Теория сварочных процессов (с основами физической химии) - Петров Г.Л., Тумарев А.С.

Author: Петров Г.Л. Тумарев А.С.
Tags: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка металлургия металлические конструкции металловедение сварочное производство
Year: 1977
Similar
Справочник по сварке. Том 2
Электросварщик-монтажник
Технология и оборудование газопламенной обработки металллов
Неразрушающие методы контроля сварных соединений
Text
                    •hipmaker.ru
Г Л.Петров. А. С.Тумарев
ТЕОРИЯ
СВАРОЧНЫХ
ПРОЦЕССОВ
chipmaker.ru
Г. Л. Петров, А. С. Тумарев
ТЕОРИЯ СВАРОЧНЫХ ПРОЦЕССОВ
(С ОСНОВАМИ ФИЗИЧЕСКОЙ ХИМИИ)
ИЗДАНИЕ 2-е, ПЕРЕРАБОТАННОЕ
Допущено Министерством высшего и среднего специального образования СССР в качестве учебника для студентов вузов, обучающихся по специальностям- «Оборудование и технология^сварочного производства» и «Металлургия и технология сварочного производства»
Chipmaker.ru
МОСКВА «ВЫСШАЯ ШКОЛА» 1977
chipmaker.ru
6П4.3:541
ПЗО
УДК 621.791 :541(075.8)
Рецензент — кафедра сварки Ростовского института сельско-хозийственного машиностроения
ГЕОРГИЙ ЛЬВОВИЧ ПЕТРОВ АЛЕКСЕЙ СЕМЕНОВИЧ ТУМАРЕВ
Теория сварочных процессов (с основами физической химии)
И. Б. № 668
Редактор Н. Н. Ещенко. Художественный редактор Н. К. Гуторов. Технический редактор Л* А. Григорчук. Переплет художника В. 3. Казакевич. Корректор В. В. Кожуткииа
Т-20689. Сдано в набор 26/IV 1976 г. Подп. к печати 7/XI1 1976 г. Формат 60x90/16. Бум. тип. № 3. Объем 24,5 печ. л. Усл. п. л. 24,5. Уч.-йзд. л. 22,98. Изд. № ОТ — 222. Зак. № 269. Тираж 20 000 экз. Цена 1 руб. 03 коп.
План выпуска литературы издательства «Высшая школа» (вузы и техникумы) на 1977 г; Позиция № 82.
Издательство «Высшая школа». Москва, К-51, Неглиииая ул., д. 29/14.
Типография изд-ва «Уральский рабочий», г. Свердловск, проспект Ленина, 49.
Петров Г. Л., ТуМарев А. С.
ПЗО Теория сварочных процессов (с основами физической химии). Учебник для вузов. Изд. 2-е, перераб. М., «Высш, школа», 1977.
392 с. с ил.
В учебнике освещены вопросы физической сущности процесса сварки, даны классификация и описание основных’ способов сварки, в краткой форме рассмотрены основные законы и положение физической химии, сварочные источники тепла, процессы нагрева и распространения тепла в условиях сварки, металлургические процессы при сварке, вопросы кристаллизации и технологической прочности, основные закономерности формирования структуры и свойств сварных соединений для различных металлов и сплавов, а также вопросы технологической свариваемости металлов и принципы выбора способа и режимов сварки для изготовления различных сварных конструкций.
31206—069
П----------- 82—77
001(01)—77
6П4.3 : 541
Издательство «Высшая школа», 1977
ПРЕДИСЛОВИЕ
В соответствии с действующими учебными планами настоящий учебник является первым специальным курсом специальностей «Оборудование и технология сварочного производства» и «Металлургия и технология сварочного производства». Учебник охватывает все основные разделы курса.
В учебнике обобщены основные достижения отечественной и зарубежной сварочной науки и техники по вопросам теории наиболее важных сварочных процессов.
Единицы измерения основных величин выражены в системе МКСС и дублированы в СИ.
При подготовке второго издания учебника авторами переработаны все основные разделы с учетом новых научных и технических материалов и обобщений, которые за последние годы появились в советской и иностранной литературе по вопросам теории сварочных процессов, выпущенной в виде монографии и учебных пособий, в частности коллектива авторов МВТУ, Ждановского металлургического института, ЛПИ им. М. И. Калинина и др., а также ряд статей научно-технических журналов. Учтены также отдельные замечания по уточнению изложения некоторых разделов первого издания учебника. Второе издание дополнено рядом новых видов сварки, более полным рассмотрением условий деформирования и образования трещин в сварных соединениях и более широким охватом разделов по физической химии.
Учебник рассчитан на студентов, имеющих необходимые знания по общетехническим предметам, металловедению и производству металлов и сплавов. Отдельные разделы учебника могут быть использованы студентами сварочных специальностей вузов при приработке курсов «Технология сварки плавлением», «Проектирование' сварных конструкций» и др.
3
chipmaker.ru
Учебником могут пользоваться студенты как очного, так и заочного отделений. В ряде разделов он может быть полезен для инженерно-технических работников, работающих в области сварочного производства.
Главы I, III, IV, V, VI и VII написаны проф. Г. Л. Петровым, глава II — проф. А. С. Тумаревым. В главе VIII использован материал, написанный доц. В. П. Демянцевичем для 1-го издания.
Авторы выражают благодарность рецензентам за ценные замечания, позволившие улучшить изложенный материал.
ВВЕДЕНИЕ
Сварка является одним из ведущих технологических процессов изготовления и ремонта многообразных конструкций различных отраслей промышленности. Ее широкое применение определяется возможностью создания наиболее целесообразных, эффективных, в эксплуатации и одновременно технологичных, удобных в изготовлении конструкций. Сварка позволяет создавать конструкции, в которых целесообразно используются разнообразные металлы и сплавы в зависимости от назначения тех или иных частей конструкции, а также детали и заготовки, полученные наиболее рациональными методами их изготовления (прокат, штамповки, литье, поковки и т. д.).
По сравнению с другими методами изготовления металлических конструкций (литых, кованых, выполненных с помощью клепки) аналогичные сварные конструкции, как правило, -оказываются более легкими. Экономия в весе металла составляет при этом от 10 до 50%. Целый ряд конструкций, например в энергомашиностроении, при необходимости их длительной эксплуатации при повышенных и высоких температурах вообще невозможно создать без применения различных сварных соединений.
Использование новых конструкционных металлов и сплавов для изготовления деталей и изделий разнообразного назначения возможно только при условии разработки методов их соединения, и в частности сварки. В настоящее время сварными изготовляют изделия и конструкции не только из углеродистых, но и из различных легированных и высоколегированных сталей, никелевых и медных сплавов, легких титановых, алюминиевых и магниевых сплавов, тугоплавких металлов — ниобия, тантала, молибдена и вольфрама.
Сварка простейших металлов и пайка как методы соединения известны человечеству давно, практически с периода освоения производства металла и начала изготовления металлических изделий. Так, производство кричного железа всегда сопровождалось свариванием посредством ковки горячей крицы. Изделия, сваренные кузнечной сваркой или соединенные пайкой, найдены в раскопках, относящихся примерно к четырехтысячелетней давности.
Однако современные методы сварки, в частности связанные с местным расплавлением металла, начали появляться и разраба
Ь
chipmaker.ru
тываться только с конца XIX в. В изобретении и разработке большинства современных способов сварки ведущая роль принадлежит русским изобретателям, советским ученым, инженерам, новаторам.
Первым по времени из современных способов сварки появилась дуговая сварка неплавящимся электродом, созданная русским изобретателем Н. Н. Бенардосом в 1882 г. Н. Н. Бенардос в своем изобретении использовал идею русского физика В. В. Петрова, открывшего в 1802 г. электрический дуговой разряд и указавшего на возможность его применения для расплавления металлов.
Кроме дуговой сварки неплавящимся электродом И. Н. Бенардос заложил основы газоэлектрических методов сварки, предложил в 1887 г. точечную сварку с использованием угольных электродов.
Наиболее распространенный современный способ дуговой сварки плавящимся электродом был разработан в 1886 г. русским инженером Н. Г. Славяновым. Им же впервые осуществлены практические работы по соединению различных деталей сваркой, заложены основы металлургической обработки металлов при сварке шлаками и ферросплавами, а также созданы устройства, позволяющие механизировать процесс сварки плавящимся электродом.
Способы дуговой сварки неплавящимся и плавящимся электродами Н. Н. Бенардосом и Н. Г. Славяновым были запатентованы кроме России и в ряде других стран. По настоящее время в мировой технической литературе часто эти основные виды сварки называют по их имени — способ Бенардоса и способ Сла-а вянова.
Разработанные в 90-х годах XIX в. газовая и термитная сварки уже в начале XX в., стали широко применяться и временно обогнали в своем развитии дуговую сварку. Однако в дальнейшем, главным образом в связи с разработкой ряда вопросов металлургии сварки, дуговая сварка стала основным промышленным способом, широко используемым при изготовлении и ремонте металлических конструкций. Этому способствовала и механизация процессов дуговой сварки, особенно разработка автоматической и полуавтоматической сварки под флюсом и в защитном газе.
