Full Text

Введение Широкое применение сварных конструкций в различных отраслях промышленности обусловлено в первую очередь возможностью получения деталей сложной формы из сплавов, прошедших требуемую термическую и механическую обработку, благодаря чему имеющих высокие прочностные характеристики. Причем для некоторых сплавов удается добиться равнопрочности металла шва, зоны термического влияния (ЗТВ) и основного металла за счет оптимизации сварочного термического цикла, легирования металла шва и проведения последующей термической обработки. Однако в ряде случаев, например при сварке дисперсионно-твердеющих сплавов или сплавов в нагартованном состоянии, металл шва и зоны термического влияния претерпевает значительные структурные изменения, которые приводят к снижению прочности по сравнению с основным металлом. Снижение прочности металла шва, как правило, связано со следующими факторами: выделением вторичных избыточных фаз в виде крупных включений в металле шва на этапе кристаллизации, что приводит к уменьшению концентрации легирующих компонентов в твердом растворе и снижению потенциала повышения прочности при старении; коагуляцией упрочняющих фаз в ЗТВ и металле шва под действием сварочного термического цикла [1]; снижением плотности дислокаций в сварном соединении из-за нагрева при сварке сплавов в нагартованном состоянии [2]. Последующая закалка всей конструкции не всегда допустима из-за габаритов конструкции и деформаций, возникающих при термообработке сварной конструкции. Для конструкций, содержащих сварные соединения из разнородных сплавов, закалка чаще всего недопустима в связи с опасным перераспределением внутренних напряжений в зоне сварного соединения [3]. Также последующая обработка давлением сварного соединения возможна только в редких случаях. В то же время известен эффект контактного упрочнения конструкций, содержащих мягкую тонкую прослойку, причем в некоторых случаях, несмотря на низкую прочность материала прослойки, прочность соединения достигала прочности основного металла [4]. В роли мягкой прослойки в сварном соединении выступает шов и (или) ЗТВ. Известно [4-8], что для повышения прочности сварного соединения с мягкой прослойкой необходимо стремиться минимизировать относительную ширину прослойки, равную отношению ширины мягкого шва и ЗТВ к толщине стыка. С этой точки зрения наиболее перспективны лучевые способы сварки - электронно-лучевая и лазерная, обеспечивающие отношение толщины свариваемого стыка к ширине шва 10:1 и выше [9, 10]. Например, в работе [11] представлена технология электронно-лучевой сварки сварного комбинированного бандажа высокоскоростного турбогенератора (рис. 1), содержащего сегменты из стали ЭП517 (15Х12Н2МВФАБ) и сегменты из сплава 36НХТЮ. Бандаж предназначен для фиксации постоянных магнитов из редкоземельных материалов, а чередование парамагнитных и ферромагнитных сегментов бандажа необходимо для снижения немагнитного зазора на полюсных башмаках. Рис. 1. Конструкция бандажа ротора высокоскоростного турбогенератора: 1 - ферромагнитный сегмент (сталь ЭП517); 2 - парамагнитный сегмент (сплав 36НХТЮ) Стоит отметить, что частота вращения ротора достигает 120 тыс. об/мин, поэтому к сварным соединениям предъявлены высокие требования по механическим свойствам. В данной работе, согласно результатам испытаний образцов растяжением, отношение временного сопротивления сварных соединений к временному сопротивлению стали ЭП517 (как менее прочного из свариваемой пары) после сварки составило 0,75, а после старения при температуре 650 ºС в течение 3 ч - 0,88. Указанные значения временного сопротивления сварного соединения нельзя считать прочностными характеристиками металла шва, поскольку неизвестен вклад контактного упрочнения в прочностные свойства шва, при этом для проведения прочностных расчетов сварных конструкций необходимо знать характеристики прочности именно металла шва. Кроме того, проблема повышения прочности сварного соединения комбинированного бандажа остается актуальной, причем в этих условиях решение указанной проблемы за счет использования эффекта контактного упрочнения наиболее перспективно. Вместе с тем задача определения характеристик прочности металла шва для последующего использования полученных значений в расчетах на прочность также является актуальной. Применение для этой цели метода растяжения в этом случае весьма затруднительно, особенно с учетом малой ширины шва. Весьма перспективно в данных условиях применение метода безобразцового определения характеристик