Анализ литературных данных [113, 114, 182-189] позволил установить, что высокие и стабильные значения ударной вязко­сти металла швов на хладостойких сталях в наибольшей мере обеспечиваются при раскислении и легировании металла шва марганцем, кремнием и никелем. Как следует из работ [70, 181], при этом содержание кремния и марганца в наплавлен­ном металле должно находиться в следующих пределах: от 0,10 до 0,60 % Si и от 0,60 до 1,50 % Mn.

Легирование металла шва никелем можно осуществлять как через покрытие, так и через электродный стержень. Известны электроды, покрытие которых нанесено на легированную нике­лем сварочную проволоку, например Fortrex 8018C (фирма “Вое Murex”, Великобритания), ВП-4, ВП-6 и др. Хотя легиро­вание через проволоку с металлургической точки зрения луч­ше (более высокий коэффициент перехода легирующих эле­ментов в сварочную ванну), однако вследствие высокой трудо­емкости изготовления специально легированной сварочной проволоки, а также склонности легированных стержней к пе­регреву при сварке из-за повышенного удельного электричес­кого сопротивления (введение 1-1,2 % Ni в сварочную прово­локу Св-08Г2С увеличивает ее удельное электрическое сопро­тивление в 1,7—1,8 раза) нами был выбран второй путь — леги­рование металла шва через электродное покрытие.

С целью определения оптимального содержания никелевого порошка в покрытии, обеспечивающего требуемую концентра­цию никеля в металле шва и высокую ударную вязкость швов при температурах до —70 °С, были выполнены дополнительные исследования на стали 09Г2С, так как она наиболее широко используется в нефтехимическом машиностроении в условиях отрицательных температур. Покрытие опытных электродов со­держало никелевый порошок марки ПНЭ-1 по ГОСТ 9722—79 (насыпной вес 3,22 г/см2). Состав покрытия опытных электро­дов представлен в табл. 4.1. Химический и гранулометричес­кий составы никелевого порошка приведены в табл. 4.2.

Состав покрытия опытных электродов, % (по массе)

Компоненты покрытия

Индекс электрода

M1

M2

M3

M4

Мрамор

29

29

29

29

Плавиковый шпат

22

22

22

22

Синтетическая слюда (АНС-1)

4

4

4

4

Полевошпатовый концентрат

7

7

7

7

Ферромарганец

4

4

4

4

Ферросилиций

6

6

6

6

Ферротитан

8

8

8

8

Fe порошок

20

18

17

16

Никелевый порошок

0

2

3

4

Т а б л и ц а 4.2

Химический и гранулометрический составы никелевого порошка

Химический состав, %

Гранулометри­ческий состав, мкм

Ni

Со

С

Fe

Си

Si

S

Класс

+71

-45

99,8

0,07

0,01

0,04

0,01

0,01

0,005

85

15

Т а б л и ц а 4.3

Химический состав наплавленного металла, %

Индекс

электрода

С

Mn

Si

Ti

Ni

S

P

M1

0,076

1,15

0,37

0,016

0

0,017

0,021

M2

0,074

1,2

0,39

0,011

1,0

0,019

0,021

M3

0,078

1,3

0,42

0,011

1,6

0,014

0,023

M4

0,077

1,3

0,42

0,012

2,0

0,015

0,021

Химический состав металла, наплавленного опытными элек­тродами, показан в табл. 4.3.

Результаты испытаний механических свойств металла шва опытных электродов приведены на рис. 4.5 и 4.6. Видно, что с увеличением содержания никеля от 0 до 2,0 % в наплавленном металле ударная вязкость сварных швов на образцах с надре­зом по Шарпи (тип IX по ГОСТ 6996-66) при отрицательных температурах (-60…-70 °С) повышается примерно в 2 раза. При этом несколько увеличиваются и его прочностные харак­теристики.

Как показали наши исследования, легирование металла шва никелем позволяет улучшить и другие широко используемые в механике разрушения конструкций характеристики вязкости наплавленного металла, в частности, параметры критической

Рис. 4.5. графики зависимос­ти механических свойств металла шва от содержания никеля в наплавленном метал­ле [70]

image170интенсивности напряжений (K1c, МПа • м1/2) и критического раскрытия трещины (ас, мм), характеризующие сопротивляе­мость металла шва раскрытию трещин.