Впервые идея применения порошкообразных веществ для защиты дугового пространства при сварке была запатентована советским. изобретателем Д. А. Дульчевским в 1929 г.
Замена горючих порошкообразных .веществ расплавляющимися шлакообразующими способствовала возникновению сварки под флюсом закрытой дугой. Ведущее место в разработке оборудования и технологии сварки под флюсом занимает Институт электросварки им. Е. О. Патона АН УССР, ЦНИИТМАШ, ВНИИЭСО и др., а также некоторые высшие .учебные заведения. Значительные работы по этому виду сварки проведены и за рубежом.
6
В дальнейшем, в 40—50-х годах нашего века, в СССР и за рубежом были разработаны способы дуговой сварки в защитном газе (гелии и аргоне в США, углекислом газе в СССР), получившие распространение в различных странах.
Выдающимся достижением отечественной сварочной техники явилась разработанная Институтом электросварки им. Е. О. Патона в содружестве с заводами НКМЗ’ и «Красный Котельщик» электрошлаковая сварка. Этот вид сварки кроме Советского Союза применяется и в ряде других стран.	|
Разработка новых видов сварки продолжается и по настоящее время. Так, во Франции впервые была применена электроннолучевая сварка. За рубежом разработана ультразвуковая сварка. По предложению токаря-новатора А. И. Чудикова в СССР разработана сварка трением.
Все виды сварки продолжают развиваться и совершенствоваться различными организациями в СССР и рядом фирм и институтов за рубежом.
Рост сварочного производства в СССР осуществляется при постоянной помощи правительства и ЦК КПСС. Конкретными постановлениями партия и правительство на всех решающих этапах направляли развитие сварочной техники. Это способствовало организации производства сварочного оборудования, сварочных материалов, созданию научно-исследовательских институтов, отделов, лабораторий, разрабатывающих новые процессы сварки и методы изготовления различных сварных конструкций, подготовке рабочих, инженерно-технических и научных кадров сварочного производства.
Намеченное XXV съездом КПСС развитие народного хозяйства предусматривает дальнейший рост сварочной техники, что требует в свою очередь обратить серьезное внимание на усиление подготовки научных и инженерно-технических работников сварочного производства.
В настоящее время подготовка в СССР инженеров по сварочному производству производится более чем в 50- вузах страны. Эта подготовка осуществляется по системе очного, вечернего и заочного образования.
chipmaker.ru
ГЛАВА I. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ СВАРИВАНИЯ МЕТАЛЛОВ
§ 1. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ ПРОЦЕССА СВАРКИ МЕТАЛЛОВ
В настоящее время сварка находит применение не только для соединения металлов, но и некоторых неметаллов (стекол, пластмасс и пр.), а также разнородных материалов (металлы с неметаллами). Однако наиболее широкое применение при изготовлении разнообразных промышленных изделий имеет сварка металлов. В связи с этим в дальнейшем рассматривается только сварка металлов.
Конечной задачей технологической операции сварки является обеспечение между соединяемыми металлическими деталями (по определенной части их сопрягаемых поверхностей) таких связей, которые позволили бы получить требуемые для эксплуатации свойства сварных соединений.
Известно, что всякое твердое или жидкое тело представляет собой систему атомов, ионов, или молекул, связанных между собой внутренними силами. Связи элементарных частиц могут быть как ковалентными, ионными, так молекулярными и металлическими. Первые два типа связей являются химическими, связанными с образованием общих электронов для двух атомов при ковалентной связи или ионизацией с получением противоположных зарядов при переходе электрона от одного атома к другому. Применительно к сварке и пайке ковалентные связи устанавливаются при соединении металлов с неметаллами. Нехарактерные для металлов наиболее слабые межмолекулярные (ван-дер-ваальсовы) силы используются при сварке, например, пластмасс.
Металлические связи образуют кристаллические структуры путем взаимодействия положительных ионов узлов кристаллической решетки (атомов, потерявших электроны) и поля обобществленных во всем объеме металла электронов наружных орбит ранее нейтральных атомов. Силы межатомной связи состоят из гравитационных, магнитных и электрических, причем последние являются в металлах наиболее сильными. Расстояние между узлами и их взаимное расположение в виде той или иной решетки определяется энергетическим взаимодействием.
В виде простейшей схемы на рис. 1.1 показан характер энергетического взаимодействия двух положительно заряженных частиц,
8
•0 они энергия имеет минимум
решетки
составляет
частицами силы их
находящихся в поле подвижных электронов, в зависимости от расстояния между этими частицами. Силы притяжения (в частности, гравитационные) при сближении частиц возрастают медленнее, чем силы отталкивания (в частности, для двух одинаково заряженных частиц), и при некотором расстоянии между частицами л( уравновешиваются. Потенциальная при некотором расстоянии г0. На рисунке разность между (7пР и UOT получена графически в виде заштрихованной площади между (70Т—f(r) и зеркальным переносом в верхний квадрант значений Unp=f(r).
Если рассмотреть ..не отдельно взятые две частицы, а значительное их число с определенной системой геометрического взаиморасположения, то расстояние, подобное г0, будет определять параметр кристаллической решетки вещества (металла) при определенной температуре. Обычно для большинства металлов параметр кристаллической 3--5-10-8 см=(3-5 А).
При увеличении расстояния между такими взаимодействия (связи) резко уменьшаются.
Однако расстояние г0 — параметр решетки
ным. Это только некоторое среднее расстояние между частицами, которые колеблются около своего среднего положения. Обычно амплитуда колебаний при нормальных температурах составляет 5—10 % среднего межатомного расстояния и имеет значительные флуктуации. С повышением температуры эти тепловые колебания увеличиваются так же, как увеличивается параметр решетки, приводя в целом к ослаблению взаимосвязей.
У большинства металлов и сплавов, представляющих практический интерес для сварки, кристаллическая структура характеризуется решетками объемно- или гранецентрированного куба, или гексагональной плотноупакованной.
Наличие строгого порядка расположения узлов кристаллической . решетки и их взаимодействия с полем подвижных обобществленных электронов определяет свойства твердого тела (кристалла, металла), в частности прочность — сопротивляемость полному или частичному отрыву или смещению одной группы частиц от другой под действием сил отрыва или сдвига.
Реальные кристаллы в связи с технологией их получения, в основном с условиями кристаллизации, имеют ряд несовершенств в своем строении: незаполненные узлы («дырки», вакансий в кристаллической решетке); искажения, вызванные наличием посторонних частиц (в частности, различных примесей); единичные или система-
»
не остается постоян-
chipmaker.ru	---- ----- ----
газированные отклонения отдельных частиц от оптимальных взаиморасположений (дислокации, блочные разориентировки). Все это изменяет свойства такого кристалла, в частности его внутрикристал-лическую прочность, в сравнении с идеально построенным кристаллом.
Реальные • металлы, применяемые для изготовления различных металлических изделий (исключая отдельные редкие случаи применения специально приготовленных монокристаллов), являются поли-кристаллическими, состоящими из множества отдельных кристаллов, взаимосвязанных в общее монолитное целое. В этом случае периферийные части отдельных кристаллов зерен металла сопрягаются с соседними, образуя межзеренные, межкристаллические границы. Несовершенства кристаллического строения межкристаллических границ больше, чем внутри кристаллов, в связи с нарушениями порядка расположения узлов решеток и, как правило, большим количеством атомов инородных веществ — примесей и пр.
Физические свойства поликристаллического тела (металла), в частности и его прочность, зависят от соотношений свойств зерен и межзеренных границ; они зависят также от крупно- или мелкозернистости металла, что определяет преобладающее действие внутри-кристаллических или межкристаллических свойств.
Для всех частиц тела, кроме находящихся на поверхности, силы сцепления использованы и взаимоуравновешены. Атомы или молекулы вещества, расположенные на поверхности, имеют свободные связи и в определенных условиях могут присоединять к себе другие молекулы и атомы, в частности адсорбировать на поверхности различные газы или вступать в связь с поверхностными атомами другого твердого или жидкого тела.
, Для соединения двух твердых тел с получением общего монолитного тела необходимо установить между их поверхностными атомами непосредственную связь или каждую из них соединить с промежуточной связкой. Для того чтобы установить связь между поверхностными атомами двух тел без промежуточной связки, необходимо их сблизить на расстояния, сопоставимые с параметром кристаллической решетки, т. е. (3^-5)-10~8 см.
Рассмотрим возможность установления связи между двумя поверхностями одинаковых по составу металлов, когда они находятся в твердом состоянии.
