автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Исследование и разработка технологии сварки радиационных труб W-образной формы из литой жаростойкой аустенитной стали 20Х25Н20С2

' ■ 5 С.;

На правах рукописи

МАРКОВ Борис Анатольевич

УДК 621.791.75

М 268

ИССЛЕДОВАНИЕ И РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ СВАРКИ РАДИАЦИОННЫХ ТРУБ УУ-ОБРАЗНОЙ ФОРМЫ ИЗ ЛИТОЙ ЖАРОСТОЙКОЙ АУСТЕНИТНОЙ СТАЛИ 20Х25Н20С2

Специальность 05.03.06. Технология и машины

сварочного производства

АВТОРЕФЕРАТ ДИССЕРТАЦИИ на соискание ученой степени кандидата технических наук

Липецк -

1998

Работа выполнена на кафедре сварки Липецкого государственного технического университета

Научный руководитель кандидат технических наук,

В.В. ВЕТЕР

Научный консультант кандидат физико-математических наук

В.И. УТЕШЕВА

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

В. Н. ГАДАЛОВ

кандидат технических наук А.Н. ГОНЧАРОВ

Ведущее предприятие АООТ «Всероссийский дважды ордена Трудового

Красного Знамени теплотехнический научно-исследовательский институт».

Защита состоится 01 июля 1998 г. в 11 часов в ауд. К-601 на заседании диссертационного совета Д 064.22.01 Липецкого государственного технического университета.

Ваши отзывы, заверенные печатью, просим направлять на имя ученого секретаря диссертационного совета по адресу: 398055, г. Липецк, ул. Московская, 30.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Липецкого государственного технического университета.

Автореферат разослан « 1998 г.

Ученый секретарь специализированного совета, кандидат технических наук, доцент

В. В. КАРИХ

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Высоколегированная аустенитная литая сталь 20Х25Н20С2 широко применяется для изготовления различных деталей и узлов термического оборудования машиностроительных и металлургических предприятий. Однако получение качественных сварных соединений данной гтп тт» зятп\ш№?но изс3 низкой технологической прочности. Например, 96 % всех разрушений радиационных труб W-образной формы, изготавливаемых на ремонтно-механическом заводе (РМЗ) АО "Новолипецкий металлургический комбинат" (АО "НЛМК") из литой стали 20Х25Н20С2, из-за образования в сварных соединениях большого количества горячих трещин и других дефектов, связанных с недостатками технологии сварки, происходило по металлу сварных швов или околошовной зоны. В связи с этим стойкость данных конструкций при эксплуатации в печных секциях агрегата непрерывного отжига (AHO) листопрокатного производства (ЛПП) АО "НЛМК" не превышала 1 года.

Малая длительность эксплуатации радиационных труб приводила к неоправданному увеличению расходов не только на изготовление радиационных груб, но и на проведение периодических ремонтов AHO, необходимых для замены вышедших из строя нагревателей. В конечном итоге все эти затраты приводили к повышению себестоимости металлопроката, снижению его качества и, как следствие, к сокращению рынка сбыта готовой продукции. Поэтому актуальной проблемой являлась разработка технологии сварки и термической обработки сварных соединений литой стали 20Х25Н20С2, обеспечивающей увеличение длительности эксплуатации радиационных труб.

Цель работы: повышение длительности эксплуатации сварных радиаци-энных труб из литой стали 20Х25Н20С2 за счет совершенствования конструкции труб, разработки технологии сварки и термической обработки сварных со-гдинений.

Для осуществления поставленной цели необходимо было решить следующие задачи:

1) исследовать влияние различных технологических факторов (формы и параметров разделки кромок, предварительного подогрева, режимов сварки, химического состава сварочных материалов и др.) на склонность металла свар-:шх соединений центробежнолитой стали 20Х25Н20С2 к образованию горячих грещин;

2) определить режимы термической обработки литой стали 20Х25Н20С2 \ ее сварных соединений;

3) разработать расчетную схему и определить наиболее опасные сечения радиационной трубы AHO ЛПП; провести расчетную оценку величины напря-кений, возникающих в опасных сечениях от действия собственного веса кон-;трукции, и определить факторы, влияющие на величину напряжений в опас-шх сечениях;

4) изменить конструкцию радиационной трубы с целью перемещения

опасных сечений от сварных соединений на основной металл для избежания локальных разрушений металла околошовной зоны (ОШЗ) при эксплуатации;

5) разработать технологический процесс сварки и термической обработки сварных соединений.

Научная новизна:

Разработана расчетная схема для определения величины изгибающего момента по длине радиационной трубы W-образной формы, учитывающая влияние криволинейных участков колен. Определены опасные сечения корпуса и колен и величина возникающих в них напряжений от действия собственного веса, установлены факторы, оказывающие влияние на величину напряжений в опасных сечениях. Доказано, что уменьшение толщины стенки колен с 18 до 14 мм и корпуса с 14 до 10 мм позволяет повысить длительность эксплуатации радиационной трубы в 1,65 раза.

Разработана конструкция радиационной трубы W-образной формы, у которой механическое упрочнение корпуса и снижение напряжений в опасных сечениях на 20...25 % достигается применением ребер жесткости. Определены оптимальные форма и размеры ребер жесткости.

