С 997...1073 873...973 После отжига сплава BTI6
BT6 993...1073 873.-.973 в печи с инертной соедой
БТ14 1013...1073 873...973 охлаждение с печью до
КЗ-I 1023...1123 •ПА = 773 К, а затем на воз-
BTI6 1023...1053 873...973 духе
Переходные сплав ы
BT22 1023...1093 1093...1123 873...973 После отжига в печи с инер- тной средой сплава ВТ22 с = 1023...1093 К, охлавде-
853...903 Псевдо - сплавы ЕП5 ТС6
нпе с печью до = 623 К со скоростью 2-4 град/с, затем на воздухе.
После этого ступенчатый
1063...1083 873...973 отжиг при = 1093...II23K
1013...1033 1-3 ч, охлаждение с печью до 1023 К, выдержка 1-3 ч, а затем охлаждение-' на воз- духе, нагрев до = 853 К, выдержка ч ч и охлаждение на воздухе
этой группы сплавов является максимально возможное уменьсение протя- .
кеиноста зоны термического влияния, например, в результате интенсив-
ного охлаждения металла в процессе сварки "даиеванием" [l8j и приме-
нения отжига после сварки (см. табл. 24).
54
Режимы сварки соединений из титановых сплавов рассчитываются
(формула 5 ) с учетом допустимых скоростей охлаждения при темпера-
туре полиморфного превращения РтГ^^п (табл. 25), при которых
развитие структурной и механической неоднородности металла различных
участков сварных соединений из с<- и псевдо «/-сплавов находится в
пределах, гарантирующих удовлетворительную работоспособность конст-
рукции без термообработки или после высокотемпературного отпуска для
снятия остаточных напряжений.
Режимы сварки средне- и
высоколегированных титановых
cZ+fi - и псевдо fi -спла-
вов также определяют по допус-
тимым скоростям охлаждения ме-
талла околошовдой зоны (табл.
25), гарантирующим удовлетво-
рительную работоспособность
конструкции после упрочняющей
термической обработки или
после отжига для стабилизации
фазового состава.
Удовлетворительная схо-
димость расчетных результатов
с экспериментальными позволя-
ет использовать основные урав-
нения Н.Я.Рыкалииа для обосно-
вания режимов сварки титановых
сплавов.
Применительно к наплавке
валика на пластины относитель-
но малой толщины или при свар-
ке листов встык за один проход
Таблица 25
Допустимые скорости охлаждения
металла околошовной зоны сварных
соединений титановых сплавов [1б]
Марка сплава Огваничение по пластическим свойствам
5, % угол изгиба <хо
BTI-I 3...400 — 30 —
BT5-I 5...50 — 20 80
0T4-I 18... 100 — 23 70
ПТ-7М 15...150 17 28 70
ПТ-ЗВ I...40 12 20 39
ВТ6С 6...150 — 25 30
ВГ6 2...40 20 —
ВП4 2...15 — - 20 30
BTI6 60...600 30 90
ВГ22 ТОО...600 то — 45
BTI5 6...600 - 30 -
можно пользоваться приведенными формулами для расчета максималь-
ных температур, скорости охлаждения металла зоны термического влияния
и времени пребывания металла выше температуры полиморфного превраще-
ния и»]: £
т v7l (, ayi \
------—----—— ( 7—-------------F Т I ’
тах ср • 2 у V .лз 7 7
55
(5)
где То - начальная теглпература свариваемого металла; Ттох_- макси-
мальная температура
/3 О
0,05-
о,ю-
0,15-
0,20-
0,25-
0,30-
0,35-
05 -
0,5-
0,6 -
07-
0,8~
1,0'-
1,5-
1,7
T-TD
Т„-То
(Сит 0 /2
-0,5
-0,8
07
-08
0,5
'--0,5
0,2-
0J-
-0,05
-0,10
-0,15
0,28
т 0,25
: - 0,30
0,00
о 50
-0,60
0,70
0,80
-0,90
' 1,0
? 2,0
- 3,0
3-50
5,0
5,0
Л 8 0
оо ^ошоо
Рис. 27
нагрева в данной точке зоны термического влияния;
Тт - температура фазового превращения; -
погонная энергия; ср - объемная теплоемкость ти-
тана (см. табл. 19); J! - коэффициент теплопро-
водности титана (см. табл. 19); а. - коэффициент
температуропроводности титана (см. табл. 19); 5 -
толщина свариваемого металла; й)о - скорость ох-
лаждения металла при температуре полиморфного
превращения титанового сплава данного уровня ле-
гирования; tH- время пребывания металла выше
температуры полиморфного превращения; у - рас-
стояние от данной точки зоны терлического влияния
до оси шва (наплавки); /г~ коэффициент пропорци-
ональности безразмерного критерия времени нагрева,
определяемый по номограмме [19] (рис. 27).
Подставляя в формулу (9) мгнов-яную скорость
охлаждения в допустимом интервале изменения ее
для данного титанового сплава (табл. 25) и толщи-
ну свариваемого метал,та, мокко определить опти-
мальное значение погонной энергии, обеспечивающей
удовлетворительные свойства металла зоны терми-
ческого влияния сварного соединения.
Если яра однопроходной сварке погонная энер-
гия не обеспечивает допустимой скорости охлажде-
ния металла околошовной зоны, то соответственно
сварка выполняется в несколько проходов.
По расчетно-экспериментальным результатам
[2,I6j в табл. 26 - 29 приведены рекомецдуеше
56
режимы основных видов сварки различных типоразмеров соединений из ти-
тановых сплавов.