Современные методы обработки поверхностей, включая полирование й хонингование, не могут обеспечить получение поверхности такой точности, которая необходима для подведения всех точек одной поверхности к другой на расстояние — 5-10~8 см. Наивысшая точность обработки обеспечивает отклонение в рельефе поверхностей в пределах 10-4-j-10~5 см. Поэтому при сближении такие поверхности могут быть подведены на расстояния, позволяющие установить заметные межчастичные связи только в отдельных точках, составляющих по площади лишь ничтожную часть всей поверхности. Если даже в этих участках, где поверхности могут быть подведены достаточно близко, не, будет никаких мешающих установлению связи
10
дополнительных веществ (адсорбированных газов, пленок окислов, жиров или других загрязнений), то прочность таких связей ничтожна по сравнению с прочностью монолитного куска металла.
Для простоты исключим мешающее действие поверхностных загрязнений. Для того чтобы поверхности двух кусков (монокристаллов или поликристаллитов) из исходного состояния, показанного на рис. 1.2, а, перевести в состояние установления взаимосвязи граничных кристаллов по всей поверхности, отвечающее (применительно к полик] исталлическому телу) рис. 1.2, б, нужно приложить по стрелкам
давление р, достаточное для сминания выступов, т. е. осуществить местную пластическую деформацию.
Казалось бы, что в рассматриваемых условиях (нет поверхностных загрязнений, неровности поверхностей исчезли) следовало бы ожидать самопроизвольного установления связи между поверхностями, так как при этом пропадает поверхностная энергия раздела двух тел. Однако практически для осуществления соединения и в этом случае требуется затрата энергии, и самопроизвольного сваривания не произойдет. При сближении таких поверхностей, даже двух монокристаллов с одинаковым расположением главных осей решеток, необходимо преодоление энергетического барьера потен-
Рис. 1.2
циальной энергии системы атомов поверхностных слоев. Только когда сближение произойдет на расстояния, равные параметру кристаллической решетки, возникнут условия для взаимодействия электронных полей со снижением уровня энергии до характерного для решетки каждого из монокристаллов. Поэтому возможность
осуществления сваривания металлов посредством сопряжения их твердых поверхностей на основе работ М. И. Шоршорова и Ю. Л. Кра-сулина можно рассматривать как топохимическую реакцию, которая характеризуется двумя стадиями образования прочных межчастичных связей: а) развитие физического контакта (сближение на расстояние, требуемое для установления взаимодействия); б) энергетическое взаимодействие, заканчивающееся образованием соединения.
В случае поликристаллического тела, даже после установления такой связи между большим количеством кристаллов, в одном сечении (сечение сваривания) окажутся собранными все границы между зернами одного и другого свариваемых кусков металла. Такое сечение должно по свойствам отличаться, часто в худшую сторону, от любого другого сечения, например АА (рис. 1.2, б), взятого внутри из любого исходного куска до их соединения и проходящего как по границам зерен,, так и пересекающим зерна.
Если этот процесс соединения сопровождается диффузионным перемещением частиц через образовавшуюся поверхность, перестрой-
11
chipmaker.ru
кой и прорастанием зерен через границу раздела (рис. 1.2, в), то свойства соединения сближаются со свойствами исходных кусков металла в любом другом сечении.
Рассмотренная физическая модель сваривания, даже однородных монокристаллов требует активации ' поверхностей, особенно при практически всегда находящихся на них тех или иных загрязнений. Такая энергия активации в общем случае может сообщаться в виде теплоты (повышения температуры — термическая активация), упруго-пластической деформации, вызывающей выход большего количества несовершенств, дислокаций на соединяемые поверхности (ме-
Р,"/
0,006
0,003
0,002
0,001
Ъ	?2 ~ Тпп
Рис. 1.3 ханическая активация), электронного или ионного облучения (радиационная активация). Наиболее обычными при сварке являются использование нагрева и деформирования.
При этом применение нагрева до определенных температур уменьшает сопротивляемость металла деформированию, ускоряет диффузионные процессы и способствует перекристаллизации, в частности собирательной рекристаллизации. В связи с этим повышение температуры способствует всем тем процессам, которые могут обеспечить получение надежного сварного соединения как для монокристаллов, так и для поликристаллических тел.
Для разных металлов взаимосвязь между рассмотренными технологическими параметрами (давлением и температурой) процесса сварки является различной. Количественно эта связь для технически чистого железа в условиях, исключающих загрязненность соединяемых поверхностей, показана на рис. 1.3. Кривая АБВГЦ разделяет поле технологических параметров р и Т на области получения сварного соединения со свойствами, близкими к свойствам основного свариваемого металла (выше этой кривой), и соединений с низкими свойствами или полным отсутствием сваривания (ниже кривой АБВГД,), условно названной областью отсутствия сваривания.
Штриховыми вертикальными линиями разделены температурные области. Так, при температуре металла Тм ниже 7\ для получения
12
качественных сварных соединений требуются очень большие, практически не применимые, давления. Поэтому область I можно назвать областью ограниченного сваривания. В пределах температур Т2 (Т2=ТПЛ) для осуществления сварки необходимо прикладывать внешнюю сдавливающую силу (область //), причем давление р по мере увеличения температуры может снижаться.	W
Это область практически приме- Г.Х УА — I I няемых режимов сварки дав-' л е н и е м. Выше температуры Т2 кривая совпадает с осью абсцисс —	пч/ л Л-лч/иТ?
никакого внешнего давления для выполнения сварки прикладывать «м не надо (р=0). При этих услови- ,, ях металл переходит в расплав- А ленное состояние (ТМ>ТПЛ). Сварка при таких параметрах носит название сваркиплавлением (область III).	.	Рис- 14
Схематически сварку плавлением можно представить следующим образом. Торцы или часть сопрягаемых поверхностей (штриховые линии на рис. 1.4, а) и прилегающие к ним объемы двух кусков однородного металла расплавлены каким-то источником тепла. Тогда жидкий металл (заштрихованная зона) находится между нерасплавленными частями кромок металла, как в сосуде. При этом частицы жидкости приближаются к частицам стенок сосуда максимально близко вследствие смачивания в соответствии с условиями устанавливающегося энергетического поля их взаимодействия. Жидкий металл растекается по активированной нагревом поверхности твердых стенок и обеспечивает установление соприкосновения и связи (адгезия).
Если после этого источник тепла убрать (удалить), то в результате охлаждения жидкий металл затвердевает, кристаллизуется, причем в первую очередь вблизи стенок, отводящих тепло. При этом процессе затвердевания между твердым металлом и закристал-лизовывающимся слоем жидкого металла - устанавливаются обычные металлические связи. Такая кристаллизация жидкого металла, однородного с подплавленными стенками сосуда, приводит к образованию общих кристаллитов, пересекающих начальную границу нера-сплавлявшегося и расплавлявшегося металлов (рис. 1.4, б). Кроме того, взаимодействие твердого и жидкого металлов, а также взаимодействие твердого и затвердевшего металлов при высоких температурах характеризуются протеканием процессов взаимодиффузии.
После окончания затвердевания жидкого металла образуется, монолитный, соединенный из первоначальных кусков металла, элемент. Такое сварное соединение получается без какого-либо внешнего приложения давления. Аналогичные соединения могут быть получены, если торцы имеют зазор той или инрй формы, который в
13
процессе сварки заполняется жидким металлом, подобным свариваемому. При этом обязательно расплавление (оплавление) свариваемых торцов, чтобы получить общую сварочную ванну расплавленного металла.
Температурные области сварки различных металлов и сплавов отличаются друг от друга. Например, для технически чистого железа (рис. 1.3) нижним пределом практически применяемых режимов сварки давлением является температура 7'1»700°С. Алюминий, свинец, медь и некоторые другие металлы для осуществления сварки при большой пластической деформации никакого предварительного нагрева не требуют. Исходной температурой металла перед деформацией, приводящей к свариванию, может являться комнатная температура/ Углеродистые стали в зависимости от их состава имеют различные интервалы температуры сварки давлением (рис. 1.5):
одинарная штриховка — область возможного выполнения сварки давлением;
двойная штриховка
— область режимов, обеспечивающих хорошее качество сварки.
По мере увеличения содержания углерода в стали температурный интервал сварки, давлением, при котором свойства сварных соединений сопоставимы со свойствами свариваемой стали, уменьшается. Сварку чугуна практически можно осуществить только при наличии жидкой фазы, т. е. плавлением или давлением с частичным расплавлением.
Свариваются не только одинаковые металлы. Возможны соединения металлов и сплавов, отличающихся друг от друга по составу как в отношении концентрации входящих в них одинаковых или разных элементов, так и по принципу композиции самих сплавов. При этом возможны три различных варианта:
1) соединяемые металлы могут образовывать непрерывные твердые растворы (например, Fe — Ni; Fe — Сг; Ni — Си; Ni — Мп и др.); 2) соединяемые металлы или составляющие соединяемых сплавов имеют ограниченную растворимость друг в друге (Fe — Си; Си — Zn и др.); 3) соединяемые металлы практически не растворяются друг в друге (Fe — Pb; Fe — Mg; Fe — Ag и Др.).