Установлены форма и размеры разделки кромок, режимы термической обработки заготовок, сварочные материалы, режимы сварки корневых валиков и последующих слоев многопроходных стыковых швов, обеспечивающие минимальную склонность сварных соединений литой стали 20Х25Н20С2 к образованию горячих трещин.

Определены режимы термической обработки сварных соединений, обеспечивающие повышение пластических свойств на границе шов-ОШЗ в 1,8...2,5 раза.

Разработана технология сварки и термической обработки литой стали 20Х25Н20С2, позволяющая повысить стойкость сварных соединений против разрушения в условиях длительной эксплуатации при температурах до 1050 °С.

Практическая ценность работы. По результатам работы в АО «НЛМК» внедрена усовершенствованная конструкция радиационных труб W-образной формы и технология их сварки. Пять труб опытной партии к настоящему времени находятся в эксплуатации более 3 лет. Всего с 1995 по 1998 г. по разработанной технологии было изготовлено 184 трубы, а средняя длительность их эксплуатации достигла 2,6 года.

Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на научно-технической конференции «Повышение эффективности металлургического производства» (Липецк, 1995 и 1996), «Теория и технология производства чугуна и стали» (Липецк, 1995), на научных семинарах кафедры сварки Липецкого государственного технического университета.

Публикации. По результатам проведенных исследований было опубликовано 9 работ, из которых 2 положительных решения на выдачу патента РФ.

Объем и структура диссертации. Диссертация состоит из 6 глав, выводов; библиографического списка и приложений, изложена на 174 листах, иллю--------------

сгрирована 13 таблицами, 57 рисунками и фотографиями. Библиография включает в себя ссылки на 100 научных и учебно-справочных источников.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ 1. Литературно-аналитический обзор и постановка задачи исследований

В данной главе диссертации были рассмотрены условия эксплуатации радиационных труб в AHO, определены следующие основные причины их недостаточной стойкости:

- низкое качество сварных швов, выполняемых ручной дуговой сваркой электродами 03JI-9 или ОЗЛ-9А узкими валиками в горизонтальном положении на несимметричной (с криволинейным скосом одной кромки) разделке кромок с применением принудительного подсхуживания свариваемого металла за счет подаваемого внутрь труб воздуха. При этом в швах обнаруживались такие дефекты, как горячие трещины, непровары корня швов, зашлаковки, несплавления металла слоев многопроходных швов и др. ;

- повышенный уровень напряжений от действия собственного веса вследствие большой толщины стенки корпуса и колен, концентрация напряжений на ослабленных проточками участках металла. (Данные проточки корпуса и колен выполнялись для местного удаления слоев металла, загрязненного легкоплавкими примесями и неметаллическими включениями.)

Проведенный литературно-аналитический обзор показал следующее:

1. Литая сталь 20Х25Н20С2 является сталью ограниченной свариваемости. Сварка данной стали затруднена высоким содержанием кремния (2...3 %) в ее химическом составе. Единой технологии сварки данной стали, особенно в литом состоянии, не существует.

2. Ни один из известных способов предотвращения образования горячих трещин в сварных швах и околошовной зоне не обеспечивает 100 %-ного положительного результата. При этом сварка данной стали сварочньми материалами, обеспечивающими воспроизведение химического состава основного металла в металле сварного шва, затруднена из-за образования в сварных швах горячих трещин. Использование для сварки сварочных материалов, обеспечивающих создание аустенитно-ферритной структуры металла швов, наиболее стойкой против образования горячих трещин, в данном случае невозможно из-за условий эксплуатации радиационных труб.

3. Термическая обработка сварных соединений хромоникелевых сталей позволяет избежать локальных разрушений в ОШЗ сварных соединений и замедлить процессы образования офазы при эксплуатации конструкций.

4. Расчетное определение опасных сечений радиационной трубы и возникающих в них напряжений затруднено из-за несовершенства существующей

расчетной схемы, не учитывающей влияния наличия криволинейности геометрической оси колен на величину напряжений. Между тем информация о величине напряжений в опасных сечениях и их соотношении с величиной длительной прочности стали позволяет ориентировочно судить о длительности эксплуатации конструкции в целом.

По результатам литературного обзора были выработаны указанные выше цель и задачи исследований.

2.Методика проведения исследований

Исследования свариваемости литой стали 20Х25Н20С2 проводились при сварке корневых швоз образцов с разделкой кромок, при наложении которых опасность образования горячих трещин наиболее высока.

Образцы для сварки изготавливались из трубных заготовок центробеж-нолитой стали 20Х25Н20С2 длиной 140 мм, обработанных до 195 мм наружного и 175 мм внутреннего диаметров.