Таблица 26
Режимы ручной и автоматической аргонодуговой сварки
вольфрамовым электродом стыковых соединений титана
с присадочной проволокой
Тол- щина б. мм Ток г. А Напря- жение, а, Б Диаметр электро- да, мм Диаметр приса- дочкой проволо- ки, мм Расход аогона, л/мин Скорость сварки одного слоя, м/ч
в го- релке в при- ставке
0,8 20...50 12...15 1.0 . 0,8...2 8...12 — 16...20
40...60 1,0...1,5 18...22
1.0 40...60 12...15 1,0...1,5 I...2 8...12 8...10 16...20
60...80 1,5 6...7 22...25
1.5 60...80 14... 16 1,5 I...2 8...12 8...ТО 15...18
80...100 7...8 22...25
2,0 90...ТОО 14...16 1,5...2.0 2...2,5 10...12 8...ТО 13...16
130...150 2,0 8., .9 20...22
2,5 ПО... 120 14...16 2,0 2,5...3,0 10...12 ТО...12 12...15
180...200 2,5 20...25
3,0 120...140 14...16 2,0 2,5...3,0 12...14 12...14 ТО...12
220...240 3,0 10...12 19...21
4,0 140...150 14...16 2,0 2,5...3,0 12...14 20...25 9...ТО
260...280 14...18 з,о 3,5 19...20
4,0 120...130 14...16 2,0 2,5...3,0 12...14 — ТО...II
6,0 150...180 14...18 2,5 3 14...16 20...35 ТО...12
300...320 3,5 12...14 18...22
10,0 180...200 14...18 2,5...3,0 3,5 14...16 - 9...12
13,0 230... 240 14...18 3,0 3,5 9...10 18...20 20...25
Примечание. Б знаменателе (для б = 10,13 мм) указаны режимы ав-
томатической сварки; сварка производится на стальной
или медной подложке с подачей защитного газа; для 5 =0,8...3,0мм
без разделки; 5 = 4,0 мм - зазор 2 мм, число слоев I; для 5 =
4,0 - 10,0 мм - V-образная разделка (60°), число слоев 2; для
j = 13,0 мм - X -образная разделка (60°), число слоев 4.
57
Таблица 27
Режимы автол этической дуговой сварки стыковых соединений
титана плавящимся электродом в смеоях инертных газов
(при прямой полярности)
Толщина 5, мм Ток I, А Напря- жение и, В Диаметр электрод- ной про- волоки, мм Расход газов смеси, л/мин Скорость сварки одного прохода, м/ч
в го- релке в при- ставке
3 200...220 20...25 1,5 35...40 35...40 22
6 300...320 22...27 2,0 35...40 35...40 20
16 400...420 25...30 1,6 40...45 40...45 25
Примечания: I. 3 = 3 и 6 мм - сварка на медной подкладке без
газа; V-образная разделка (60°).
2. б = 16 мл - медная подкладка без газа для I слоя,
с газом - для II слоя; X -образная разделка (60°), число про-
ходов 2.
Таблица 28
Режимы алектрошлаковой сварки поковок из титана
электродной пластиной
Толщина 3, мм Зазор между кром- ками, мм Толщина элек- тродной пласти- ны, мм Ток, I, А Масса за- сыпаемого флюса, г Расход аргона на за- щиту ванны, л/мин
30...50 23...25 8...10 1200...1600 80...120 5...7
50...80 23...25 8...10 1900...2000 120...160 7...10
80...100 24...26 №... 12 2000...2400 160...210 10... 12
100...120 24...26 10...12 2400...2800 210...250 12...14
58
Таблица 29
Режимы автоматической сварки под флюсом стыковых швов
титановых сплавов [2]
6, мм Метод сварки &пр> *Ж1 I, АЗ В м/ч УеГ> м/ч
3 На остающей- ся подкладке 2,5 240...260 30...32 150...170 45...55
4 ‘То же 2,5 270...290 30...32 170... 190 45...55
4 На медной подкладке 3 340...360 32...34 145...155 45...55
5 То же 3 370...390 32...34 160...170 45...55
6 То же 3 390...420 30...32 170...180 45...50
8 Двухсторонняя 3 350...380 32...34 160...170 45...50
8 На медной подкладке 4 590...600 30...32 90...100 40...50
10 Двухсторонняя 3 440...460 32...34 180... 190 45...55
12 То же 3 450...500 32...34 190...200 45...55
16 То же 4 590...600 30...32 90...ТОО 40...45
18-20 То же 4 600... 610 32...34 90...100 40...45
В производстве сварных конструкций из титановых сплавов толщиной
от 10 до 60 мм нашла применение аргонодуговая сварка ( 3 < 20 мм)
или гелиево-дуговая сварка ( 3 =• 20 мм) погруженным вольфрамовым элек-
тродом по "узкому" зазору (элементы подготовки приведены на рио. 28,
табл. 30). Этот способ позволяет уменьшить ширину разупрочненного
металла (мягкой прослойки) до размеров зазсра, кроме того, коэффици-
ент эффективности использования тепла дуги при оварке погруженным
вольфрамовым электродом увеличивается до 0,7 - 0,85, что позволяет
значительно снизить величину погонной энергии
("Ч = 0,55 - 0,60) по сравнению с обычной
сваркой вольфрамовым электродом в среде инер-
тных газов.
Применение активизирующих флюсов-паст
(табл. 31) является эффективным способов сни-
жения величины погонной энергии (примерно в
два раза) при аргонодуговой сварке вольфрамо-
Рис. 28
Таблица 30 вш электродом стыковых сое-
Элементы подготовки узкого зазора данений из титановых псевдо-
Толщина металла 3 . Ширина зазора Величина ПрИТуП- ления, cL, мл <Х- и двухфазных сплавов толщиной от I до 7 мм. Перед сваркой флюс-пас- та, замешанная на этиловом
Защитный газ
10 3+I 5+2 Аргон спирте-ректификате, наносит- ся тонким слоем на поверх-
40 4+1 Гелий ность свариваемых кромок. Не-
60 4+1 9+2 Гелий достатком этого способа явля- ется прочное сцепление обра-
зующейся в процессе сварки шлаковой корки с поверхностью металла, что
затрудняет ее удаление после охлаждения сварного соединения.
Таблица 31
Состав активизирующих флюсов-паст
1 Марка Содержание компонентов, %' Рекомен- дуемые для бес- скосных швов, мм
Зг Во. Ы Са ле F
АНТ-23А - - 2,?... 3,3 - 44... 48 1,2... 1*8 45... 50 0,8...3,0
ФАН-1 14,5... 16,5 19,5... 21,5 6,6... 8,5 13... 15,5 - - 38... 43 3,0...7,0
Повышение концентрации ввода тепла при аргокодутовой сварке по
флюсу-пасте объясняется уменьшением площади активных пятен на поверх-
ности сварочной ванны за счет введения фтора в зону дуги.
Следует отметить также положительное влияние фтора на стойкость
сварных швов против образования пор [2J.