В первом случае при кристаллизации металлы могут образовывать такое же строение, как для рассмотренного случая соединения однородных металлов (рис. 1.4, б). Совместная кристаллизация обеспечивает установление связей как внутри кристаллов, так’ и по границам зерен. Во втором случае возрастает роль связей между
14
отдельными кристаллитами — межкристаллитных связей. В третьем случае связь может устанавливаться только по границам кристаллов.
Если при сварке одинаковых металлов развитие диффузии в целом является фактором, способствующим получению соединений с достаточно хорошими свойствами, то при сварке разнородных металлов усиление диффузии из одного металла в другой может привести к ухудшению соединения вследствие образования промежуточных слоев .хрупких химических соединений или прослоек с нежелательными свойствами.
Обобщая изложенное, дадим общее определение: сварка — это технологический процесс получения монолитных неразъемных Ооедине-нений посредством установления внутренних межчастичных (межатомных, межионных, межмолекулярных) связей, при их местном или общем нагреве или пластическом деформировании или совместном действии того и другого; сварные соединения металлов характеризуются непрерывной структурной связью.
Как сварочная операция в дальнейшем будет рассматриваться и наплавка металла.
Наплавкой называют процесс нанесения расплавленного дополнительного (подобного или отличающегося от наплавляемой детали) металла — металла наплавки — на нагретую до достаточной температуры или доведенную до расплавления поверхность детали. Цель наплавки сводится к восстановлению размеров детали после износа или дефектов производства или созданию на поверхности слоя металла особых свойств.(лучшее сопротивление износу, антикоррозий-ность и др.).	'
Близким по существу к сварке является процесс пайки, который в ряде случаев рассматривается как частный случай сварки.
При пайке зазор между соединяемыми поверхностями, которые нагреты до температуры ниже их температуры плавления, заполняется жидким металлом — сплавом-припоем, имеющим температуру плавления ниже Тпп соединяемых металлов. В результате взаимодействия припоя с поверхностными слоями нагретых соединяемых деталей может происходить образование либо твердых растворов, либо химических соединений, или устанавливается бездиффузионное сцепление (адгезия). Последний случай сближает пайку со склеиванием, которое в последние годы начинает находить применение для осуществления соединений металлов и сплавов.
§ 2. КЛАССИФИКАЦИЯ ВИДОВ СВАРКИ
В основу классификации существующих видов сварки могут быть положены различные признаки. Наиболее распространенными и по существу важнейшими из них являются вид энергии, используемой при выполнении сварки, и состояние металла в сварочной зоне в момент сварки.
По используемой энергии все существующие виды сварки можно разделить на следующие группы: механическая; химическая; электрическая; электромеханическая; химико-механическая.
15
chipmaker.ru
При видах сварки, использующих механическую энергию, она должна вызывать такую пластическую деформацию металла в зоне сваривания, при которой образуется сварное соединение*.
Примерами применения механической энергии для сварки являются холодная сварка пластичных металлов, сварка трением, сварка взрывом.
Виды .сварки, использующие химическую энергию, характеризуются нагревом металла посредством превращения химической энергии в тепловую. Это тепло доводит металл до расплавленного состояния, при котором для выполнения сварки не нужно прилагать внешних сил, т. е. осуществлять затраты механической энергии. Примером такого использования химической энергии является газовая сварка плавлением.
Электрические виды сварки основаны на превращении электрической энергии в тепловую. Это превращение осуществляется при использовании дуги, выделении тепла при протекании тока через шлаки, посредством превращения в тепло кинетической энергии пучка электронов, индуктированием тока различных частот. Электрические. способы нагрева металла до расплавления при сварке являются весьма эффективными и имеют наиболее широкое применение в промышленности.
Электромеханические виды сварки основаны на нагреве металла до сварочного жара путем превращения электрической энергии в тепловую с последующим пластическим деформированием нагретого металла посредством сдавливания. Характерным примером этого вида сварки является электрическая контактная сварка. Различные виды электрической контактной сварки широко применяются в промышленности, особенно в массовом производстве.
Химико-механические виды сварки известны давно. Путем превращения химической энергии в тепловую • металл нагревается до пластичного состояния и далее подвергается пластическому деформированию сдавливанием. Примером химико-механических способов сварки является кузнечная, газопрессовая и др.
По состоянию металла в сварочной зоне в момент сварки все ее виды разделяются на сварку давлением и сварку плавлением.
Сварка давлением обычно осуществляется при температурах ниже Тпл свариваемых металлов и их сваривание происходит в твердом состоянии посредством приложения давления, достаточного для создания необходимой пластической деформации. Следует отметить, что при некоторых видах сварки давлением металл может частично расплавляться, а затем сварочная зона сжимается внешним давлением. В результате такого обжатия либо весь расплавленный металл выжимается в виде грата и сваривается твердый, нагретый до высокой температуры, металл (например, при контактной стыковой свар
* Описание основных видов сварки, приводимых в настоящем параграфе в качестве примеров, дается в следующем параграфе этой главы.
16
ке оплавлением), либо жидкий металл не выдавливается и кристаллизуется при наличии внешнего давления (точечная сварка).
Сварка давлением имеет определенные преимущества перед сваркой плавлением: ниже температура нагрева, т. е. металл подвергается меньшему тепловому воздействию, которое может быть вредным для свойств такого металла; более низкий нагрев позволяет затрачивать меньше энергии на сварочную операцию.
Однако некоторые факторы ограничивают, широкое применение сварки давлением. К ним относятся необходимость использования больших сдавливающих сил и соответственно довольно сложных приспособлений для зажатия и сдавливания свариваемых деталей и необходимость обеспечения чистоты поверхностей в момент их сваривания, отсутствия на них окислов и других загрязнений.
Практическое ограничение по величине сил сдавливания можно характеризовать следующими цифрами. Например, для сварки встык стальных стержней диаметром 100 мм (F—8000 мм2) даже при близком к минимальному сварочному давлению ~2 кгс/мм2 (19,6 МН/м2) потребуется усилие сжатия 16000 кгс, или 16 тс (156,8 кН). Усилие зажатия деталей, исключающее их проскальзывание при осевом сжатии, обычно берется в два раза большим, т. е. .для рассмотренного примера ~ 32 тс (313,6 кН). Приспособления для зажатия и сжатия, а также станина, которая должна выдерживать эти силы практически без деформаций, должны быть достаточно мощными. Поэтому машины, предназначенные для сварки таких сечений, являются весьма громоздкими и, как правило, специализированными.
Принятая в примере величина свариваемой поверхности F=8000 мм2 является для большинства сварных конструкций относительно небольшой. Для больших сечений эти трудности возникают в еще большей степени.
Необходимость наличия чистых поверхностей для осуществления сварки давлением требует не только предварительной очистки (механическими или химическими методами), но для ряда случаев и предохранения от образования окислов при сварочном нагреве или их удаления в процессе сварки. Это приводит к ряду дополнительных осложнений при выполнении сварки — применению флюсов, а при сварке некоторых металлов — защитных газов и вакуума. Применение сварки в вакууме еще’более усложняет оборудование, но в ряде случаев это является необходимым.
Сварка плавлением осуществляется с местным расплавлением свариваемых частей. В сравнении со сваркой давлением она обладает рядом преимуществ, из которых основным является большая универсальность.
Как следует из описания сварки плавлением, изложенного в § 1, для ее выполнения требуется только достаточно мощный источник тепла, обеспечивающий локальное (местное) расплавление; в случае подвижного источника тепла расплавление металла происходит от участка к участку. Таким образом, общее увеличение сечения свариваемых элементов в этом случае не влечет за собой необходимости создания громоздких специальных машин.
17
chipmaker.ru
Если при сварке давлением в большинстве случаев для выполнения сварочных операций изделие должно подаваться к машине, то при сварке плавлением обычно источник тепла подается к изделию, что позволяет изготавливать весьма крупногабаритные сварные конструкции.
Однако расплавление металла при сварке плавлением неизбежно сопровождается усилением взаимодействия жидкого металла с окружающей его материальной средой (газами, конденсированными фазами), приводя к ряду реакций, характерных для металлургических процессов при производстве металлов. В ряде случаев эти реакции и физические процессы могут значительно ухудшить свойства закристаллизовавшегося расплавлявшегося при сварке металла. В. целях регулирования металлургических процессов при сварке в желаемом направлении применяют флюсы, газовую защиту места сварки, включая и защиту инертными газами, а в некоторых случаях сварку выполняют в вакууме.
Основные виды сварки металлов при их классификации по технологическому признаку (сварка давлением и плавлением) приведены на схеме 1.