Известно, что наиболее жесткие условия деформирования сварного соединения имеют место на последнем участке кольцевого шва. В связи с этим для сварки образцов было разработано приспособление, позволяющее моделировать условия сварки указанного выше участка кольцевого шва. Образцы попарно собирались на приспособлении, после чего осуществлялась их прихватка между собой швами длиной 10 мм по крайним участкам разделки кромок с сохранением заданной величины зазора в стыке. Для создания напряженного состояния перед сваркой контрольного шва к образцу прикладывалась растягивающая нагрузка в 4 кН, а ее величина контролировалась при помощи динамометрического ключа. Поскольку для наложения корневых швов в разделке при изготовлении ответственных изделий необходимо использование ручной арго-нодуговой сварки неплавящимся электродом, то при проведении исследований использовался только данный способ сварки.

Критериями оценки технологической прочности сварных соединений при проведении исследований являлись коэффициенты:

Ki - равный отношению суммарной длины трещин в шве (Ц, в шве) к длине исследуемого участка сварного шва (Ьш);

К2 - равный отношению суммарной длины трещин в ОШЗ (LtP в ошз) к длине исследуемого участка сварного шва.

Выявление трещин производилось осмотром сварных соединений с использованием оптических микроскопов МПБ-2 (увеличение х24) и МПБ-3 (увеличение х50), применяемых для определения твердости по методу Польди, а также при металлографических исследованиях.

Исследуемыми факторами являлись: форма и размеры разделки кромок, величина зазора в стыке, сила сварочного тока, величина коэффициента формы сварного шва, химический состав сварочных материалов, температура предва-

рительного подогрева свариваемых деталей, режимы термической обработки заготовок перед спаркой.

Для сокращения количества экспериментов и затрат на их реализацию был проведен ряд полнофакторных экспериментов (ПФК) типа 23 с тройным дублированием каждого опыта. При этом величина радиуса криволинейное™ разделки кромок (Х1) составляла - 4,0; 6,0; 8,0 мм, толщина притупления кромки (Х2) - 1,0; 1,6; 2,2 мм, величина зазора в стыке (Х3) - 0 (без зазора): 1,0; 2,0 мм, сила сварочного тока (Х4) при ручной аргонодуговой сварке неплавящимся электродом - 65, 90, 115 А. Сварка образцов велась в приспособлении с присадочной проволокой ЭП-1 (экспериментальная, ОЗХЮНбОМЗД) диаметром 2 мм. При проведении дополнительных экспериментов, необходимых для расчета уравнений регрессии второго порядка (с квадратичными членами) при ПФК 23, значения факторов на уровнях варьирования -1,215 и +1,215 составляли: для X] - 3,57 мм и 8,43 мм, для Х2 - 0,87 мм и 2,33 мм, для Х4 - 60 А и 120 А. По результатам исследований были определены сила сварочного тока и размеры разделки кромок, которые использовались при дальнейших исследованиях.

Подбор сварочных проволок при исследовании влияния химического состава сварочных материалов осуществлялся по величине отношения [Сг]^кн/рЧ1]экв, определяемого по формуле

(Сг]экв/[М],кв=(Сг+1,3 7Мо+1,581+2№>+ЗТ1)/(№+0,31 Мп+22С+ 14,2Ы+Си) по средним значениям разброса содержания легирующих элементов, предусмотренных ГОСТом или ТУ на данную марку проволоки без учета перемешивания при сварке с основным мет&члом. При этом использовались проволоки: ПАНЧ-И (ТУ 48-21-583-85), Х20Н80 (ТУ 14-1-322-4-81), Св-30Х25Н16Г7, СВ-10Х16Н25АМ6, Св-07Х25Н13 (ГОСТ 2246), ЭП-1 (ОЗХЮНбОМЗД).

Подогрев образцов перед сваркой для определения его влияния на технологическую прочность сварных соединений осуществлялся газовыми горелками до температур 100, 200, 300, 400 и 500 °С. Контроль за температурой подогрева осуществлялся по двум термопарам ХА и прибору РП-160. Сварка швов велась с присадочной проволокой Св-10Х16Н25АМ6, выбранной по ре-¡ультатам ранее проведенных исследований.

Для термической обработки заготовок перед сваркой был использован честный (на ширину 50...70 мм от торца притупления разделки кромок) индук-щонный нагрев токами высокой частоты (ТВЧ - 10 кГц). Нагрев производился ю температур 1000, 1050, 1100, 1150 или 1200 °С, охлаждение велось в воде -тли на воздухе. Контроль за температурой нагрева осуществлялся по термопарам ВР 5/20 и прибору РП-160.

При проведении исследований влияния различных факторов на механи-геские свойства ОШЗ сварных соединений исследуемыми факторами являлись: симический состав сварочных материалов; ширина выпуклости сварного шва; -емпература предварительного подогрева - 300 и 500 °С; способ нагрева (печ-гой или ТВЧ) и режимы термической обработки сварных соединений.

Как показали предварительно проведенные исследования, испытания нг разрыв не давали точной картины механических свойств сварных соединений поскольку во всех случаях испытаний разрушение образцов происходило пс основному металлу на удалении не менее 10 мм от границы шва. Кроме того при эксплуатации радиационных труб на сварные соединения наибольшее влияние оказывают напряжения изгиба. В связи с этим оценка механических свойств сварных соединений осуществлялась по величине угла загиба при испытаниях образцов на статический изгиб по ГОСТ 6996-91.