В последние года в производстве сварных конструкций из титановых
сплавов начинает применяться плазменная сварка проникающей дугой
(рис. 29). На процесс проплавления основного металла, форму и размеры
сварочной ванны при этом способе сварки оказывают влияние тепловые и
силовые параметры плазменной проникающей дуги. По результатам экспе-
риментально-расчетных исследований аспиранта Л.Ф.Шемонаева взаимо-
связь между этими параметрами выражается зависимостью
60
2
2
Рас. 29
i> • I - И '4 • ^cu ’ Q
где - безразмерный комп-
лекс; - коэффициент,
учитывающий отношение кинема-
тической вязкости расплавлен-
ного металла при температуре
плавления - кинематичес-
кой вязкости металла при
средней температуре сварочной
ванны; dc- диаметр сопла
плазматрона; U - напряжение
плазменной дуги; 7 - эффек-
тивный к.п.д. нагрева метал-
ла; J) - плотность металла; .
- ускорение силы тяжести; 3 - толщина металла; ^lfcg - скорость
сварки; 1Гпг - скорость плазмообразующего газа; - расстояние от
среза сопла до поверхности изделия.
С учетом удовлетворительного формирования шва без подрезов вели-
чина J' определяется по уравнению
г ~13 —0,696
^пед \
- 5 / ’
гДе ^под ~ глубина подреза; -у- ft]О допускается до 7%.
В табл. 32 приведены режимы плазменной огарки проникающей дутой
и коэффициенты формы провара отыковых соединений из псевдотитановых
сплавов толщиной от 2 до 10 мм.
Из условия исключения двойного дугообразования при выбранных си-
ле тока дуги и расходе плазмообразузхцего газа диаметр сопла плазма-
трона должен удовлетворять зависимостям
6ПГ= 0,12(^d‘), п
где dc - диаметр сопла, мм; Grnr - расход плазмообразующего газа,
л/мин.
Расстояние от среза сопла до поверхности изделия определяется
зависимостью ,
Таблица 32
Режимы плазменной сварки стыковых соединений титановых
сплавов проникающей дугой
Толщина металла 3, мм Л А В м/ч ш &пг, д/мин Расход защит- ного газа, л/мин мл е, мм
2 65 20 23 2,0 1.0 25 2 2,6 1.3
3 III 22 23 3,0 1,7 25 3 3,6 1.2
4 145 25 20 3,0 2,0 25 3 4,0 1,0
6 180 29 16 3,0 3,6 30 6 5,8 0,97
10 160 27 12 3,0 3,5 30 6 9,3 0,93
где бса - расстояние от среза сопла до поверхности изделия, мм.
Б производстве конструкций из титановых сплавов все в большем
объеме находит применение электронно-лучевая сварка в вакууме, обес-
печивающая высокую эффективность защиты металла и значительно меньшее
тепловлскение при одинаковых размерах соединяемых деталей по сравне-
нию с дуговыми видами п плазменной сваркой.
Широкие пределы регулирования мощное те электронного луча и его
фокусировки позволяют применять этот способ сварки как для выполнения
тонколистовых соединений, так п для соединений средних и больших тол-
кли. Кроме того, преимуществом электронно-лучевой сварки титановых
сплавов по сравнению с дуговыми видами является возможность производ-
ства вакуумного отпита при расфокусированном электронном луче.
Ориентировочные расчетные зависимости основных параметров элек-
тронно-лучевой сварки в вакууме от толщины материала и его теплофи-
зическлх свойств определяются уравнением [27]
Т. Ч . 71 />п
h в ------5 “ ... £п ,
2siJ\ (7Kur-T^ d Vcg
. (при £ 36 ц/ч)
где h - глубина провара, см; U - ускоряющее напряжение, В; J - сила
тока луча, А; ~Ч - коэффициент эффективности нагрева металла электрон-
ным лучом (0,9); ,J - коэффициент теплопроводности, ДвУсм с град;
62
Ткип - температура кипения свариваемого металла, К; То - начальная
температура свариваемого металла, К; Zrcg - скорость оварки, сгд/о;
а, - коэффициент температуропроводности, см^/с; ct - диаметр электрон-
ного луча (0,1...0,15) см.
Ориентировочные рекам электронно-лучевой сварки стыковых соеди-
нений из титановых сплавов приведены в табл. 33 [2].
Сдергивающими факторами ши-
рокого применения электронно-лу-
чевой свар-и в производстве кон-
струкций из материалов, в том
числе и титановых сплавов с по-
вышенной чувствительностью к
концентраторам напряжений, яв-
ляются несовершенство разрабо-
танных в настоящее время систем
слежения и нестабильность глу-
бины проплавления, которая при-
водит к необходимости примене-
ния подкладок для гарантии пол-
ного провара соединяемых эле-
ментов. Поэтому основными про-
изводственными способами свар-
ки конструкций из титановых
сплавов являются дуговые (глав-
ным образом в среде инертных
газов).
Таблица 33
Режимы электронно-лучевой
сварки
Толщина 3, мм Ток луча,!, мА Скорость сварки ггсВ, М/Ч
0,8 6,0 40
1,2 9,0 40
2,5 15 40
3,0 14 20
5,0 16 22
6,0 23 19
7,0 26 22
Примечания: I.Ускоряющее напряже-
ние 60 кВ.
2.Давление в сварочной
каглере от /О'3 до
до-5 ММ рТ.СТ.
В зависимости от формы и размеров сварного соединения на его
работоспособность решающее влияние монет оказывать хикичесхшй и фа-
зовый состав металла шва, формирующийся за счет долей участия основ-
ного и добавочного металлов. Вследствие этого одной из ванных задач
при разработке технологического процесса сварки конструкций из тита-
новых сплавов, особенно средне- и высоколегированных, является пра-
вильный выбор присадочной (электродной) проволоки (табл. 34). Напри-
мер, при сварке х-ятановых сплавов,
легированных хромом или ванадием,
необходимо учитывать резкое сниже-
ние пластических свойств металла
шва в результате образования хруп-
ких структурных составляющих при
63
критических концентрациях этих легирующих элементов (рис. 30) fl?J.