§ 3. ОСНОВНЫЕ ВИДЫ СВАРКИ МЕТАЛЛОВ
Холодная сварка. Осуществляется при значительной пластической. деформации без внешнего нагрева соединяемых частей. Если две свариваемые пластины 2 и 3 (рис. 1.6, а), наложенные друг на друга внахлестку, обжать шайбами 1, 4, исключающими выпучивание
Рис. 1.6
пластин при их деформировании, и затем вдавливать в пластины пуансоны 5, 6, изготовленные из более твердого металла, то выдавливаемый пуансонами объем металла приведет к значительному деформированию металла в окружающей зоне. По мере вдавливания пуансонов деформации будут увеличиваться и начнется течение металла, в частности вблизи поверхностей раздела пластин 2 и 3. Если эти поверхности предварительно очищены от жировых загряз-
18
Классификация основных видов сварки
Схема 1
Сварка плавлением	Сварка давлением
19
нений, а окисные пленки окажутся разрушенными при течении металла, то во многих участках в области деформации чистые ювенильные поверхности пластин 2 и 3 придут в соприкосновение, при котором между ними возникнут металлические связи (рис. 1.6, б). Степень деформации, которая приведет к такому схватыванию, зависит от свойств металлов, свойств окисных пленок, схемы деформирования. Возможны и другие схемы деформирования (например, сдвигом).
Холодной сваркой можно соединять только весьма пластичные металлы. При этом могут быть получены соединения внахлестку и встык.
Рис. 1.7
Ультразвуковая сварка. Условия разрушения поверхностных окисных пленок и вступления в контакт ювенильных поверхностей могут быть полулепы не только общим деформированием значительного объема, но и местной деформацией поверхностей у границы раздела пластин, которые должны быть сварены. Это достигается введением в металл ультразвуковых колебаний.
• Генератор 1 и рабочий инструмент 2 (рис. 1.7, а) вводят ультразвуковые колебания небольшой амплитуды в свариваемое изделие (детали 3 и 4). Если мощность ультразвуковых колебаний (обычно при частоте 8000—15 000 Гц) окажется достаточной, то это приводит к разрушению окислов, некоторому местному повышению температуры (термопарами отмечается температура 200—350° С) и свариванию. Обычно ультразвуковую сварку применяют для соединения относительно тонких элементов или тонкостенного элемента с толстостенным.
Сварка взрывом. Осуществляется соударением быстродви-жущихся частей при начальной нормальной (близкой к комнатной) температуре. Общая схема сварки показана на рис. 1.7, б. Лист 4 накладывается на жесткое основание, а верхний лист 3 устанавливается с некоторым углом а (2—15°) и на его верхней .поверхности равномерно размещается необходимое количество взрывчатого вещества 2 (аммонит, гранулиты и др.). Для осуществления сварки взрыв инициируется запалом 1. Взрывная волна, распространяясь
.20
по поверхности, создает большое давление р и «метает» верхний лист на нижний, осуществляя сварку по их контактирующим поверхностям (рис. 1.7, в). Очистка поверхностей осуществляется кумулятивной газовой струей, имеющей огромные давления рк (до 1.МЛН. кгс/см2 или — 1011 Н/м2) и весьма большую скорость (~ 6000„м/с). Зона деформации при сварке относительно невелика и составляет до 100—300 параметров кристаллической решетки. Само соединение по микрорельефу часто получает волнообразный вид. Детали значительных размеров (например, листы с поверхностью сварки в м2) обычно сваривают на полигонах. Малогабаритные изделия можно сваривать в вакуумированных камерах.
Рис. 1.8
Кузнечная сварка (рис. 1.8, а). Этот вид является самым древним. После разогрева в горне (обычно при сжигании твердого или жидкого горючего) металла / до температуры сварочного жара осуществляют сварочную операцию ручной (кувалдой) или механизированной (специальным устройством 2) проковкой. В результате нагрева и в течение времени между нагревом и проковкой поверхности, подлежащие сварке, покрываются толстым слоем окислов. Для получения хорошего соединения поверхности должны быть очищены. Предварительная очистка обычно осуществляется удалением окислов механическим способом. Для удаления оставшихся окислов применяется их флюсование. Например, при сварке сталей, когда пленка окислов состоит в основном из закиси железа (FeO), для флюсования применяют песок (SiO2). При этом понижается температура плавления комплексного соединения FeO-SiO2 или (FeO)2-SiO2 в сравнении с FeO; окислы в жидком виде выдавливаются при проковке, позволяя получать более качественное соединение. Однако в ряде случаев в сварном соединении все же остается некоторое количество окислов (рис. 1.8, б).
21
chipmaker.ru
В настоящее время кузнечная сварка имеет ограниченное применение.
Газопрессовая сварка. Принцип газопрессовой сварки аналогичен кузнечной, однако для нагрева металла используют пламя газообразных горючих, которое более легко регулируется и дает возможность осуществлять нагрев металла более локализованно, в определенном месте.
Газопрессовую сварку осуществляют как с последовательным нагревом от участка к участку соответственно с их проковкой или статическим сдавливанием, так и с нагревом всего сечения свариваемых элементов с одновременным сжатием (рис. 1.8, в). Во втором случае можно применять как боковой, так и торцевой нагрев (пламя направляется параллельно оси свариваемых элементов, перпендикулярно к нагреваемым поверхностям кромок, подлежащих свариванию, или вдоль их оси). В случае бокового нагрева возможно сдавливание при продолжающемся воздействии пламени, а при торцевом— пламя перед сдавливанием должно быть удалено. Так как при удалении пламени кромки быстро окисляются кислородом воздуха, их следует нагревать до .поверхностного оплавления, чтобы окислы выдавливались вместе с жидким металлом. Сварка с одновременным нагревом всего сечения выполняется обычно ацетиленокислородным пламенем (температура пламени около 3000° С). Этот вид сварки применяется при. выполнении стыков трубопроводов и ряда деталей железнодорожного транспорта, изготавливаемых из углеродистых сталей.
Контактная сварка. Принцип- нагрева при контактной сварке заключается в выделении тепла при прохождении электрического тока по любому электрическому сопротивлению.
(^=0,241Ut—G,24I2Rt (Q— выделяющееся тепло, кал) или
Q=IUt=I2Rt (Q — Дж), где I — сила тока, А; (/ — напряжение, В; R— сопротивление, Ом; t — время, с.
В последовательной цепи в участке большого сопротивления (каким в применении к сварке является место контакта двух подлежащих сварке поверхностей) выделяется большее количество тепла. Выбором соответствующей мощности сварочной машины для разнообразных деталей можно обеспечить их сварку быстрым (0,003-:-10 с) нагревом и последующим сжатием. Обычно нагрев осуществляется переменным током при применении силовых понижающих трансформаторов. В зависимости от свариваемых элементов и требований к сварным соединениям машины для контактной сварки различают по конструкции применительно к различным видам сварки, основными из которых являются стыковая, точечная и шовная.
Стыковая контактная сварка (рис. 1.9, а). Осуществляется по двум схемам: сварка сопротивлением и сварка оплавлением. При сварке сопротивлением подлежащие сварке элементы 1 и 2 соосно зажимают в неподвижном 3 и подвижном 4 зажимных устрой-
22
ствах (губках) машины. Под некоторым давлением р их приводят в контакт друг с другом и включением трансформатора 5 посредством контактора 6 обеспечивают протекание сварочного тока, отрегулированного на необходимую величину. После нагрева металла до
температуры сваривания (сварочного жара) давление р увеличивают (или иногда оставляют постоянным) и осуществляют осадку — пластическое деформирование нагретого объема для осуществления сварки.
'При сварке оплавлением напряжение на свариваемые торцы подают до того как они сведены, т. е. когда между торцами есть зазор. При ’ медленном сближении элемента 1 (зажатого в подвижные губки 4) с элементом 2
появляется контакт тс	рис t
в одной, то в другой
точках, приводя их к быстрому оплавлению. Такой процесс приводит к постепенному оплавлению всей поверхности. Металл, прилегающий к оплавленной поверхности, нагревается до пластического состояния. В нужный момент времени контактор 6 выключает ток и поверхности нагретых элементов сдавливают; при этом выдавливаются остатки жидкости и освобожденные от нее твердые, нагретые до пластического состояния объемы металла свариваются.
Точечная контактная сварка (рис. 1.9,6) осуществляется для соединения элементов внахлестку. Свариваемые листы (детали) 2 и 3 зажимают неподвижным 4 и подвижным / электродами машины, имеющими плоскую или слегка выпуклую поверхность для контакта с наружными поверхностями свариваемых элементов. Через электроды передается и давление р. При включении тока трансформатора 5 контактором 6 в результате выделяемого тепла часть металла вблизи внутренних контактных поверхностей элементов 2 и 3 расплавляется, образуя ядро литого металла 7. После выключения тока и увеличения давления р осуществляется сдавливание элементов 2 и 3, затвердевание жидкого металла и местное сваривание в районе литой точки.
Точечная сварка весьма производительна и при соответствующем количестве, размерах и качестве тоуек обеспечивает требуемую прочность сварных соединений.
Шовная контактная сварка (рис. 1.9, в) осуществляется так же, как точечная, обеспечивая получение не только прочного,
23
chipmaker.ru
но и сплошного герметичного шва. Это достигается последовательной постановкой ряда точек с частичным перекрытием последующей точкой предыдущей.