Подпись: Рис. 4.6. Графики зави-симости ударной вязкости металла шва от темпера-туры при различном со-держании никеля в на-плавленном металле [70]: 1 - 0 % Ni; 2 - 1,0 % Ni; З - 1,6 % Ni; 4 - 2,0 % Ni
image171

Для изготовления образцов были сварены стыки из стали 09Г2С опытными электродами диаметром 4 мм (варианты М1-М4) и промышленными электродами АНО-11 на перемен­ном токе (1св = 180 A, ид = 23-24 В) от трансформатора

СТШ-500/80. Надрез на сварных образцах наносили по шву. В качестве опытных электродов использовали электроды АНО — 26, в покрытие которых вместо железного порошка вводили никелевый порошок в количестве 0, 1, 2, 3 и 4 %.

Усталостные трещины в образцах выращивали с помощью гидропульсатора ЦДМпу-10 (Германия) при частоте нагруже­ния 10-15 Гц и коэффициенте асимметрии цикла R = 0,1-0,2. Испытания по определению параметров вязкости разрушения проводили на установке УМЭ-10 по стандартной методике [200].

Результаты измерений приведены в табл. 4.4. Видно, что металл сварных швов, легированный никелем (0,5-2 %), имеет большие значения коэффициентов К1с и 6с во всем диапазоне температур, чем основной металл, т. е. характеризуется более высокой сопротивляемостью разрушению. Наиболее высокие значения критической величины коэффициента интенсивности напряжения К1с и коэффициента раскрытия трещины 6с полу­чены для сварных швов с концентрацией никеля, равной 1,6-2 %.

Улучшение механических свойств, в частности, ударной вязкости и параметров вязкости разрушения металла шва, ле­гированного никелем, можно объяснить его благоприятным влиянием на структурную и химическую неоднородность на­Т а б л и ц а 4.4

Результаты определения значений параметров вязкости разрушения К1с и бс в зависимости от температуры испытания

Индекс (марка) элек­трода

Содержа­ние нике­ля в на­плав­ленном

Пара­

метры

вязкости

разру-

Температура испытания,

°С

металле,

%

шения

+20

-20

-50

-70

МО (АНО-11)

Ml

М2

М3

М4 (АНО-25)

0

0,5

1,0

1,6

2,0

К1с,

МПа-м1/2

9.5- 106,5 94,6-110,0

96.5- 108,4 102,2-115,5 112,0-127,2

99.2- 102,3 90,0-102,3

87.3- 92,2

96.4- 105,3

102.4- 116,1

75.2- 79,5

68.3- 82,0

71.4- 77,5

78.5- 88,4 79,2-98,3

65,7-69,8

66,6-72,3

69.5- 76,0

76.6- 84,9 80,5-87,6

Сталь 09Г2С

98,5-104,0

88,6-92,5

71,3-78,8

62,1-68,2

МО (АНО-11)

Ml

М2

М3

М4 (АНО-25)

0

0,5

1,0

1,6

2,0

6с, мм

0,70-0,77

0,73-0,78

0,81-0,89

0,82-0,86

0,84-0,90

0,46-0,53

0,57-0,66

0,61-0,69

0,74-0,82

0,79-0,85

0,14-0,23

0,27-0,32

0,29-0,36

0,35-0,46

0,42-0,56

0,06-0,11

0,10-0,16

0,14-0,19

0,21-0,25

0,24-0,30

П р и м е ч а н и е. Разброс значений К1с и чины составляет не более ±10 %.

бс относительно средней вели-

плавленного металла. Для оценки степени этого влияния при­менительно к электродам с основным покрытием, проводились дополнительные исследования с помощью современных мето­дов металлографического анализа.

Исследовали металл однослойных сварных швов, выполнен­ных опытными электродами с переменным содержанием нике­ля в покрытии (электроды с индексом M1, M2, М3 и М4, см. табл. 4.1). Химический состав наплавленного металла приве­ден в табл. 4.2.

Сварку выполняли на постоянном токе при обратной поляр­ности на режиме: 1св = 180 А, ид = 23-24 B.