Таблица 34
Сварочные проволоки для титановых сплавов
Марка Состав, % масс. ^пр, ММ При- ме- ча- ние
ас V Zz не более про- чие
W {0} м
ВТ-00 ВТ2св ВТбсв 2,0... 3,0 3,5... 4,5 2,5... 3,5 - - 0,04 0,04 0,04 0,1 0,12 0,12 Э.ООЗ 0,003 0,003 0.1 0,3 0,3 1,6... ?>0 1,6... 7,0 Без вве- дения моди- фика- торов [2Т
С ПТ-2 сисл 2,5... 3,5 1,0.. 2,0 - 0,04 0,12 0,003 0,3 1,6... 7,0
В72С- 1св 2,0 1,0 2,0 1,0 0,04 0,12 0,003 0,3 2,0... 7,0
КГ2Э- 2с в 3,9 0,9 2,0 0,8 0,02 0,П 0,0015 - 2,0... 7,0
ВТ14св 4,5 1,7 - 0,8 0,02 0,11 0,003 1,5.. 2,0 2,0... 7,0
ETI6 2,0... 3,0 4,0... 5,0 - 4,5... 5,5 0,02 0,11 0,003 - 2,0... 7,0 [17]
ВТ22 2,94.. 2,9? .5,35 - 4.63 0,02 0,11 0,003 *• 2,0... 7,0
СПГ-2Р BTI4- Бсв 4,0 4,5 3,0 1,7 1,5 0,8 0,04 0,02 0,12 0,11 0,003 0,003 Re, ~0,1% Re, •0,02% 2.0... 7,0 2,0... 7,0 С вве- дением мода- сика- торов [гУ]
BTI4- Рсв 4,5 1,7 - 0,8 0,02 0,11 0,003 Re. -0,1% 2,0... 7,0
При автоматической и электрослаковой сварке конструкций из тита-
новых сплавов применяются бескислородные флюсы, разработанные в Ин-
стптуре электросварки им. Е.О.Патона (табл. 35) f2j. Перед сваркой
флюсы прокаливаются при температуре (473...573) К в течение (1,5...
2,0) ч.
При электропиаковой сварке легированных титановых сплавов пла-
вящимся мундптуком применяется легированная сварочная проволока, со-
64
Таблица 35
Состав флюсов, применяемых для автоматической
и электрошлаковой сварки титановых сплавов, %
Шрки флюса CaF BaCt2 +2Нг0 //я А /fact Допустимые тол- щины сваривае- мого материала, мм
AH-TI 79,5 19 1,5 — Продольные швы 3= 2...6
АН-Т2Х) 100 - - - J= 30...120
АН-ТЗ 87,6 10,7 1,7 - Продольные швы б= 6...14
АН-Т5 96,0 - - I То же
АН-Т7 98,0 - - 2 Продольные и коль- цевые швы 5 > Ю
АН-ТП300 92,0 - 1,0 - Продольные швы 3 = 6...14
х)для электрошлаковой сварки. ^Лдя флюса АН-ТП для АН-Т5 СаСег - 3. равно 7;
держащая модифицирующие элементы (табл. 35).
Таким образом, при рациональном технологическом процессе произ-
водства сварных конструкций из титановых оплавов различного легиро-
вания и фазового состава обеспечивается удовлетворительная их надеж-
ность и работоспособность в заданных условиях эксплуатации.
В табл. 36 приведены механические свойства сварных соединений
из титановых сплавов различного уровня легирования в зависимости от
технологических факторов.
65
Таблица 36
Механические свойства металла шва соединений мартенситных
и переходных титановых сплавов в зависимости от термической
обработки [17]
Марка сплава Толщина металла, Л, мм Вад сварки Марка приса- дочной прово- локи Рид тер- мообрабо- тки Механические свойства
ffg ,МПа а„ ,кД®/м2
ВТ6 20 АДС Пл СПТ2 Св+О 930 455
Св+З+Ст юоо • 354
Ж АТЗ. Св+О 867 790
БГ14 3,0 АДС Ел Без Св+0 960 325
присад- ки Св+З+Ст 1120 2Г7
З+Св+Ст 1090 266
БТ22 Св+О 1020 435
З+Св+Ст 1100 247
эж Без Св+О 982 540
присад- ки Св+З+Ст 1099 197
З+Св+Ст 1097 176
BTI4 20 АДС Нт ЕТ22 Св+0 726 730
Св+З+Ст 647 670
BTI-0 Св+0 812 505
АДС Пл ВТ2 Св+0 965 256
ВГ14 20 АДС Пл ВГбсв Св 860 490
Св+0 870 462
Св+З+Ст 973 395
СПТ2 Св+0 923 423
Св+З+Ст 977 296
ВТ22 20 АДС Нп СПТ2 Св+0 982 590
BTI7 Св+0 Ш5 247
АДС Пл ВГ1-0 Св+0 833 530
СПТ2 Св+0 1025 424
BTI7 Св+0 Ш5 325
элс Без присад- ка Св+0 1033 216
Примечание. Св - исходное состояние после сванки;
О - после отжита; 3 - после закалки;
Ст - после старения.
66
Глава 3. ТЕХНОЛОГИЯ СВАРКИ ТУГОПЛАВКИХ ХИМИЧЕСКИ
АКТИВНЫХ МЕТАЛЛОВ
§ 7. Характеристика тугоплавких химически активных металлов,
применяемых для сварных конструкций
В связи с развитием новых отраслей техники расширяется область
применения тугоплавких металлов и их сплавов. Использование для
сварных Конструкций циркония, ниобия, тантала, молибдена, вольфрама
объясняется специальными свойствами этой группы материалов, в част-
ности, их высокой жаропрочностью и коррозионной стойкостью в ряде
агрессивных сред (табл. 37), (рис. 31).
Таблица 37
Теплофизические свойства тугоплавких
высокоактивных металлов*
Эле- мент Тпл, К J, кал/см К об, I/K ТО6 МПа 6, % МПа г/смь
2г 2118 0,33 5,78 29 35 88000 6,5
2688 0,124 7,17 340 50 90000 8,57
Та 3269 0,130 6,56 370 70 187300 16,6
Мо 2895 0,298 4,98 790 15 335000 10,2
иг 3653 0,032 4,03 950 0 414000 19,3
Свойства тугоплавких матери-
алов определяют область их приме-
нения. Так, 7.ъ , МЬ имеют малые
поперечные сечения захвата тепло-
вых нейтронов, поэтому их исполь-
зуют в атомной технике, например,
Zx и его сплавы - в виде трубча-
тых элементов либо в качестве за-
щитных паплавлсппых слоев на тра-
фит, а также для защиты элементов
из нержавеющей стали. Кроме того,
Рис. 31
*Сажцкий Е.М., Бурханов Г.С. Металловедение тугоплавких метал-
лов и сплавов,- М.: Наука, 1967.
67
циркониевые и ниобиевые сплавы обладают высокой коррозионной стой-
костью.