В этом случае свариваемые элементы 2, 3 зажимают между электродами /, 4, выполненными в виде дисков. При осуществлении сварки диски, вращаясь, протаскивают свариваемые элементы между собой, а периодическое включение и выключение тока приводит к последовательной сварке точек.
Контактная сварка может выполняться и в виде других схем, в частности как шовно-стыковая.
Рис. 1.10
Индукционная сварка. Нагрев металла до сварочной температуры осуществляется .индуцированием тока в свариваемых изделиях /, 2 (рис. I..10, а) специальным индуктором 3, питаемым от источника тока 4. Обычно для такого нагрева применяют ток высокой частоты. Форма индуктора должна соответствовать форме нагреваемого изделия.
Принципиально с помощью индукционного нагрева можно нагревать металл до расплавления и осуществлять сварку плавлением, однако практическое применение в основном получила сварка давлением, когда после доведения металла до сварочного жара происходит сдавливание свариваемых деталей.
Диффузионная сварка. При сварке различных химически активных металлов, сильно ухудшающих свои свойства в результате взаимодействия при повышенных температурах с кислородом, азотом и другими газами, необходимо максимально исключить возможность такого взаимодействия в период выполнения сварочной операции. Это достигается применением • вакуума; свариваемые изделия 1 и 2 (рис. 1.10, б) предварительно помещают в специальную камеру 5, из которой насосами 6 удаляют воздух до получения вакуума 10”3—10”5 мм рт. ст. (0,13—0,0013 Н/м2). После достижения такого вакуума осуществляют нагрев изделия индуктором 3, питаемого источником 4, и дают сварочное давление р.
24
Вакуум предохраняет от окисления свариваемые поверхности, а в ряде случаев обеспечивает распад некоторых окислов, находящихся на нагреваемых поверхностях. Одновременно происходит удаление адсорбированных газов. Это позволяет получать качественные соединения ряда металлов и металлов с неметаллами при относительно небольшой пластической деформации вблизи места соединения.
Термитная сварка. При термитной сварке источником тепла является экзотермическая реакция (с выделением тепла) взаимодействия порошкообразных окисла и элемента с большей активностью (сродством) по отношению к кислороду. Например, если в тигель 1 (рис. 1.11, а) из огнеупорного материала поместить смешанные порошки алюминия и закиси железа и создать местный нагрев до ~750° С, то начинается реакция
Fe2O3-)-2Al—Al2O3-(-2Fe-f-Q,	(1.1)
которая распространяется на весь объем порошка и в оптимальных условиях полученные продукты реакции (А12О3, Fe) теоретически должны нагреться до ~3000° С. Практически эта температура ока-
Рис. 1.11
зывается ниже и составляет около 2200—2400° С, при которой и железо и окись алюминия расплавлены и как несмешивающиеся жидкости разделяются по плотности (жидкое железо собирается у дна тигля, а А12О4— в верхней его части). Аккумулированный такой жидкостью запас тепла может быть использован для сварки давлением (рис. 1.11, б) или плавлением (рис. 1.11, в). При термитной сварке давлением на подготовленное для сварки изделие с-плотно сжатыми торцами /, 2 одевается форма 3, в которую сливается сперва А12О3, а затем Fe. Когда их тепло достаточно разогреет торцы и прилегающие к ним объемы металла, дают сдавливающее сварочное давление. При термитной сварке плавлением зазор между торцами, которые должны быть сварены, или раковину 4 в отливке 5 заполняют расплавленным железом, а затем сверху сливают А12О3. В связи с большим перегревом вылитой жидкости кромки (например, стенки раковины отливки) частично расплавляются, образуется общая сварочная ванна расплавленной части свариваемого металла и добавочного цаспдавленного железа
4
25
chipmaker.ru
Рис. 1.12
от термитной реакции. При последующем затвердевании этой ванны раковина или два соединяемых элемента оказываются сваренными без какого-либо дополнительного давления.
Возможно и комбинированное применение этих способов.
Область применения термитной сварки среди прочих видов сварки относительно невелика.
Газовая сварка. Это сварка плавлением, при которой источником тепла является высокотемпературное пламя горючих газов.
Если кромки двух, например, стальных листов 1 и 2 (двух деталей) подвергнуть местному нагреву сосредоточенным пламенем 3, то они могут быть доведены до j f 6 расплавления (рис. 1.12). Образовавшаяся ванна 4 расплавленного металла контактирует с кромками обоих листов. Если пламя перемещать по линии стыка листов в направлении стрелки v, то металл под пламенем будет расплавляться, а позади пламени в связи с охлаждением — затвердевать. Этот затвердевший металл и образует сварной шов 5 между исход
ными листами (деталями). Подобрав соответственно режим (мощность пламени, скорость его относительного перемещения по кромкам листов) можно получить необходимое проплавление металла и, следовательно, рабочее сечение шва.
Обычно для швов, которые должны обеспечить прочность, сопоставимую с прочностью свариваемых элементов, требуется получить сквозное проплавление соединяемых деталей (на всю их толщину). Если толщина металла велика и обеспечить сквозное проплавление трудно; то кромки под сварку обрабатывают со скосом-и полученную разделку кромок заполняют добавочным расплавленным присадочным металлом 6. Этот присадочный металл обычно представляет собой прутки (стержни), подаваемые в пламя, расплавляющиеся в нем и пополняющие сварочную ванну.
Дуговая сварка. При дуговой сварке нагрев металла осуществляется электрической дугой. При устойчивом длительном протекании тока через ионизированный газовый промежуток между двумя электродами, подсоединенными к соответствующему источнику питания, выделяется тепловая и световая энергии. Температура, развиваемая в дуге, может быть очень высокой, значительно превышающей температуру плавления различных конструкционных металлов. Для сварки металлов плавлением дуговой разряд применяется при различных формах его использования.
: Сварка дугой косвенного действия (рнс. 1.13, а). Осуществляется нагревом металла дугой 1, горящей между двумя, обычно неплавящимися (например, графитовыми) электродами 2 и 4, подключенными к различным полюсам источника электрической энергии <3. Свариваемое (нагреваемое) изделие 6 в электрическую
26
цепь не включено. Дуга горит независимо от свариваемого изделия. Нагретые газы столба дуги контактируют с поверхностью металла, они его нагревают и при достаточной мощности дуги расплавляют. Сварка может выполняться как без добавочного присадочного металла, так и с применением присадки 5, подаваемой в дугу в виде прутка. Сварка дугой косвенного действия практически применяется редко.
Сварка неплавящимся электродом (рис. 1.13, б). Выполняется, когда свариваемое изделие 5 включено в цепь дуги 1 и является одним из ее полюсов. Второй полюс дуги находится на неплавящемся (угольном, графитовом, вольфрамовом) электроде 2. За счет тепла дуги изделие, а в ряде случаев и присадочный металл 4 расплавляются. Эффективность сварки при этом способе значительно выше, чем при сварке дутой косвенного действия, при одинаковой электрической мощности дуги, потребляемой ею от источника 3.	\
Способ сварки неплавящимся электродом находит в настоящее время широкое применение.
Сварка плавящимся электродом (рис. 1.13, в) выполняется по такой же схеме, как и при неплавящемся электроде (изделие 4 включено в цепь источника 3 и является одним из полюсов дуги /). Электрод 2 является металлическим, интенсивно расплавляемым дутой, и обеспечивает введение в сварочную ванну дополнительного (наплавленного) металла.
Этот вид сварки является наиболее эффективным из рассмотренных видов сварки плавлением и в связи с этим имеет наибольшее распространение в промышленности при изготовлении и ремонте разнообразных металлических конструкций.
Сварка плавящимся электродом может выполняться:
а)	открытой дугой, когда в область дуги не подается защитный газ или флюс; зона дуги доступна наблюдению. Защита от воздействия воздуха часто осуществляется специальными веществами (газообразующими, шлакообразующими), вносимыми с электродом обычно в виде покрытия*;
б)	дугой под флюсом, когда место горения дуги закрыто порошкообразным флюсом, расплавляющимся теплом дуги и образующим шлак; в этом случае дуга не видна — она горит в пространстве (газовой полости), изолированном от окружающей атмосферы слоем шлака и нерасплавившегося порошкообразного флюса. Этот метод защиты дуги характерен для механизированной сварки — автоматической и полуавтоматической под флюсом;
в)	дугой, защищенной от воздуха специальной газовой защитой, например углекислым газом или инертными газами — аргоном, гелием. Этот способ обычно относят к дуговой сварке в защитном газе.
* Иногда для сварки электродами с такими покрытиями применяют термин «сварка полуоткрытой (полузакрытой) дугой».
22 I
| chipmaker.ru
Дуговая сварка в защитном газе. Это сварка, при которой в зону дуги подается защитный газ.
Одним из процессов дуговой сварки в защитном газе является простое совмещение действия газосварочного пламени и дуги плавящегося металлического электрода в одной сварочной зоне. Этот способ в настоящее время практического применения не имеет.