Структуру металла шва изучали на растровом электронном микроскопе модели “JSM-35CF” (фирма “Джеол”, Япония). Результаты исследований показали, что структура металла шва электродов M1 (см. табл. 4.1) характеризуется следующи­ми особенностями. Неравноосные зерна верхнего бейнита (ди­аметром 100-700 мкм и длиной 1-2 мм) окаймлены поликрис­таллической доэвтектоидной ферритной оторочкой шириной 10-20 мкм, не содержащей выделений фаз внедрения, но с не­металлическими включениями и перлитными колониями по ее границам. В теле зерен наблюдаются пластинки карбидов (в основном, карбидов железа) толщиной 7-10 мкм, небольшие перлитные колонии и неметаллические включения обычно сферической формы диаметром 0,1-2 мкм.

Легирование металла шва никелем в количестве 1-2 % вы­зывает следующие изменения в микроструктуре металла (цен­тральная зона шва):

а) значительно уменьшились размеры как бейнитных зе­рен, так и его карбидов, а именно: диаметр зерна — 150— 200 мкм (1 % Ni) и 100-150 мкм (2 % Ni);

б) уменьшилась ширина доэвтектоидного феррита — 6-8 мкм (1 % Ni) и 3-5 мкм (2 % Ni);

в) уменьшилась толщина карбидов бейнита — 4-5 мкм (1 % Ni) и 2-4 мкм (2 % Ni).

Кроме того, при легировании металла никелем в количестве 2 % обнаружено измельчение доэвтектоидного феррита на суб­зерна (диаметром 7-10 мкм). Установлено также, что сульфи­ды в сварных швах, легированных никелем, состоят из соеди­нений серы с марганцем глобулярной формы диаметром —3 мкм. Следовательно, в данном случае связывание серы в со­единение MnS снижает вероятность образования легкоплавкой эвтектики Ni — NiS, что, как известно, способствует повыше­нию стойкости сварных швов против образования горячих тре­щин [151].

Рентгеноспектральный микроанализ, выполненный на мик­роанализаторе системы “ORTEC” (США), показал, что никель почти не связывается с неметаллическими включениями, а обра­зует преимущественно твердый раствор с ферритом. Наблюдают­ся также карбиды марганца, в состав которых входит никель. Кроме того, было замечено существенное влияние никеля на химическую неоднородность, проявляющуюся в уширении лик — вационных полос фосфора и марганца и в уменьшении степени неравномерного распределения таких элементов, как кремний и сера, что хорошо согласуется с результатами работ [23, 151].

Сопоставление данных структурного и микрорентгеноспект­рального анализа позволяет предположить, что улучшение пластических свойств металла шва при легировании никелем связано с тем, что никель смещает область у — а-превращения в сторону более низких температур, способствуя тем самым об­разованию достаточно мелкодисперсной и однородной структу­ры нижнего бейнита с минимальной шириной доэвтектоидной ферритной оторочки. Такая структура, как известно [36], бла­гоприятствует обеспечению высоких механических свойств ме­талла шва, в частности его ударной вязкости.

Количественную оценку влияния структурного состояния наплавленного металла на механические свойства дали, ис­пользуя зависимость критических напряжений разрушения от размеров (диаметра) зерна металла, полученную в работе [70]:

оКр = Кр • d-1/2, (4.1)

где Кр — коэффициент интенсивности разрушающих напряже­ний для однородной структуры; d — исходный размер (услов­ный диаметр) зерна.

Из выражения (4.1) следует, что с уменьшением размера зерна возрастает величина критических напряжений разруше­ния. Эта зависимость получена для случая однородной микро­структуры аустенитных сталей и применительно к сварным швам, характеризующимся неоднородной структурой, она не вполне приемлема. Наиболее характерным признаком структу­ры шва является наличие участков доэвтектоидного феррита по границам зерен. Известно, что феррит — мягкая структур­ная составляющая, в то время как бейнитный пакет — высоко­прочная. Поэтому из-за неоднородности (по прочност­

ным характеристикам) структурных составляющих шва на и х границах будут существовать локальные области с повышен­ной концентрацией напряжений, которые могут быть причиной преждевременного хрупкого разрушения сварного соединения.

С учетом современных представлений о механизме разруше­ния металлов [13, 26, 151] оценим величину напряжений, воз­никающих на границе неоднородных участков структур.