/V % , Та , Ио и Ь/ и их сплавы применяются для изготовления
турбореактивных двигателей, конкретно это определяется температурой
эксплуатации. При T3KCfl/l > 1573 К применяют Мо и NS , при
3273 К — Та и Ltf
Недостатком этих материалов является повышенная активность к
кислороду, поэтому необходимо применять барьерные покрытия из нике-
левых хромоникелевых сплавов, либо боридных керлитов. Основу сплава
для конструкции определяют по допустимому изменению удельной проч-
ности 6g в заданном интервале Т3Kcnfl (рис. 3 2).
При сварке тугоплавких метал-
лов возникают серьезные затруднения,
вызываемые их высокими температура-
ми плавления, большим сродством к
газам атмосферы при повышенных тем-
пературах, охрупчивающим действием
этих газов (преаде всего, кислоро-
да), склонностью к росту зерна при
нагреве.
§ 8. Особенности сварки циркониевых сплавов и
выбор реяимов сварки, сварочных материалов, режимов
термической обработки соединений, выполненных аргенодуговой
и электронно-лучевой сваркой
Цирконий относится к группе металлов с удовлетворительной сва-
риваемостью. Сварные соединения его сплавов склонны к образованию
трещин, малопластичны при нормальных температурах. Как конструкцион-
ный материал цирконий используется вследствие своей высокой прочнос-
ти и коррозионной стойкости для различных производственных целей:
технологических трубопроводов, работы в агрессивных средах, деталей
едерных энергетических установок, контролирующих стержней в водсох-
лавдаемых реакторах. Химический состав и свойства сплавов циркония
приведены в табл. 38. Цирконий имеет две аллотропные модификации.
Низкотемпературная модификация существует до 1135 К, высокотемпе-
ратурная ot. -модификация устойчива от 1135 К до температуры плавления
( 7^ = 2118 К).
Для сварки конструкций применяется металл, полученный в контро-
68
лируемой атмосфере
инертных газов (дуго-
вой метод плавки) или
в вакуумных печах
(электронно-лучевой
метод плавки); цир-
коний, полученный ме-
тодом порошковой ме-
таллургии, плохо сва-
ривается, в швах об-
разуются поры, свар-
ные соединения склон-
ны к образованию тре-
щин.
Ио аналогии с
титановыми цирконие-
Таблица 38
-Химический состав и механические свойства
циркониевых сплавов
Сплав Содержание легирую- щих элементов, % МПа £ %
Sn Ct Ni
Циркалой-2 - 1,5 0,05 0,08 440 25
Циркалой-4 - 1,5 0,10 0,07 475 30
2,5 * - - 425 25
1,0 - - - 342 35
Примечание. Механические свойства при 293 К
вне сплавы делятся на </-, /3 -сплавы. Структура сплавов
первого класса является двухфазной (И /> ) с интерметаллидами;
сплавы второго класса могут иметь однофазную структуру (либо >е );
fl -сплавы могут иметь структуру, представленную -фазой и fl -фа-
зой с интерметаллидами.
В циркониевых сплавах, как и в сплавах титана, при быстром ох-
лаждении происходит мартенситное превращение, образуются мартенсит-
ные фазы (об и</"). Полностью стабилизируют fl -фазу лишь /// пМо
Метастабильная ба-фаза, образующаяся в циркониевых сплавах с тита-
ном, хромом, молибденом, ванадием, рением, ниобием, при быстром ох-
лаждении и старении приводит к охрупчиванию металла.
Полиморфное превращение о(. Ji в цирконии происходит со зна-
чительным изменением объема (плотность °(.~Zz при температуре поли-
морфного превращения составляет 6,36 г/см3, а fi-Хг - 6,40 г/см3).
На свойства Zz и его сплавов отрицательное влияние оказывают
примеси внедрения [CJ , Е//],Ес], которые снижают пластические свой-
ства циркония в большей степени, чем титана и его сплавов, поэтому
вводятся жесткие ограничения по' содержанию этих примесей в Хг и
его сплавах: [03 - 0,03$, М 0,003%, [С] < 0,08%.
Азот снижает также коррозионную стойкость циркония и его спла-
вов. Гидридное превращение циркония с водородом протекает с образо-
ванием /'-фазы 2 г Н 2 (£/(7— 0,006%). По аналогии с титаном водород
повышает склонность металла сварных соединений из циркониевых сила-
69
вов к образованию холодных ттэщин и к замедленному разрушению. Свар-
ка конструкций из циркония и его сплавов производится способами,
аналогичными для титановых сплавов, однако применительно к циркони-
емым сплавам предъявляются более жесткие требования к эффективности
защиты металла. Например, сварка трубных заготовок из "Циркалой-2"
производится вольфрамовым электродом со струйной зациной - 73% Wc+
27% Аг (при диаметре труб 100 мм, б = 4,0 мм), &ш= 3,2 мм. I =
270 А; Ы = 18 В,
VC8 = 26 м/ч; Gr = 430 л/ч.
Таблица 39
свойства сварного
сплава "Циркалой-2"
Механические
соединения из
(после наклепа металла шва)
Свойства Металл
основной сварное соединение
Предел прочности 496 490
Предел текучести Qr , МПа 345 370
Относительное 8, удлинение, % 30,2 22,0
После сварки реко-
мендуется наклеп шва ро-
ликами, обеспечивающий
повышение прочностных
свойств сварных соедине-
ний из циркониевых спла-
вов до уровня основного
металла (табл. 39).
По американским
данным удовлетворитель-
ные результаты дает до-
бавка в аргон хлора до
1% (объемные) при сварке
со струйной защитой труб-
ных заготовок из "Цир-
калоя-2".
Еирокое применание для соединений тонколистовых конструкций из
технически чистого циркония нашли электронно-лучевая сварка в ваку-
уме и аргонодуговая вольфрамовым электродом в камерах с контролиру-
емой атмосферой. При ЭЙС (табл. 40) обеспечиваются более высокие
пластические свойства металла шва, чем свойства основного металла.
При всех способах сварки 2 г и его сплавов необходимо предвари-
тельное удаление окисных пленок с поверхности кромок механическим
путем, либо химической обработкой: 46% Н/\'0}+ 10% HF + 45% Нг0 -
После сварки применяется термообработка - высокотемпературный от-
пуск ( Т = 1023... 1123 К, t = 40...60 мин в зависимости от тол-
щины металла), охлаждение с печью. Термообработка способствует сни-
жению склонности к образованию холодных трещин и замедленному раз-
рушению. Несколько снижаются требования по содержанию примесей внед-
рения при наплавке циркония на графитовые пластины для их защиты от
тепловых нейтронов.