Для исследований предварительно осуществлялась сварка колец длиной 150 мм, обработанных до наружного диаметра 195 мм и внутреннего 175 мм, Сварка корневых швов велась в среде аргона неплавящимся электродом с присадочной проволокой Св-10Х16Н25АМ6 на токе 115 А. При сварке заготовок с предварительным подогревом до 300 и 500 °С он осуществлялся газовой горелкой по всему диаметру собранных под сварку колец. Температура подогрева контролировалась по оптическому пирометру «Гефест».

В зависимости от условий проведения экспериментов для заполнения разделки кромок после наложения корневых валиков использовались ручная аргонодуговая сварка с присадочной проволокой Св-07Х25Н13, ручная дуговая с электродами АНЖР-2 (Э-06Х25Н40М7Г2), ОЗЛ-9А (Э-28Х24Н16Г6) ГОСТ 10052 или ЭА-395/9 (Э-10Х16Н25АМ6) ГОСТ 9466.

Наложение дополнительных валиков вдоль выпуклости швов при исследовании влияния ширины выпуклости сварного шва на механические свойства сварных соединений производилось ручной дуговой сваркой штучными электродами диаметром 3 мм той же марки, которой велось заполнение разделки кромок, с минимальным проплавлением поверхности металла.

После сварки цилиндрических заготовок из них вдоль образующей вырезались образцы для механических испытаний.

При термической обработке нагрев образцов до температуры 1000 и 1100 °С производился в трубчатой электропечи в воздушной атмосфере. Контроль температуры осуществлялся по термопаре BP 5/20 и регистрационному прибору РП-160. При индукционном нагреве ТВЧ (10 кГц) до температур 1100 или 1200 °С контроль за температурой осуществлялся по оптическому пирометру "Кельвин-1200" НПО «Диполь».

Механические испытания основного металла на растяжение, статический или ударный изгиб производились согласно требованиям ГОСТ 1497, ГОСТ 40019 и ГОСТ 9454 соответственно. Условия проведения термической обработки образцов основного металла соответствовали условиям термообработки сварных соединений.

Микроструктура основного металла и сварных соединений исследовалась на автоматическом структурном анализаторе "EPIQUANT" при увеличениях хЮО, х200, х400 или xiOOO. Определение мяхротвердости производилось в соответствии с ГОСТ 9450 на приборе ПМТ-3. Рентгеноструктурный анализ про-

водился на дифрактометрах общего назначения ДРОН-4,5. Рентгеноспектраль-

ный микроанализ выполнялся - на анализаторе - "САМЕСА". Электронно--------------

микроскопические исследования проводились на электронных микроскопах ЭМ-125 и ЭМ-125К.

3. Прочностные расчеты радиационной трубы W-oбpaзнoй формы

Согласно литературным данным основной причиной возникновения локальных разрушений в металле ОШЗ сварных соединений хромоникелевых сталей в процессе эксплуатации являлись напряжения изгиба, вызывающие ползучесть. Поэтому задача определения опасных сечений радиационной трубы и величины возникающих в них напряжений является достаточно актуальной.

Рис. 1. Эпюра изгибающих моментов от действия собственного веса радиационной трубы \У-образной формы

При проведении расчетов радиационная труба, в отличие от известных расчетных схем, рассматривалась как рамная конструкция с двумя жестко заде-панными и тремя подвижными опорами. Для решения статически неопределимой задачи был использован метод сил, а перемещения точек конструкции под действием нагрузки определялись при помощи интегралов Мора, вычисленных методом Симпсона. В результате вычислений была построена эпюра изгибающего момента по длине корпуса радиационной трубы, рис. 1, и установлено:

1. Опасными являются сечения кольцевых сварных швов между корпусом и коленами, где величина напряжений на 5...8 % превышает наибольшие напряжения в других сечениях радиационной трубы AHO J111H.

2. Опасными также являются сечения на переходе от криволинейных участков колен к их прямолинейным участкам, величина напряжений в которых наибольшая и достигает 8,8 МПа.

3. Снижение напряжений в сечениях сварных швов с 9,69 до 7,38 МПа за счет уменьшения толщины стенки колен с 18 мм до 14 мм и корпуса с 14 до 10 мм позволяет перенести опасные сечения от сварных соединений на основной металл и повысить длительность эксплуатации радиационных труб в 1,65 раза (с 1 до 1,65 года).

4. Применение ребер жесткости трапецеидальной формы сечением 126x90x10 мм, располагающимися на переходе от криволинейных участков колен к их прямолинейным участкам со стороны наименьшего радиуса кривизны, и на корпусе - прямоугольной формы сечением 54x20 мм и длиной 2000 мм позволяет снизить напряжения в опасных сечениях радиационной трубы на 20...25%.

4. Результаты исследований свариваемости литой стали 20Х25Н20С2

В состоянии поставки центробежнолитая сталь 20Х25Н20С2 имела следующие свойства (испытывалось по 20 образцов): предел прочности при растяжении (ав) - 380...445 МПа; относительное удлинение (ö5) - 1...3 %; относительное сужение (ф) - 1...2 %; угол загиба при испытаниях на статический изгиб - 45...70°. Большая величина разброса результатов механических испытаний и низкие пластические свойства образцов свидетельствовали о значительной неоднородности микроструктуры центробежнолитых заготовок в состоянии поставки, что было подтверждено металлографическими исследованиями.