Если в дугу косвенного действия между неплавящимися графитовыми или чаще вольфрамовыми электродами (рис. 1.13, а) вду-
Рис. 1.13
вать струю водорода, то он не только защищает электроды и расплавленный металл присадки и ванны от действия воздуха, но и является переносчиком тепла из дуги на изделие. При высокой температуре дуги молекулярный водород распадается на атомы (диссоциирует) и забирает большое количество тепла (Н2-*2Н—103 800 кал/моль или 540,8 кДж/моль). Попадая в область более низких температур (включая и температуру поверхности расплавленной сварочной ванны), атомы водорода снова объединяются в молекулы, выделяя забранное при разложении тепло. Этот вид дуговой сварки называется атомно-водородной.
Если в дугу неплавящегося (см. рис. 1.13, б) или плавящегося (см. рис. 1.13, в) электрода вдувать какой-либо специальный газ, то можно получить различные варианты дуговой сварки в защитных газах. При этом могут применяться различные газы: активные, взаимодействующие с металлом при сварке (водород, углекислый газ и пр.), или инертные, практически не реагирующие с металлом при сварке (аргон, гелий, для меди — азот). Некоторые из этих способов широко распространены и используются в промышленности. Так, аргоно-и гелиодуговая сварки широко применяются по схеме как неплавящегося, так и плавящегося электродов при выполнении сварных соединений из ряда металлов и сплавов.
Сварка в углекислом газе при использовании плавящегося электрода широко применяется при изготовлении сварных соединений углеродистых и некоторых легированных сталей.
Разновидностью дуговой сварки в защитном газе является с в арка в контролируемой атмосфере. В этом случае вместо струйной защиты места сварки свариваемое изделие помещают внутрь
28
специальных герметизированных камер, наполненных газом заданного состава. Обычно при этом источником тепла является дуга.
Получили широкое применение в промышленности и другие разновидности дуговой сварки, главным образом плавящимся электродом.
Электрошлаковая сварка (рис. 1.14). Если над дугой определенной мощности навести (расплавить) достаточно большое-количествб токопроводящего шлака, то совместным действием шунти-
рования тока через шлак и механическим воздействием массы столба шлака газовая полость дуги может быть исключена. Тогда дуга погаснет и весь ток от электрода 5 будет переходить на свариваемое изделие 1 (второй электрод) вследствие электропровсдности расплавленного шлака 4. В результате тепловыделения в шлаке, обусловленного протеканием тока, расплавляется как электрод 5, так и кромка свариваемого изделия 1, образуя металлическую ванну 3. При вертикальном расположении выполняемого шва (наиболее обычная схема применения электрошла-ковой сварки) для предотвращения вытекания расплавленного металла и шлака применяют специальные медные водоохлаждаемые формирующие устройства 2. Эти устройства обычно механи-
Рис. 1.14
ческим путем перемещают по поверхности свариваемых деталей с такой же средней скоростью, с какой выполняется шов. В результате кристаллизации (по мере удаления источника тепла вверх) снизу образуется сварной шов 6.
Этот способ применяется для сварки металла достаточно большой
толщины, причем шов выполняется на всю толщину свариваемого металла за один проход.
Комбинируя количество проволочных электродов, пластинчатых электродов (электродов в виде пластин различного сечения, подаваемых в шлак по мере их сплавления) или плавящихся мундштуков (специальная конструкция электродов в виде неподвижных пластин и подаваемых в зону плавления проволок), можно получить швы практически при любой толщине свариваемого в один проход металла. В промышленности освоена сварка стальных изделий с толщиной металла в месте выполненного шва около 1 м.
Электроннолучевая сварка (рис. 1.15). Сварка осуществляется в вакуумной камере 1 при давлении 10-1—10-5 мм рт. ст. (1,3—0,0013 Н/м2). Тепло в изделие, подлежащее сварке, выделяется
в результате торможения в металле электронов направленного электронного луча 2. Луч формируется в специальной электронной пушке 4, имеющей нагреваемый от трансформатора 7 катод (имми-тер) 3. Питание пушки осуществляется от высоковольтного выпря-
29-
chipmaker.ru
•Мигеля напряжения 6, регулируемого реостатом 5. Фокусировка пучка электронов обеспечивается воздействием электромагнитных полей специальных устройств установки.
Выполнение сварных швов на изделии 8 заданной длины и направления обеспечивается перемещением сварочного стола 9 при помощи привода 10, или электронного луча вследствие перемещения пушки, или путем магнитного управления лучом.
Этот способ сварки применяется и при изготовлении изделий из легкоокисляющихся или тугоплавких металлов. Он может обеспе
чить высокие скорости сварки и малые деформации свариваемых изделий.
Способ электроннолучевой сварки в настоящее время находит все большее применение при изготовлении различных специальных изделий.
Лазерная сварка. В связи с созданием оптических квантовых генераторов (ОКГ) для сварки оказалось возможным использовать энергию когерентного луча, т. е. светового луча, особым образом излучаемого лазером. Источником такого луча являются газовые и твердые материалы, в частности рубиновые (корунд с добавкой 0,05 — 0 5% окиси хрома) стержни, или газонаполненные трубки
облучаемые источниками энергии. Соответственно получаемым импульсам через полупрозрачную торцевую поверхность стержень (трубка) дает монохроматическое (например, для рубина красного цвета с длиной волны 6043 А) когерентное излучение с той или иной длительностью. Сейчас разработаны излучатели с непрерывным излучением. Сфокусированное излучение может создать на поверхности изделия высокую плотность выделяемой энергии, расплавляя и испаряя даже наиболее тугоплавкие металлы и. соединения. Подбирая соот-
ветствующую мощность излучения, современные установки позволяют осуществлять сварку металла местным расплавлением или наложением сплошного шва.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Какие материалы можно сваривать и для каких материалов в промышленности наиболее широко применяют сварку?
30
2.	Назовите основные характеристики строения и внутреннего взаимодействия частиц в твердых телах и кристаллах металлов.
3.	Чем определяются стойства поликристаллических тел?
4.	Перечислите условия установления взаимосвязи между поверхностями двух кусков металла, приводящие к возможности получения свойств в месте связи, сопоставимых со свойствами целого металла.
• >5. Укажите основные технологические параметры, определяющие возможность сварки металлов, их взаимосвязь.
6.	Дайте определение понятия сварка металлов.
7.	Какие существуют принципы классификации видов сварки металлов?
8.	Приведите примеры классификации видов сварки по виду затрачиваемой энергии.
9.	Как классифицируются виды сварки по состоянию металла в сварочной зоне в момент сварки? Каковы особенности применения различных видов сварки?
10.	Кратко охарактеризуйте следующие виды сварки: холодная сварка; ультразвуковая сварка; кузнечная и газопрессовая сварка; контактная сварка; индукционная сварка; термитная сварка давлением и плавлением; газовая сварка; дуговая сварка, ее разновидности; электрошлаковая сварка; сварка электронным лучом; лазерная сварка.
chipmaker.ru
CMpmaker.ru
ГЛАВА II. ОСНОВЫ ФИЗИЧЕСКОЙ ХИМИИ
§ 4.	ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ И ПЕРВЫЙ ЗАКОН ТЕРМОДИНАМИКИ
При сварке металлов, осуществляемой в условиях непрерывного взаимодействия участвующих в процессе фаз (металл, флюс,. газовая атмосфера), протекают сложные физико-химические превращения, результат которых определяет состав и свойства сварного шва. Для лучшего использования возможностей сварочной технологии-и управления сварочным процессом необходимы глубокие знания •существа составляющих его явлений и законов их возникновения и развития. Существенную часть явлений сварочного процесса можно рассматривать, как реакции химического взаимодействия. Вопросы о возможности той или иной химической реакции, о направлении ее протекания и о пределе, к которому она стремится, решаются -с помощью термодинамики.
Термодинамика — это раздел физической химии, в котором рассматриваются вопросы превращения энергии из одной формы в .другую, энергетические эффекты, сопровождающие различные х-ими-'ческие и физические процессы, и зависимость их от условий протекания процессов, а также возможность, направление и пределы «самопроизвольного течения процессов в определенных условиях. Термодинамика основывается на двух основных законах, называемых иногда принципами термодинамики.
Первый закон термодинамики не может быть доказан логически и принимается как постулат, вытекающий из многовекового опыта, накопленного человечеством. Справедливость закона доказывается тем, что выводы, которые делаются на его основе, никогда не вступают в противоречие с опытом.
Можно дать несколько формулировок первого закона, но все они разными словами отражают одну и ту же мысль о сохранении и эквивалентности энергии. Например, если в каком-либо процессе энергия одного вида исчезает, то вместо нее появляется энергия в другом виде, в количестве, строго эквивалентном первому.
Отсюда вытекает, что в любой изолированной системе общий запас энергии остается постоянным. Под термином «система» подразумевается тело или совокупность тел, находящихся во взаимодействии и мысленно обособляемых из окружающей среды. Изолированной называется система, которая рассматривается как лишенная возможности обмена веществом или энергией с окружающей средой.