70
Таблица 40
Механические свойства соединения из циркония,
выполненного аргонодуговой и электронно-лучевой сваркой
Металл 6g, МПа б Л ч>Л
Основной металл 280...330 33...40 48...53
4 Сварные соедине- нения (камера с аргоном; - электрод) 315...340 18...23 43...50
* Соединения ЭЛС 280...315 18...22 47.. .-54
Наплавка производится в камерах с контролируемой средой вольф-
рамовым электродом плавящимся циркониевым электродом (проволокой);
в этом случае используется струйная защита аргоном. Основные затруд-
нения при наплавке - высокая активность циркония к С2 , #2 и С . Бо-
лее удовлетворительные результаты обеспечиваются при сварке V/ -элек-
тродом в камере (табл. 41). Режимы сварки наплавки 2,ъ на грабит
приведены в табл. 42*.
Таблица 41 Таблица 42
Содержание примесей внедрения в Режимы наплавки циркония
металле шва при оварке циркония на графитовые пластины
в камере со струйной защитой
Материал Примеси, %
[0] [М [С]
Проволока 0,03... 0,04 0,0031 0,01
Наплавлен- ный слой 2г в ка- мере 0,126 0,01 0,53
Наплавлен- ный слой 2г со струйной защитой 1,18 1,35 0,53
Способ сварки наплавки I, А и, в ^пп, ы/мин
^-элек- тродом ФЗ мм 450 16 0,7... 0,8
Плавящимся 2г -элек- тродом rft 9 жлуг. 210 30 2,0
71
§ 9. Особенности сварки ниобиевых и танталовых сплавов
Сплав ниобия- ВН - 2АЭ (4,1% Мо . 0,7% 2ъ , £ 0,08%С ); ЕН -3
(Д,&%Мо, I,4%Zx,^ 0,К%С); ЕН - 7 (4,0% Ti , 5% М, 60,08%С).
При сварке и других видах тепловой обработки требуется эффек-
тивная защита при Т s 673 К ввиду большой активности сплавов к кис-
лороду.
Сплав тантала Та+ 30% Л# + 7,5% V ( р = 11,8 г/см^, 6^ =
690 МПа).
Промышленное применение нашла электронно-лучевая сварка в ва-
кууме и аргонодутовая вольфрамовым электродом- Перед сваркой кромки
деталей из ниобиевых сплавов обрабатываются реактивом 22% HF +
8% НР.0^ + 15% H2SO4, из танталового сплава - реактивом 90% HF+
10% HPOj.
После сварки соединения из ниобиевых сплавов подвергаются тер-
мической обработке при Т (1423—1473) К.
Для тонколистовых соединений из ниобиевых сплавов широко приме-
няется ЭЛС. Редки ЭЛС сплава ВН-2АЭ ( р = 0,8.-.1,0 мм): I = (40...
50) мА^=(25...3О) кВ; Vcg - 26 м/ч. Более универсальным способом
соединений из ниобиевых сплавов является аргонодуговая сварка
электродом. При 3 = 0,5. ..1,5 мм I = I40~/jT , U - (8.. .14) В,
1Гсе = (25...40) м/ч (сварка без подачи присадки).
§ 10. Технологические особенности аргоподуговой и
эдектронно-лучевой сварки однородных и комбинированных
соединений пз ниобиевых и танталовых сплавов
А. Сварка ниобия и его сплавов с хромоникелевыми аустенитными
сталями. Основное затруднение получения качественных сварных соеди-
нений ниобия и его сплавов с такими конструкционными материалами,
как стали, хромоникелевые сплавы - низкая растворимость Fe , Pi ,
Сг в ниобии. Кроме того, необходимо учитывать значительную разни-
цу теплофизических свойств этих материалов и ниобия.
В связи с 1-й особенностью возможно образование хрупких ин-
тетыеталлидов типа FtPS , Р6Сгг , № и др., из-за 2-й - не-
удовлетворительное формирование сварного шва и образование трещип
из-за значительных термических напряжений ( = 7 Х0"° 1/град
oGwwr = 18 I0-6 1/град).
Практическое применение нашли следующие варианты сварки соеди-
нений ниобия с аустенитной сталью I2XI8HI0T:
72
введение в состав металла сварочной ванны (шва) элементов, обра-
зующих непрерывный ряд твердых растворов как с N6 , так и с Fe ;
применение промежуточных "вставок" из материалов, образующих
твердые растворы с № st Fe ;
непосредственное соединение путем расплавления стали без плавле-
ния N3 , который нагревается до 7 = 19?3 К (рис. 33).
г~\1Ы8Н10Т
И 12х<втот
№
Рис.33
1^688
м
Для улучшения смачиваемости и сокращения времени активации по-
верхности ниобия (время 1,5...2,0 с), при котором еще не образуется
интерметаллид, поверхность свариваемых кромок МБ обрабатывается ре-
активом 60$ HF03+^(} HF .
В качестве основных способов сварки применяется ЭЛС либо аргоно-
дуговая в камерах с контролируемой атмосферой.
В зависимости от толщины материалов возможны различные виды сое-
динений ( б = 0,3...О,5 мм). Контактный нагрев ниобия расплавленной
сталью создает благоприятное условие для исключения образования ин-
терметаллидов типа FezM62 , NiNB как при сварке стали
I2XI8HI0T с , так и со сплавом ВН-2. Режимы сварки ВН-2 со оталью
I2XI8HI0T приведены в табл. 43.
Б. Сварка разнородных соединений ниобия и тантала с титановыми
сплавами. Основные затруднения при сварке - высокая чувствительность
к примесям внедрения. Режимы сварки сплавов 0T4-I и ниобиевого спла-
ва ВН-2 приведены в табл. 44.
В сварных соединениях сплава ВН-2 с титановым сплавом 0T4-I
ОиЗСНЗ. ЗОНа рилрИСТЯЛЛИЗодЕй СО СТОрОНЫ НиииИбВОГО СШЙ.В8..
В качестве показателя работоспособности соединений принимается
угол изгиба «Л , зависящий от суммарного содержания примесей внедре-
ния (табл. 45).
Соединения характеризуются образованием прослоек как со стороны
сплава 0T4-I, так и со стороны ниобиевого сплава ВН-2.