Фазовый состав центробежнолитой стали 20Х25Н20С2 в состоянии поставки был представлен зернами трех типов: у-фазы, перлита и а-фазы, по границам и внутри которых были обнаружены карбиды типа (Fe,Cr)3C и Сг23Сб.

При статистической обработке результатов полнофакторных экспериментов по сварке образцов с U-образной разделкой кромок были получены уравнения регрессии (1) - (4), описывающие влияние радиуса криволинейности (Xi), толщины притупления (Х2), зазора в стыке (Х3) и силы сварочного тока (Х4) на технологическую прочность сварных соединений:

К,=6,37+0,625 Х2-0,875Х3+0,611Х,Х2, (1)

К2=4,875+1,125Х,-1,625Х2 (2)

(при силе сварочного тока 65 А),

К,=5,532- 0.419Х, + 0,867Х2 - 0,33X4 + 0,95 IX,2 + 0,724Х42, (3)

К2=7,156- 0,395Х2 - 0,975Х4 + 0.478Х2Х4 - 0.669Х,2 - 1,5660Х22 - 0,743Х42 (4) (при величине зазора в стыке 2 мм).

Из анализа уравнений можно заключить следующее: при увеличении зазора от 0 (без зазора) до 2 мм склонность металла шва к образованию горячих трещин снижается вследствие уменьшения доли участия основного металла в металле сварного шва; величина зазора с стыке ке оказывает существенного влияния на склонность металла ОШЗ к образованию горячих трещин; наименьшая склонность металла сварных соединений к образованию горячих трещин может быть достигнута при сварке с U-образной разделкой кромок с радиусом криволинейности 6 мм, толщиной притупления 1,0... 1,6 мм при силе сварочного тока 115 А.

В результате экспериментов было установлено, что вследствие низкой технологической прочности корневых швов на V-образной разделке кромок применение разделки данной формы не желательно.

Эксперименты также показали, что подогрев деталей перед сваркой позволял уменьшить склонность металла ОШЗ к образованию горячих трещин в 1,7...3 раза. При этом повышение технологической прочности сварных соединений наблюдалось при увеличении температуры подогрева до 300 °С. При более высоких температурах (до 500 °С), особенно при сварке с зазором в стыке, было отмечено снижение стойкости металла ОШЗ против образования горячих трещин вследствие увеличения деформации сварного соединения из-за расширения зоны металла, нагреваемого при сварке до высоких температур.

Кроме того было установлено, что сварные швы, выполненные материалами, обеспечивающими аустенитную (ПАНЧ-11, Х20Н80, ЭП-1), аустенитно-ферритную (Св-07Х25Н13) или аустенитно-карбидную (Св-28Х25Н16Г6) структуру наплавленного металла, имеют низкую технологическую прочность (величина отношения суммарной длины трещин в шве к длине сварного шва достигала соответственно 2,5; 5,2; 6,3; 4,2; 3,8). Отсутствие горячих трещин в металле шва обеспечивала сварочная проволока Св-10Х16Н25АМ6.

Наиболее заметное снижение трещинообразования в ОШЗ было зафиксировано при сварке заготовок, подвергнутых перед сваркой закалке в воду, рис. 1, 2. Основной причиной улучшения свариваемости центробежнолитой стали 20Х25Н20С2, подвергнутой закалке, являлось разупрочнение металла при температурах закалки и повышение его пластических свойств (угла загиба с 42...70° до 138... 163°, ударной вязкости (KCU) с 45...62 Дж/см2 до 115... 125 Дж/см2). Некоторое снижение стойкости против околошовных горячих трещин, наблюдаемое при сварке стали, закаленной от 1200 °С, было связано с увеличением в микроструктуре металла второй фазы (до 8 %, против 6 % второй фазы после сварки заготовок, не подвергнутых закалке). Уменьшение скорости охлаждения образцов после закалки также привело к некоторому повышению склонности металла ОШЗ к образованию горячих трещин вследствие увеличения времени пребывания металла в интервале температур 600...850 °С и выделения в структуре металла ст-фазы.

На основании проведенных исследований можно, заключить, что для повышения стойкости против образования горячих трещин разделка кромок должна иметь U-образную форму с толщиной притупления 1,0... 1,6 мм и радиусом кривизны скоса кромок 6 мм. Перед сваркой детали должны быть подвергнуты закалке в воду от 1100 °С с применением индукционного нагрева ТВЧ. После термообработки сборка трубного корпуса и колен должна производиться без зазора в стыке, а ручная аргонодуговая сварка корневых швов вестись с присадочной проволокой Св-10Х16Н25АМ6 на токе 115 ±2 А швами шириной 7...8 мм со сквозным проплавлением притупления кромок.

К,

3,q 2,5 2,0 1,5 1,0 0,5

•

•

Ж*

Вй

- без обраб r^Sifeif

10 00 10 50 11< 30 11 50 12 00

К2

Температура эакапки, °С

Значение коэффициента К2 для сварных соединений без термообработки загото -вок.