прочности металла, основанного на вдавливании индентора [12]. За счет высокой локальности метода и возможности изменения параметров испытания в зависимости от фактической ширины сварных швов данный метод является весьма эффективным как с точки зрения информативности, так и по трудозатратам и материалоемкости. Таким образом, целями данной работы являются исследование влияния геометрических параметров швов разнородных сварных соединений стали ЭП517 и сплава 36НХТЮ на прочностные свойства сварных соединений, а также разработка безобразцового метода определения прочностных характеристик металла шва. Методика Для получения сварных соединений использовали пластины толщиной 6 мм из стали ЭП517 и сплава 36НХТЮ. Электронно-лучевая сварка (ЭЛС) пластин проводилась на установке АЭЛТК-12-244, технические характеристики которой приведены в табл. 1. Таблица 1 Основные технические характеристики электронно-лучевой установки АЭЛТК-12-244 № п/п Параметр Единица измерения Значение 1 Ускоряющее напряжение кВ 60 2 Диапазон значений изменения тока электронного пучка мА 1-650 3 Максимальная мощность электронного пучка кВт 40 4 Рабочее расстояние между пушкой и деталью мм 100-500 5 Объем вакуумной камеры м3 12 6 Рабочее давление мм рт. ст. 10-4 ЭЛС проводилась в нижнем положении со свободным формированием корня. Исходя из данных работы [13-16], скорость сварки, обеспечивающую свободное формирование корня шва, выбрали равной 60 м/ч. Значение тока пучка определяли расчетным путем, после чего экспериментально проводили подбор тока фокусирующей линзы и корректировали ток электронного пучка. Шов № 1 был получен без применения развертки, затем для уменьшения ширины шва при сварке шва № 2 использовали продольную пилообразную развертку, используемую в работах [17, 18]. При сварке шва № 3 для увеличения ширины шва использовали поперечную развертку. Широкий шов необходим для изготовления образца на растяжение из металла шва. Режимы ЭЛС представлены в табл. 2. Таблица 2 Режимы ЭЛС пластин из стали ЭП517 и сплава 36НХТЮ № п/п Скорость сварки Vсв, м/ч Ускоряющее напряжение U, кВ Ток луча, Iл, мА Ток фокусирующей линзы Iф, мА Частота развертки f, мм Амплитуда развертки А, мм 1 60 60 85 780 - - 2 90 780 170 1,5 (продольная) 3 120 780 170 3 (поперечная) Полученные сварные соединения использовали для металлографических исследований и механических испытаний, причем часть пластин исследовали сразу после сварки, а остальную после термической обработки. Термическую обработку проводили в муфельной печи Nabertherm P330 по режиму отпуск 650 ºС с выдержкой 3 ч и охлаждением на воздухе. Подготовку микрошлифов выполняли по стандартной методике. Вырезка заготовок для микрошлифов проводилась на отрезном станке Buehler AbrasiMatic 300. Затем отрезанные фрагменты были запрессованы в компаунд EpoMet на станке для горячей запрессовки Buehler SimpliMet 1000. Запрессованные образцы подвергались шлифованию на станке Buehler EcoMet 250, а затем полировке с использованием алмазной пасты и полировальных суспензий. Электрохимическое травление осуществляли в 10%-ном растворе щавелевой кислоты в воде. Для исследования микроструктуры сварного соединения использовали оптический микроскоп Zeiss Observer Z1m. Распределение твердости по Виккерсу HV2 по сечению сварного соединения определяли на автоматизированном твердомере Instron Tukon 2500 согласно ГОСТ 2999-75 «Металлы и сплавы. Метод измерения твердости по Виккерсу» и ГОСТ 6996-66 «Сварные соединения. Методы определения механических свойств». Испытания по определению характеристик прочности и пластичности свариваемых материалов и сварных соединений растяжением проводились на универсальной испытательной машине Instron 5982 в режиме растяжения со скоростью деформирования Vдеф = 2 мм/мин. Испытания для определения механических свойств свариваемых материалов 36НХТЮ и ЭП517 проводили в соответствии с ГОСТ 1497-84 «Металлы. Методы испытания на растяжение» на плоских образцах номинальной толщиной h = 5 мм. Для определения прочностных характеристик металла шва из сварного шва № 3 вырезали образец в продольном направлении и провели испытания в соответствии с п. 4 ГОСТ 6996-66. Для определения временного сопротивления исследуемых сварных соединений проводились испытания сварных соединений на статическое растяжение согласно п. 8 ГОСТ 6996-66. Образцы на растяжение вырезались в поперечном относительно сварного шва направлении таким образом, чтобы все сварное соединение, включая металл шва, зону термического влияния и