В связи с тем, что изменение одноосности поля напряже­ний у бейнитного пакета аналогично случаю концентрации на­пряжений у цилиндрического включения, наиболее целесооб­разно воспользоваться результатами, полученными в работе [27]. Рассмотрим “критический” случай, когда бейнитный па­кет расположен в структуре перпендикулярно к внешнему напряжению. В связи с тем, что модуль сдвига бейнита не ра­вен модулю сдвига феррита, значение локализованных напря­жений, согласно [103, 27], в 1,2 раза превосходит напряже­ния на участке равномерной деформации. С учетом этого ко­эффициент интенсивности разрушающих напряжений на гра­нице феррита и бейнитного пакета можно определить по фор­муле [70]

Кр. н = 0,85^300yE/п, (4.2)

где у — удельная поверіхкостная энергия; Е — модуль сдвига.

Тогда критические напряжения хрупкого разрушения для случая неоднородной структуры шва равны

°Кр. н = Кр. н • <2 = 15d<-1/2. (4.3)

Результаты расчета величины окр. н для ранее рассмот­ренных трех видов микроструктур, легированных никелем в количестве 0,1 и 2 %, приведены на рис. 4.7. Видно, что металл швов, легированных 1-2 % никеля, менее подвержен хрупкому разрушению, вызванному структурной неодно­родностью, чем металл, не содержащий никеля в своем составе.

Данные фрактографического анализа образцов, испытанных на ударный изгиб (в интервале температур -70…20 °С), показал, что изломы металла шва, легированного никелем, представляют собой вязкие участки ямочного типа. При этом доля вязкой составляющей в изломе таких образцов составляет не менее 95 %, в то время как у образцов без никеля она не превышает 45-50 %.

Для выявления структур, ответственных за разрушение, изломы образцов подвергали глубокому травлению в 3%-ном растворе HNOg. Обнаружено, что сварные швы, не легирован­ные никелем, разрушаются по зоне доэвтектоидного феррита: на фасетках скола протравливается структура феррита.

В то же время сварные швы, легированные 2 % никеля,

Рис. 4.7. Расчетная зависи­мость критических напряже­ний хрупкого разрушения для шва с неоднородной структурой от размера

image172зерна доэвтектоидного фер­рита в сварном шве:

1 — 0 % Ni; 2 — 1 % Ni; 3 —

2 % Ni разрушаются по плоскостям скола пакетов нижнего бейнита. Описанные выше изменения характера разрушения шва по мере увеличения концентрации никеля, по-видимому, являются причиной наблюдаемого роста его ударной вязкости.

Повышение ударной вязкости в результате легирования шва никелем обусловлено не только измельчением структуры металла шва, но и влиянием никеля на дислокационную структуру ферритной матрицы и бейнитных пакетов [16]. Никель, входящий в состав бейнитных пакетов, снижает и х твердость, тем самым благоприятствуя пластической дефор­мации [16, 27].

Пластифицирование матрицы зер на никелем подтверждается фрактографическими исследованиями изломов образцов. Так, в шве, легированном 2 % никеля, наблюдается вязкое разру­шение по механизму зарождения и слияния микропустот у неметаллических включений. В то же время разрушение ква — зисколом, наблюдаемое при испытании не легированных нике­лем образцов, происходит, как правило, в теле ферритных оторочек вблизи крупных неметаллических включений (диа­метром более 2-4 мкм), служащих концентраторами напря­жений. Микропустоты, путем слияния которых образуется вязкая трещина критической длины, от которой начинается разрушение сколом, могут возникать как вокруг неметалли­ческих включений, так и в результате расслоений по грани­цам ферритных зерен [100].

Испытания показали, что наиболее высокие и стабильные значения ударной вязкости (59-70 Дж/см2 при t = -60 °С ) и

характеристик сопротивления развитию трещин (K1c = 76,6— 87,6 МПа • м1/2 и 6с = 0,21-0,30 при t = -7о °С) металла шва хладостойких сталей достигаются при концентрации никеля в нем от 1,6 до 2,2 %, которая реализуется введением

в электродное покрытие никелевого порошка в количестве 3-4 %.

С учетом изложенного выше, нами был выбран опти­мальный химический состав наплавленного металла (в %): 0,10 С; 0,20-0,40 Si; 0,80-1,2 Mn; 1,6-2,2 Ni; S, P < 0,025, реализуемый оптимальным содержанием и соотношением ферро­сплавов в электродном покрытии: 4-5 % FeMn, 5-8 % FeSi, 7­10 % FeTi; FeTi : FeSi : FeMn = 2 : 1,5 : 1.