////////'ГУ/////// / /\

Время выдержки, мин

Рис. 2. Изменение величины коэффициента К2 в зависимости от температуры закалки заготовок (время выдержки при температурах термообработки 1 мин)

Рис. 3. Изменение величины коэффициента Кг в зависимости от времени выдержки при закалке в воду и на воздухе от температуры 1100 °С:

-охлаждение в воде, - охлаждение на воздухе

5. Исследования влияния различных факторов на механические свойства сварных соединений

В результате испытаний образцов сварных соединений по ГОСТ 6996 были определены следующие механические свойства: временное сопротивление разрыву - 406...440 МПа; относительное удлинение -до 2%; относительное сужение - до 1 %; угол загиба при испытаниях на изгиб - 34°...68°. При испытаниях на растяжение разрушение образцов происходило по металлу ОШЗ на

расстоянии от 18 до 32 мм от границы сплавления ш!а ¡Г ОШЗ без видимой- — пластической деформации в зоне разрыва.

Ка срок эксплуатации конструкций, работающих в условиях протекания процессов высокотемпературной ползучести, большое значение оказывает состояние границ зерен. Чрезмерное упрочнение границ карбидами и ст-фазой, особенно в ОШЗ сварных соединений, может привести к образованию микро-несплошностей на границах зерен и ускоренному разрушению конструкции. Наиболее опасным, очевидно, является первый этап развития процессов ползучести - этап неустановившейся ползучести. Хотя его длительность составляет от нескольких десятков до нескольких сотен часов, однако скорость деформации на данном этапе наиболее велика. Поэтому были проведены исследования возможности повышения механических свойств металла после сварки за счет применения дополнительных технологических способов.

Известно, что подогрев деталей перед сваркой способствует уменьшению темпа нарастания деформации металла при охлаждении сварных соединений, что в ряде случаев приводит к снижению не только склонности к образованию горячих трещин, но и остаточных напряжений. Однако испытания на статический изгиб сварных соединений, сварка которых велась с предварительным подогревом, показали, что в данном случае не происходило заметного увеличения угла загиба.

Проведенные испытания на статический изгиб показали, что наиболее слабыми являются сечения на границе шов-ОШЗ, по которым и происходило образование первой трещины. В связи с этим была предпринята попытка "отодвинуть" опасные сечения от сварного шва на основной металл за счет увеличения ширины выпуклости швов, в том числе и наплавкой дополнительных валиков, накладываемых вдоль выпуклости швов. Однако при исследованиях было установлено, что увеличение ширины шва не вело к повышению угла загиба и изменению характера разрушения образцов (образование первой трещины на границе шов-ОШЗ). В то же время эксперименты показали, что сварные соединения, выполненные электродами ЭА-395/9, имели угол загиба до 87э, что в 2 раза больше, чем для соединений, выполненных электродами ОЗЛ-9А или АНЖР-2 (корень шва выполнялся ручной аргонодуговой сваркой с присадочной проволокой Св-10Х16Н25АМ6).

Наибольшее увеличение пластических свойств сварных соединений обеспечивала термообработка с индукционным нагревом ТВЧ до температур выше 1000 °С с последующим охлаждением в воде, рис. 4.

Металлографическими исследованиями образцов сварных соединений было установлено, что после закалки произошли изменения в фазовом составе стали и в количественном соотношении фаз. Если в исходном состоянии вторая фаза, например в металле ОШЗ, состояла из зерен перлита и феррита, а также из их прослоек, то после закалки - из феррита и включений карбидов Сг23Сб, располагавшихся на границах а- и у-фаз. Если в образцах без термообработки

количество второй фазы в металле ОШЗ составляло 5...6 %, то после закалки от 1200 °С ее количество возросло до 9 %. Вероятно, что при индукционном нагреве под закалку была достигнута температура начала образования 8-ф'еррита, а его распад на у+ст при больших скоростях охлаждения произошел не полностью, что привело к общему увеличению количества второй фазы.

ТЦО (тройное повторение цикла закалки от 1200°С) привела к увеличению количества второй фазы в ОШЗ до 11 %. При этом после ТЦО в металле ОШЗ были обнаружены трещины, распространившиеся по границам зерен, образование которых привело к уменьшению угла загиба, рис 4.

150 140 Ш 130

е- «о

« 110

ю

S 100

о 80 >> 70 ' 60 50

• •

• gpsr

ЛЩ£

■ШГ '^T-i.^p • sis

:г >1! willfi Z*±L

• а гЬ iSiiS! •

эрай- ■т if • • • •

ijJflJtt'+f+H Ш Л'-Т' L- £■

тг -¿С Ща fiyf3 SE^iS1 Bgt§ 'l^jjli:

'ШФтЧ+З : -Н* 'Йзк HjriffetL+J- ii+tiS!:

0 1 2 3 4 5 6 7 8

Рис. 4. Зависимость изменения величины угла загиба образцов сварных соединений от режимов термообработки:

0 - без термообработки; 1 - закалка от 1200 °С в воду; 2 - ТЦО ( три цикла закалки в воду от 1200°С); 3 - закалка от 1100 °С в воду; 4 - закалка от 1100 °С с охлаждением на воздухе; 5 - после печного нагрева до 1100 °С, выдержки 1,5 ч и охлаждения на воздухе; 6 - после печного нагрева до 1100 °С, выдержки 1,5 ч и охлаждения в печи; 7 - после печного нагрева до 1000 °С, выдержки 1,5 ч и охлаждения на воздухе; 8 - после печного нагрева до 1000 °С, выдержки 1,5 ч и охлаждения в печи

После закалки от 1100 °С прослойки второй фазы перестали быть непрерывными, что привело к повышению пластических свойств образцов сварных соединений в 1,5...2 раза по сравнению с незакаленными образцами (угла загиба с 74...87° до 130... 140° иКСи с 40...50 до 138...150 Дж/см2).

При металлографических исследованиях образцов сварных соединений, охлаждение которых после , печного или индукционного нагрева до 1000 или 1100 °С велось на воздухе, в металле шва и ОШЗ было обнаружено небольшое

количество а-фазы вследствие увеличения времени пребывания металла в температурном интервале ее образования, что явилось причиной снижения величин углов загиба образцов, рис. 4, по сравнению с закалкой в воду.

Охлаждение образцов с печью способствовало увеличению количества а-фазы в структуре металла почти в 2 раза, по сравнению с образцами, охлаждение которых проводилось на воздухе. При этом после охлаждения на воздухе основная масса выделений а-фазы, например в металле ОШЗ, была сосредоточена по границам зерен, а при охлаждении с печью - как по границам, так и по телу зерен. Старение сварных соединений, моделирующее процесс эксплуатации, привело к значительному снижению пластических свойств, рис.5. Однако более высокие пластические свойства сварных соединений, подвергнутых закалке, в начальный период эксплуатации позволят избежать зарождения трещин и преждевременного разрушения сварных соединений.

KCU, 160

Дж/ш2 "О

0 240 480

Время выдержки при старении, ч

а

0 240 480 720

Время выдержки при старении, ч

б

Рис. 5. Зависимость изменения ударной вязкости (а) и угла загиба (б) образцов сварных соединений от времени выдержки при старении: 1-образцы в послесварочном состоянии; 2 - после закалки от 1100°С

6. Промышленное внедрение результатов исследований

В данной главе диссертации приводятся описания разработанного технологического процесса сварки литой стали 20Х25Н20С2 применительно к условиям изготовления радиационных труб W-образной формы AHO ЛПП, оборудования и оснастки, а также результаты производственных испытаний радиационных труб, изготовленных по новой технологии.

Опытная партия радиационных труб AHO ЛПП в количестве 5 шт., изготовленных на РМЗ АО «HJIMK» с изменениями конструкции корпуса и технологии сварки, осуществленными по результатам проведенных исследований,

была установлена 15.12.94 г. в первую камеру секции нагрева AHO для эксплуатационных испытаний и по состоянию на 1.04.98 г. продолжает находиться в эксплуатации. Всего с 1.01.95 г. по 1.01.98 г. на РМЗ по новой технологии было изготовлено 184 радиационные трубы, которые также находятся в эксплуатации в AHO, а их средняя длительность эксплуатации достигла 2,6 года.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

1. Разработана технологическая проба для оценки склонности сварных соединений литой стали 20Х25Н20С2 к образованию горячих трещин, отличающаяся от радиационной трубы большей жесткостью и наиболее полно моделирующая конструктивное оформление сварных соединений радиационной трубы при наложении корневых валиков многопроходных швов.

2. Разработана расчетная схема для определения величины изгибающего момента по длине радиационной трубы W-образной формы, возникающего от действия собственного веса, учитывающая влияние криволинейных участков колен. Установлено, что опасными являются сечения кольцевых сварных швов, напряжения в которых могут превышать на 5...8 % наибольшие напряжения в радиационной трубе AHO ЛПП, возникающие в сечениях колен на переходе от их криволинейных участков к прямолинейным и достигающие 8,8 МПа.

3. Показано, что перенесение опасных сечений от сварных соединений на основной металл и'повышение длительности эксплуатации радиационных труб AHO ЛПП в 1,65 раза (с 1 до 1,65 года) достигается снижением напряжений в сечениях сварных швов с 9,69 МПа до 7,38 МПа и в опасных сечениях колен с 8,8 до 8,3 МПа за счет уменьшения толщины стенки колен с 18 мм до 14 мм и корпуса с 14 до 10 мм.

4. Разработана конструкция радиационной трубы W-образной формы, у которой для механического упрочнения корпуса и колен используются ребра жесткости: на коленах - трапецеидальной формы поперечного сечения с величинами большего основания 126 мм, меньшего основания - 90 мм и высотой 10 мм, располагающимися на переходе от криволинейных участков колен к их прямолинейным участкам со стороны наименьшего радиуса кривизны колена; на корпусе - прямоугольной формы поперечного сечения с высотой 54 мм, шириной 20 мм и длиной 2000 мм. Показано, что применение ребер жесткости позволяет снизить напряжения во всех сечениях радиационной трубы на 20...25%.