основной металл, находилось в пределах рабочей части образца. В данной работе испытания разнородных сварных соединений из сплавов 36НХТЮ и ЭП517 проводились на плоских образцах номинальной толщиной h = 5 мм и цилиндрических образцах номинальным диаметром рабочей части d = 3 мм. Помимо указанных выше методов исследования сварных соединений в работе был применен безобразцовый способ определения механических свойств вдавливанием индентора. Данный метод основан на вдавливании в заданный участок сварного соединения индентора в виде шара с последующим определением специальных характеристик твердости и пересчетом их на показатели других механических свойств (временное сопротивление, предел текучести и др.). Процедура определения специальных характеристик твердости регламентирована ГОСТ 22761-77 «Металлы и сплавы. Метод измерения твердости по Бринеллю переносными твердомерами статического действия» и ГОСТ 22762-77 «Металлы и сплавы. Метод измерения твердости на пределе текучести вдавливанием шара», разработанными в МЭИ. Эти же ГОСТы регламентируют определение данным способом временного сопротивления и предела текучести углеродистых сталей и легированных сталей перлитного класса. Однако, если речь идет об определении характеристик прочности на сталях других структурных классов или на сплавах на основе других металлов, реализация данного способа требует проведения предварительных испытаний, включающих получение для каждого из исследуемых материалов диаграммы вдавливания индентора, сопоставление диаграмм вдавливания с диаграммами растяжения и установление с их помощью взаимосвязей между специальными характеристиками твердости и прочности. Такие исследовательские испытания были проведены на микрошлифах для каждого из свариваемых материалов (36НХТЮ и ЭП517) и их сварных соединений. Результаты Металлографические исследования сварных соединений стали ЭП517 и сплава 36НХТЮ показали отсутствие внутренних дефектов типа пор и трещин в исследуемых сечениях. Панорамные снимки швов представлены на рис. 2. Как видно из рисунка, форма и ширина шва значительно отличаются в зависимости от параметров режимов сварки. Несимметричность шва, по всей видимости, связана с несовершенством электронно-оптической системы используемой пушки, а также различием физических свойств свариваемых металлов. Ширина шва в центральной части составляет 1,4 мм в шве № 1, 1,1 мм в шве № 2 и 3,4 мм в шве № 3. а б в Рис. 2. Макрошлифы сварных соединений: а - шов № 1; б - шов № 2; в - шов № 3 Сталь ЭП517 мартенситного класса с карбидным упрочнением в зоне термического влияния претерпевает мартенситное превращение, а стареющий сплав 36НХТЮ в зоне термического влияния образует пересыщенную γ-фазу. Металл шва после сварки имеет структуру пересыщенного аустенита с включениями карбидов и интерметаллидов преимущественно по границам зерен (рис. 3, а). При термической обработке как в металле шва, так и в ЗТВ со стороны 36НХТЮ происходит прерывистое выделение упрочняющей γ׳-фазы (рис. 3, б). При этом стоит отметить, что структура металла шва во всех 3 образцах идентична. Это также подтверждается испытаниями сварных соединений вдавливанием индентора. а б Рис. 3. Микроструктура металла шва до (а) и после (б) термической обработки при температуре 650 ºС в течение 3 ч, ´1000 На рис. 4 показаны распределения в поперечных сечениях сварных соединений значений твердости по Виккерсу. Как видно из рисунка, уровень твердости практически не зависит от ширины шва. В то же время следует отметить более высокую твердость в корне шва по сравнению с вершиной, что можно объяснить различными условиями охлаждения в процессе сварки. Как видно из рис. 4, высокие скорости охлаждения в ЗТВ под действием сварочного термического цикла приводят к закалке, которая со стороны стали ЭП517 приводит к повышению твердости за счет мартенситного превращения, а со стороны сплава 36НХТЮ - к снижению твердости. Результаты испытаний образцов, вырезанных из свариваемых материалов, металла шва, сварных соединений без термической обработки и после термической обработки (ТО) представлены в табл. 3, в которой приведены средние значения основных характеристик прочности и пластичности. Разрушение всех сварных образцов как в состоянии после сварки, так и после термической обработки проходило по металлу шва. На рис. 5 представлены диаграммы растяжения свариваемых материалов, металла шва и сварных соединений. Для разработки безобразцового метода определения механических свойств вдавливанием индентора для каждого из