73
Таблица 43
Режимы аргонолуговой сварки разнородных соединений
сплава ВН-2 со сплавом 0T4-I
5, мм I, А II, В Ц* м/ч G3r , л/мин
в го- релку в шлейф в под- кладку
0,8 ПО... 120 10...12 40 8,5 5 2
1,2 125...130 10...12 40 10 5 2
1,5 160...170 12...14 40 10 5 2,5
2,0 200...220 12...14 20 10 6 2,5
Примечания: I. 6g = 590 МПа,<Х = 40°. 2. Дуга смеща-
ется на 0,5 d3 в сторону сплава Ш-2. о
Таблица 44
Влияние примесей внедрения на прочностные и пластические
свойства сварных соединений сплава ВН-2 со сплавом 0T4-I
Способ выплав- ки сплава ВН-2 Содержание газовых примесей внедрения ВЩ сварки .град.
Лг ог //z
Дуговой 0,05 0,038 0,003 Аргонодуговая 30...45
40
Электронно-лу- 0,038 0,025 0,0012 Электронно- 180
чевой в вакууме 0,01 0,007 0,0015 .лучевая в ва- кууме 180
0,01 0,007 0,0015 180
Таблица 45
Механические свойства сварных соединений ниобия и его
сплава ВН-2 с высоколегированными
титановыми сплавами
Сочетание МПа при
293 573 773
ВТ14+ниобпй технический 390 390 —
BTI4+BH2 530 440 350
BTI5+BH2 590 430 355
Сварку разнородных соединений из тантала с титановыми сплавами
выполняют при тех же режимах (несколько витое сила тока, примерно на
15%), сварочная дуга смещается от стыка на 3/4 в сторону тантало-
вой детали. Разрушение соединения происходит по танталу ( (3/ =
440 МПа; угол загиба = 180°).
Удовлетворительные механические свойства соединений обеспечива-
ются при сварке cL+fo - и fi -сплавов титана с ниобием и его сплавами
после термообработки для снятия напряжений при Т = 1023 - 1100 К
(табл. 45).
§ II. Особенности сварки молибдена,вольфрама и
сплавов на их основе
Затруднения при сварке молибдена и его сплавов определяются
прежде всего их высокой чувствительностью к термическому циклу свар-
ки, в результате чего возможно резкое снижение пластических свойств
металла околошовной зоны в интервале температур (2120...2270) К и
(2300...2350) К.
Под влиянием поля сварочных напряжений в этих зонах возможно об-
разование холодных трещин. Из-за вредного влияния кислорода необходи-
ма весьма эффективная защита молибдена и его сплавов при сварке от
взаимодействия с воздухом. Допустимое содержание кислорода в инертном
защитном газе не должно превышать 0,001% (объемных). В зависимости
от содержания кислорода в металле шва возможно резкое снижение его
пластических свойств (fOj >0,004%) лиоо образование трещин при
E0jS0,02%, кроме того, возможно образование пор в сварном шве из-
за повышенной летучести М0О3 при Т = 1750 К [2].
Затруднения при сварке вольфрамовых сплавов определяются грубо-
кристаллитной структурой литого металла шва, возможным его охрупчи-
ванием из-за повышения концентрации примесей внедрения в процессе
сварки. Особенно опасны активное взаимодействие вольфрама с кислоро-
дом при высоких температурах и его склонность к хрупкому разрушению
при обычных температурах в результате выделения по границам литых зе-
рен хрупких прослоек, сбразуицихся па основе окислов вольфрама.
Оценивая технологическую свариваемость молибденовых и вольфрамо-
вых сплавов по сравнению с другими тугоплавкими сплавами, можно отме-
тить, что молибденовые и вольфрамовые сплавы относятся к плохо свари-
вающимся материалам и требуют более эффективных средств защиты от
кислорода, а также применения предварительного и сопутствующего подо-
грева при сварке, а после сварки - термической обработки [2].
75
§ 12. Примеры обоснования выбора режимов сварки, сварочных
материалов и режимов термической обработки соединений
из молибденовых и вольфрамовых сплавов
Для молибдена и его сплавов применяется сварка в среде инертных
газов -электродом. Перед сваркой поверхность соединяемых элементов
должна быть очищена от всех загрязнений и окисных пленок. Для этой
пели' применяется химическая обработка реактивами:
а) 100%-ный раствор едкого На, перманганат калия - 5%, время
обработки (5...10) мин при Т (339...358) К;
б) раствор H2SOV- 18 частей, НСС - 15 частей, НгО - 70 частей
(6...10% хромовой кислоты добавляется к смеси), время (5...10) мин,
7-298 К. > °
режимы аргонодуговой и геливо-дуговой сварки молибдена вольфрамо-
вым электродом без присадки на постоянном токе прямей полярности при-
ведены в табл. 46 [2].
Таблица 46
Режимы сварки молибденовых
сплавов в среде инертных газов
вольфрамовым электродом без
подачи присадочной проволоки
4 NM Защит- ный газ I, А и, 3 V'B, м/ч мм
I Не 65 20 18,3 2,2
1,5 Ат 180 18 9 2,4
1,6 Ат 200 18 18 3,2
3,2 Не 260 20 12 3,2
Таблица 47
Режимы сварки молибденовых
сплавов плавящимся электродом
в среде гелия на постоянном
токе обраткой полярности
J, мм Число прохо- дов I, А } » 1 Vec, м/ч
3,2 I 470 32 30,5
6,4 I 470 30 30,5
6,4 2 470 30 30,5
Примечание. Расход гелия
• 70 л/мин.
Для снижения склонности металла околошовной зоны к образованию
горячих трещин рекомендуется подогрев 823--.923 К.
Некоторыми иностранными фирмами применяется сварка в инерт-.
ных газах плавящимся электродом (табл. 47) материала J >3 мм {26].
Учитывая повышенную чувствительность молибдена и его сплавов к
концентраторам напряжения, рекомендуется шлифование поверхности шва
и переходного участка к металлу околошовной зоны, чем достигается
76
увеличение угла изгиба <Х от 5 до 140°.
Применение электронно-лучевой сварки в вакууме позволяет умень-
шить ширину шва и околошовной зоны [26] по сравнению с аргонолуговой
сваркой (табл. 48).
Таблица 43
Ширина шва и зоны термического влияния соединений
молибдена 5 = 2 мм в зависимости от способа сварки
Способ сварки Макси- мальная ширина, мм Общая ширина участков с измененной структурой, мм ($. » Ша
Т=293 К Т=1273 К
шов ошз
Аг -дугов. to-электрод. 4,2 2,1 8,4 400 325
ЭЛС 1,5 0,8 3,1 380 320
Для повышения деформационной способности сварных соединений из
молибденовых сплавов применяется высокотемпературный отпуск
7 = 1220...1250 К, время выдержки(4...5)ч.