5. Установлено, что для повышения стойкости против образования горячих трещин литая сталь 20Х25Н20С2 перед сваркой должна быть подвергнута термической обработке с индукционным нагревом ТВЧ со скоростью 270. ..290 °С/мин до температуры 1100 °С и последующим охлаждением водой; корпус и колена должны иметь разделку кромок U-образной формы с радиусом криволинейности 6 мм и толщиной притупления кромок 1,2... 1,6 мм; сборку корпуса и колен под сварку необходимо производить без зазора в стыке, а

сварку корневых швов выполнять в среде аргона неплавящимся электродом с присадочной проволокой Св-10Х16Н25АМ6 на токе 115±2 А швами шириной 7...8 мм со сквозным проплавлением притупления кромок.

6. Определено, что прочностные свойства сварных соединений превышают прочностные свойства основного металла. Ьо всех случаях испытаний на разрыв хрупкое разрушение образцов происходило по основному металлу на расстоянии более 18 мм от границы сплавления шва и ОШЗ.

7. Показано, что сварные соединения на U-образной разделке кромок, выполненные после наложения корневых швов ручной дуговой или полуавтоматической в среде аргона сваркой сварочными материалами состава 10Х16Н25АМ6, имеют угол загиба 60°...87°, что в 1,5. ..2 раза больше, чем для соединений, при сварке которых использовались электроды АНЖР-2, ОЗЛ-9А или проволока Св-07Х25Н13.

8. Определено, что термическая обработка с индукционным напевом ТВЧ со скоростью 270...290 °С/мин до температуры 1100 °С и последующим охлаждением водой обеспечивает повышение пластических свойств сварных соединений в 2...2,5 раза (угол загиба с 70...86° до 140...1550, KCU с 43...50 до 136... 150 Дж/см2).

9. Разработана и реализована на РМЗ АО «HJTMK» технология сварки и термической обработки сварных соединений литой стали 20Х25Н20С2 применительно к условиям изготовления радиационных труб AHO ЛПП АО «НЛМК». Разработанная технология и конструктивные изменения корпуса и колен, осуществленные по результатам проведенных прочностных расчетов, позволили повысить среднюю длительность эксплуатации радиационных труб в AHO ЛПП в 2,6 раза (с 1 года до 2,6 года).

Основное содержание диссертационной работы изложено в следующих публикациях:

1. Ветер В.В., Марков Б.А., Самойлов М.И., Сарычев Ti.C. Сварка радиационных труб// Повышение эффективности металлургич некого производства. Тез. докл. 4-й научн.-техн. конф. МФ ЛГТУ. - Липецк, 1395. - С. 8.

2. Ветер В.В., Марков Б.А., Сарычев И.С., Самойлов М.И. Радиационные трубы AHO ЛПП: причины выхода из строя//Повышение эффективности металлургического производства. Тез. докл. 5-й научн.-техн. конф. МФ ЛГТУ. - Липецк, 1996. - С. 18-19.

3. Ветер В.В., Марков Б.А., Сарычев И.С., Самойлов М.И. К вопросу о свариваемости стали 20Х25Н20С2//Повышение эффективности металлургического производства. Тез. докл. 5-й научн.-техн. конф. МФ ЛГТУ. — Липецк, 1996.-С. 17-18.

4. Ветер В.В., Марков Б.А., Самойлов М.И., Сарычев И.С. К вопросу о работоспособности радиационных труб W-образной формы//Известия ВУЗов. Черная металлургия. - 1997. - № 5. - С. 62-66.

5. Ветер В.В., Марков Б.А., Сарычев И.О. и др. Опыт изготовления радиационных труб в условиях АО «НЛМК» // Прокатное производство. - 1998. - № 5. -

6. Ветер В.В., Марков Б.А., Утешсва В.И., Сарычев И .С., Коныпин А.П., Рогг-чев В.В., Подлуцкий A.A.' Положительное решение по заявке 96106728 от 09.04.96. Радиационная труба.

7 Р.ГТГГ'. Р. Р. ^ ^ Съыгьтжтт-о Т/Г м im Ooanva пя лияттипынкту Tnv6 мч

стали 20Х25Н20С2Л//Прогрессивные технологии в сварочном производстве. Межвузовский сборник научных трудов. - Воронеж, 1998. - С. 103-110.

8. Ветер В.В., Марков Б.А., Сарычев И.С., Коныпин А.П., Рогачев В.В. Положительное решение по заявке 96108496 от 30.04.96. Способ эксплуатации радиационных труб.

9. Торопцева Е.Л., Марков Б.А., Припадчева H.A., Зайцева О.В. Влияние режима термической обработки на структуру и механические свойства сварных соединений стали 20Х25Н20С2 // Теория и технология производства чугуна и стали. Сборник трудов, представл. на научн.-техн. конф. посвящ. 90-летию СЛ. Шарова. - Липецк, 1995. - С. 145-148.

С. 19-24.

Марков Б. А.

Подписано в печать 5. 05. 98 г. Формат 60x84 1/6. Усл. печ. л. 1,0. Тираж 100 экз. Заказ № Типография ЛГТУ, 398055, Липецк, ул Московская, 30.