свариваемых материалов и металла сварных швов проводились исследовательские испытания, которые заключались в получении диаграмм вдавливания шарового индентора в координатах «нагрузка вдавливания - диаметр восстановленного отпечатка», перестроении этих диаграмм в координаты «среднее контактное напряжение НВ - средняя контактная деформация», сопоставлении их с соответствующими диаграммами растяжения и установлении кореляционных связей между характеристиками твердости. По результатам испытаний вдавливанием было установлено, что как для сплава 36НХТЮ, так и для стали ЭП517 максимальное контактное напряжение НВmax достигается при степени нагружения F/D2 ≈ 30 кГ/мм2, где F - нагрузка вдавливания, а D - диаметр индентора, что соответствует условиям определения твердости по Бринеллю согласно ГОСТ 9012-59. Для металла шва НВmax достигается при степени нагружения F/D2 ≈ 42 кГ/мм2, что косвенно свидетельствует о более высокой пластичности металла шва в сравнении со свариваемыми материалами. Сопоставление результатов испытаний вдавливанием индентора и растяжением образцов представлено в табл. 4. Для определения характеристик прочности по характеристикам твердости для каждого из материалов определяли коэффициент k0,2, равный отношению предела текучести σ0,2 к твердости на пределе текучести HB0,2, и коэффициент kв, равный отношению временного сопротивления σв к максимальной твердости HBmax. Таким образом, по результатам испытаний были установлены корреляционные связи между характеристиками твердости и прочности, с использованием которых можно по результатам 2 вдавливаний индентора с заданными параметрами испытания определить временное сопротивление и предел текучести для основного металла или металла сварного шва. Рис. 4. Графики распределения значений твердости по Виккерсу HV2 по поперечным сечениям сварных соединений после сварки Таблица 3 Механические свойства свариваемых материалов и их сварных соединений Группа образцов Тип образца Относительная ширина шва b/δ, или d/δ Временное сопротивление σв, МПа Предел текучести σ0,2, МПа Предельное равномерное удлинение δрав, % 36НХТЮ Плоский - 1237 990 10 ЭП517 Плоский - 987 797 7 Металл шва Цилиндрический - 553 340 23 Сварное соединение Плоский 0,42 742 520* 2* 0,29 795 500* 2* Цилиндрический 0,43 754 575* 2* Сварное соединение после ТО Плоский 0,42 869 640* 5* 0,29 915 532* 11* Примечание. * Указанные характеристики не определяются согласно ГОСТ 6996-66. Представленные в таблице значения носят оценочный характер. Рис. 5. Диаграммы растяжения для свариваемых металлов (36НХТЮ и ЭП517), металла шва (МШ) и сварных соединений с относительной шириной шва 0,29 до (СШ - без ТО) и после термической обработки (СШ - после ТО) Таблица 4 Сопоставление результатов испытаний вдавливанием индентора и растяжением образцов для свариваемых материалов и металла сварных швов Исследуемый материал Вдавливание индентора Растяжение образцов Корреляционные связи Твердость на пределе текучести HB0,2, МПа Максимальная твердость HBmax, МПа Предел текучести σ0,2, МПа Временное сопротивление σв, МПа k0,2 kв 36НХТЮ 2492 3537 990 1237 0,397 0,349 ЭП517 2154 2840 797 987 0,370 0,347 Металл шва 961 1511 340 553 0,354 0,365 Таблица 5 Результаты определения характеристик твердости металла швов № 1-3 вдавливанием индентора Образец Ширина шва в центральной части, мм Результаты испытаний вдавливанием индентора Расчет характеристик прочности Твердость на пределе текучести HB0,2, МПа Максимальная твердость HBmax, МПа Предел текучести σ0,2, МПа Временное сопротивление σв, МПа Шов № 1 1,4 990 1545 350 564 Шов № 2 1,1 969 1530 343 558 Шов № 3 3,4 961 1511 340 553 Метод вдавливания индентора применялся также для определения механических свойств сварных швов № 1-3, исследуемых в работе. На микрошлифах сварных соединений в металле шва было выполнено по 2 вдавливания, в результате которых определили твердость на пределе текучести HB0,2 и максимальную твердость HBmax. Результаты представлены в табл. 5, из которой видно, что механические свойства металла швов № 1-3 идентичны и фактически не зависят от ширины шва. Обсуждение результатов Металл шва, формируемый при сварке стали ЭП517 со сплавом 36НХТЮ, имеет сравнительно низкие прочностные свойства, причем закалка из жидкого состояния позволяет повысить прочностные свойства за счет последующего старения на значительную величину. Несмотря на возможность некоторого повышения прочности металла шва за счет оптимизации параметров термообработки и регулирования степени