Учитывая хрупкость сварных соединений из вольфрама и его спла-
вов при нормальной температуре и повышенную склонность к образованию
трещин, оварку выполняют с предварительным подогревом до 7 = 770 К.
Следует исключать жесткое закрепление деталей. После сварки применя-
ется термическая обработка при Т = 2070 К в течение 1ч [27]. Бо-
лее высокие пластические свойства соединений вольфрама и его сплавов
обеспечиваются за счет снижения эффекта разупрочнения в зоне рекрис-
таллизации при сварке в твердой фазе, например, диффузионной в ваку-
уме с применением электронно-лучевого нагрева до 2300...2500 К и
приложением давления до 10 МПа [2?J.
Удовлетворительные результаты получаются при сварке трением де-
талей компактного сечения из вольфрамовых сплавов. Малонагруженные
тонколистовые соединения из вольфрама и его сплавов, например экраны
жаровых камер, успешно выполняются электрической контактной точечной
сваркой.
Рекомендуемая дополнительная литература
дат подготовки рефератов
I. Никофоров Г.Д. Металлургия сварю: плавлением алюминиевых
сплавов.- М.: Машиностроение, 1972.- 259 с.
2. Гуревич С.М. Справочник по сварке цветных металлов.- Киев:
Баукова думка, 1981.- 608 с.
3. Демянцевич В.П. Сварка цветных металлов и сплавов на невелез-
ной основе. Конспект лекций по разделу курса "Технология сварки плав-
лением" - Л.: ДНИ, 1972.- 116 с.
4. Кслачев Б.А., Ливанов В.А., Елагин В.И. Металловедение и тер-
мическая обработка цветных металлов и сплавов.- М.: Металлургия,
1972.- 480 с.
5. Рабкин Д.М., Игнатьев В.Г., Довбгаценко И.В. Состояние и пер-
спективы применения алюминиевых сплавов в сварных конструкциях.-
Киев: Баукова думка, 1975.- 47 с.
6. Алюминиевые сплавы (свойства, обработка, применение)./ Под .
ред. Нильсена X., Хуфпагеля В., Ганулпса Г.- М.: Металлургия, 1979.-
678 с.
7. Кох Б.А. Основы термодинамики металлургических процессов
сварки.- Л.: Судостроение, 1975.- 240 с.
8. Столбов В.И., Осянкин Г.В., Сидоров В. Л. Сборка под сварку
продольного шва тонкостенных труб. Технология производства сварных и
паяных конструкций. Выл. I, Саратов, 1973, с. 3-7.
9. Промыпиеннке деформируемые, спеченые и литейные алюминиевые
сплавы / Под ред. Квасова Ф.И.- М.: Металлургия, 1972.- 552с.
10. Абралов Б.А., Кулдашев А.Т. Повышение качества сварных сое-
динений из алюминиевых сплавов 01420 и АМгб.- Сварочное производство,
1980, № 3, с. 18-20.
II. Микляев Н.Г., Дуденков В.И. Сопротивление деформации и плас-
тичность алюминиевых сплавов.- М.: Металлургия, 1979.- 310 с.
12. Рыбкин Д.К., Бондарев А.А. Технологическая инструкция по
электронно-лучевой сварке алюминия и его сплавов в вакууме.- Киев:
1979.- 15 с.
13. Соснин Б.А., Щипков М.Д. Исследование сварки сжатой дутой
соединений из сплава АМтб.- Автолитическая сварка, 1977, й 12,с.19-20.
14. Столбов И.Н. и др. Допустимая величина отклонения электрода
т оси стыка при сварке сплава АМг61 трехфазной дутой.- Сварочное
.роизводство, 1931, Й 10, с. 16-18.
78
15. Осянкин Г. В., Иевлев В.А. Установка для сварки продольных
швов тонкостенных труб иэ алюминиевых сплавов.- Технология производ-
ства сгарных и паяных конструкций.*Саратов; 1973, выл. I, с. 8-10.
16. Шоршоров М.Х., Мещеряков В.И. Фазовые превращения и измене-
ния свойств сплавов титана при сварке (Атлас).- М.: Наука, 1973.-
159 с.
17. Сварные соединения титановых сплавов. / Моисеев В.Н., Кули-
ков Ф.Р., Кириллов Ю.Г., Шохонсва Л.В., Васькин Ю.В.- М.: Металлур-
гия, 1978.- 247 с.
18. Еихман В.Б., Михайлов А.С. Исследование работоспособности
зоны термического влияния сварных соединений из титановых сплавов.
Сборник тезисов докладов к ХХ1У Итоговой конференции по производст-
венным и научно-исследовательским работам в области сварки, выполнен-
ным в 1972 году.- Л.: Судостроение, 1973, с. 355-357.
19. Теоретические основы сварки. Под ред. Фролова В.В.- М.: Выс-
шая школа, 1970.- 584 с.
20. Петров Г.Л., Тумарев А.С. Теория сварочных процессов.- М.:
Высшая школа, 1977.- 388 с.
21. Глазунов С.Г., Моисеев Е.Н. Конструкционные титановые спла-
вы.- М.: Металлургия, 1974.- 368 с.
22. Щипков М.Д. Поглощение азота из атмосферы камеры при сварке
титана вольфрамовым электродом.- Труды ДЛИ, 1969, № 308, с. 172-176.
23. Щипков М.Д. Влияние химического состава титановых сплавов
на их окисление при оварке вольфрамовым электродом в камере с конт-
ролируемой атмосферой.- Труда ЛПИ, 1970, № 315, с. 133-139.
24. Петров Г.Л., Корчемнин А.Е. Неоднородность распределения
водорода в сварных соединениях титановых сплавов.- Труды ЛПИ, 1968,
№ 299, с. 282-289.
25. Зеленова М.И. и др. Влияние состава защитной среды на конеч-
ное содержание водорода в металле шва при сварке сплава ПТ-ЗВ.- Тру-
ды ШЛИ, 1974, й 336, с. 12-16.
26. Гуревич С.М. Сварка химически активных и тугоплавких метал-
лов и сплавов.- Киев: Паукова думка, 1975.- 58 с.
27. Башенко В. В. и др. Электронно-лучевая сварка деталей тур-
бин.- Электротехническая промышленность. Электросварка, 1975,
выл. I (2), с. 3-5.