проплавления, в целом повышение прочности металла шва до уровня основного металла не представляется возможным из-за различных механизмов упрочнения свариваемых материалов. В то же время известный эффект контактного упрочнения позволяет существенно повысить временное сопротивление сварного соединения с узкими швами. Дело в том, что при поперечном деформировании сварного соединения с мягкой прослойкой (швом) шов первым будет вовлечен в пластическую деформацию, развитию которой сразу же станут препятствовать прилегающие участки более прочной зоны металла, так как в этот момент они продолжают работать в области упругих деформаций. Сдерживание пластической деформации мягкой прослойки связано с тем, что коэффициент поперечной деформации при пластической работе материала заведомо превышает значение коэффициента поперечной деформации при упругой работе [19]. Это приводит к возникновению сложного объемного напряженного состояния в мягкой прослойке, при котором металл в ней приобретает более высокое значение интенсивности деформаций, что в конечном счете существенно влияет на прочность и запас пластичности. Особенно сильно сдерживание пластической деформации проявится, когда в мягкой зоне металла должна образоваться шейка, что связано с быстрым нарастанием поперечных деформаций. Но в результате сдерживания образование шейки в мягком металле произойдет с задержкой во времени и при большем уровне средних растягивающих напряжений, что будет означать повышение прочности мягкой прослойки [19, 20]. Согласно данным работы [4], временное сопротивление конструкции, содержащей мягкую прослойку, при относительной ширине прослойки менее 0,1 равно временному сопротивлению основного металла, т.е. конструкция равнопрочная, а при относительной ширине прослойки более 1 прочность конструкции определяется временным сопротивлением мягкой прослойки. Исходя из этого, а также из данных табл. 3-5, построили график зависимости временного сопротивления от относительной ширины прослойки (рис. 6). Как видно из графика, экспериментальные данные хорошо согласуются с данными работы [4]. Таким образом, можно предположить, что дальнейшее повышение прочности сварного соединения возможно за счет уменьшения ширины шва, для чего необходимо совершенствовать технологию и оборудование для ЭЛС. Рис. 6. Зависимость временного сопротивления сварного соединения от относительной ширины шва: 1 - металл шва после старения; 2 - металл шва после сварки Разработанный в рамках данной работы безобразцовый метод контроля механических свойств вдавливанием индентора показывает стабильные результаты по оценке механических характеристик металла шва, что позволит определять прочностные свойства сварных конструкций с различными геометрическими параметрами мягкого шва. Анализ полученных результатов испытаний вдавливанием 3 исследуемых сварных швов (№ 1-3) совместно с результатами испытаний растяжением образцов со сварными швами наглядно демонстрирует эффект контактного упрочнения. Прочность металла швов идентична и не зависит от ширины шва (σв = 553…564 МПа), в то время как конструкционная прочность образцов с узкими швами, определенная растяжением, оказалась существенно выше (σв = 742…795 МПа). Выводы Исследуемые сварные соединения, полученные электронно-лучевой сваркой, характеризуются малой шириной шва и небольшой относительной шириной швов, что создает благоприятные условия для интенсивного контактного упрочнения шва при деформировании металла растяжением. Причем уменьшение относительной ширины шва с 0,42 до 0,29 позволило повысить временное сопротивление сварных соединений с 742 до 795 МПа (с 75 до 81 % от временного сопротивления основного металла) после сварки и с 869 до 915 МПа (с 88 до 93 % от временного сопротивления основного металла) после термической обработки. Разработан метод определения характеристик механических свойств свариваемых материалов и металла сварных швов вдавливанием индентора. Использование метода позволяет без изготовления разрывных образцов определять характеристики твердости и прочности металла швов по результатам 2 вдавливаний индентором.

About the authors

E. V Terentyev

National research university “Moscow Power Institute”

A. Yu Marchenkov

National research university “Moscow Power Institute”

A. P Sliva

National research university “Moscow Power Institute”

A. L Goncharov

National research university “Moscow Power Institute”

References

Statistics

Views

Abstract - 108

PDF (Russian) - 82

Refbacks

• There are currently no refbacks.