-32
Взаимодействие системы и окружающей среды связано с передачей теплоты и совершением работы. Подводимая к системе теплота увеличивает ее внутреннюю энергию, а часть теплоты превращается в работу.
Термодинамически внутренняя энергия U является параметром состояния; физически — это величина, характеризующая общий запас энергии системы, включая энергию поступательного и вращательного движений молекул, внутриколебательное движение атомов и атомных групп, энергию, заключенную в ядрах атомов, и другие виды энергии, исключая кинетическую энергию тела в целом и потенциальную энергию его положения.
Совершаемая работа складывается из работы расширения или сжатия и работы химической реакции (например, полезная работа химической реакции, протекающей в гальваническом элементе).
Положительной считается теплота, подведенная к системе, а отрицательной—отведенная от нее. Увеличение внутренней энергии системы считается изменением положительным, а уменьшение — отрицательным. Работа, совершаемая системой, например работа расширения, принимается как положительная; работа, совершаемая над системой, например работа сжатия, принимается за отрицательную. В соответствии с этим первый закон термодинамики математически, в общем виде, можно представить уравнением:
Q=&U+A=AU+pAV+A°,	(П-1)
где Q — подведенная к системе теплота; AI7 — приращение внутренней энергии; pAV — работа расширения; А° — полезная работа химической реакции.
В дифференциальной форме уравнение представляется в следующем виде:
6Q=dU+&A=dU+pdV+&A°.
В том случае, когда система не совершает полезной работы (оЛ°=0), уравнение имеет вид:
bQ=dU+pdV.	(1Г.2)
Здесь 6Q и б Л обозначают величины элементарной теплоты и работы, которые не обладают свойствами полного дифференциала. Их изменение зависит от пути процесса. В противоположность им внутренняя энергия является функцией состояния, изменение которой не зависит от пути перехода системы из одного состояния в другое.
Работа расширения идеального газа. Работа против внешнего давления в дифференциальной форме равна pdV. Для определения ее интегральной величины необходима функциональная связь параметров р и V. Уравнения этой связи (р, V и Т) являются уравнениями состояния. Для идеального газа, т. е. для газа в состоянии большего разрежения, когда взаимодействием между его молекулами
8 Заказ № 269
33
chipmaker.ru
можно пренебречь, в качестве такого уравнения можно принять уравнение состояния
pV=nRT,	(И.З)
где п — число молей, R — универсальная газовая постоянная.
Изохорный процесс протекает при постоянном объеме (y=const). В этом случае работа расширения равна нулю:
ЛУ=О.
Вся подводимая теплота идет на повышение внутренней энергии: dQ^zyiT= dU
и
2
Д(/=[/2 - (7Х=J cvdT=cv (Т2 - Л).	(п-4>
1
где cv=dUldT — теплоемкость при постоянном объеме.
При изобарном расширении (р=const) работа выражается величиной
А = \pdV=p (V2 — VJ)=nR (Т2 - Л).	(И.5)
i
откуда вытекает, что универсальная газовая постоянная равна работе изобарного расширения одного моля идеального газа при увеличении .температуры на один градус.
Часть теплоты идет на повышение внутренней энергии, что может быть выражено уравнением:
2	2
Qp=J pdV=U2 - и±+рУ2 - PVlt (П.6) 1	1
или
Qx,=(t/2+pV2)-(L/i+pV1).	(П.7)
Это означает, что теплота, полученная системой, идет на увеличение некоторой функции U-f-pV, которая называется энтальпией и обозначается буквой Н. Энтальпия, так же как и внутренняя энергия, является функцией состояния системы и ее изменение определяется начальным и конечным состояниями системы
Н2-Н^Н.	(П.8)
Теплоемкость системы при постоянном давлении выражается, как производная энтальпии по температуре
_ан ^a(U~ppV)^ аи d(RT) Ср~ ат ат ~ ат+ ат '
откуда следует, что
cp=cv4-7?.	'II.9)
34
Изотермический процесс протекает в условиях постоянства температуры (Т = const). Уравнение изотермы pV = const. В таком случае Д(7=0 и вся теплота превращается в работу
2	2
Ат= [pdV = f	dV=nRT In ^=nRT In	. (II. 10)
' J V	₽2
Адиабатным называется процесс, при котором система не принимает и не отдает теплоты (dQ=O), хотя может быть связана с окружающей средой работой, получаемой от нее или совершаемой над ней. Процесс выражается уравнением
c/T+pdV=0,	(11.11)
или
cvdT+(RT/V)dV=O.
Делением обоих слагаемых на Т и cv получаем
&Т R dV_Q
Т + cv ' V
Заменив величину R, равной ей ср — cv, находим
d? I ( Ср_ 1^	- -Q
Т Ч су ) V
Обозначив отношение теплоемкостей cp/cv через у и проинтегрировав уравнение, найдем
1п7’+(у—l)lnV=const или ТУ*~1 =const.
Замена величины Т на р и V приводит к уравнению адиабаты, связывающему переменные
pVv=const.	(П.13)
Для одного моля идеального газа работу адиабатного расширения (тМаД= — dU) можно записать
2	2
Лд= - f dU— - f cvdT~—Су (Т2 - 7,)=^ (Л - TJ. (II. 13) 1 *1
Так в интегральном виде вычисляются все слагаемые первого закона термодинамики для идеального газа.
Термохимия. В результате протекания химической реакции происходит глубокое изменение вещества. Этот процесс можно характеризовать так: одни вещества — исходные с энергией — исчезают и образуются новые вещества с внутренней энергией U2. При этом может быть либо U1 > (/а, либо < U2, где — сумма внутренней энергии исходных веществ; U2 — сумма внутренней энергии продуктов реакции при той же температуре.
35
1 chipmaker.ru
В первом случае реакция идет с саморазогреванием, продукты реакции имеют температуру выше температуры исходных веществ на величину, обусловленную разностью А(7=С/2—1/г
При охлаждении до температуры системы в начальном состоянии -продукты реакции отдают теплоту в количестве, равном,^ — Ui~ —AU. Такие реакции называются экзотермическими.
Во втором случае реакция идет с самоохлаждением и для того, чтобы продукты реакции имели температуру исходных веществ, нужно подводить теплоту извне. Такие реакции протекают с поглощением теплоты Q=L72— и называются реакциями эндотермическими. Теплота, которая выделяется или поглощается в результате химической реакции, называется тепловым эффектом реакции, Q.
Под термохимией подразумевается раздел химической термодинамики, посвященный экспериментальному изучению тепловых эффектов химических реакций и занимающийся их систематикой и формулировкой общих закономерностей.
Следует иметь в виду, что в термохимии знаки тепловых эффектов противоположны тем, которые приняты в математическом выражении первого закона термодинамики. Так, например, в термодинамике тепло, которое теряет система, считается отрицательным (—Q). В термохимии тепло, которое выделяется в результате химической реакции (а оно образуется за счет уменьшения энергии системы), принимается как положительное. В дальнейшем при использовании тепловых эффектов будем пользоваться термодинамическими знаками и символами.
Тепловые эффекты при постоянном объеме и постоянном давлении. Если реакция протекает при постоянном объеме, то работа расширения системы отсутствует. В таком случае А=0 и уравнение первого закона термодинамики принимает вид
Q^-U^AU.	(II. 14)
В случае протекания реакции при постоянном давлении производится работа расширения A=p(V2 — Vi), откуда теплота реакции
QP=t/2-^1+p(V2-v1), или
Qp^+pV^-iU.+pV^AH,	(11.15)
Связь между Qp и Qr видна из уравнения
Qp=Qv+pAV. ,	(11.16)
При этом АЕ=Е2 — Vt обусловлено изменением числа молей газообразных участников реакции Ап—п2 — п±. Поэтому по уравнению Менделеева — Клапейрона
pAV=AnRT,	(11.17)
откуда
Qp=Qy+An/?T,	(11.18)
36
или в обозначениях термодинамики
\H=MJ+^RT.	(П.19)
Следовательно, тепловой эффект при постоянном давлении Q отличается от теплового эффекта при постоянном объеме на величину работы knRT, обусловленной изменением числа молей газообразных продуктов реакции.
Найдем значение Qv для реакции горения окиси углерода 2СО+О2=2СО2, если Qp=—135 280 кал при температуре 298 К.
В этом случае Дп=2— 2 — 1=—1.
Qv=—135 280+1,985-298=—134 689 кал (—563 622 Дж).
Если реакция протекает без изменения числа молей, то Аи= =0, А=0 и QP=QV, как, например, СО+Н2О=СО2+Н2.
В системах, состоящих только из твердых и жидких веществ, изменения объема очень малы и Qp~ Qv. В СИ единицей измерения теплоты служит джоуль. Одна калория равна 4,1840 Дж.
Закон Гесса. Основой термохимии является закон Г.'И. Гесса, по которому тепловой эффект определяется начальным и конечным состояниями системы и не зависит от пути перехода (промежуточных стадий) из начального в конечное состояние. Это находится в полном соответствии с первым законом термодинамики.
Из этого закона вытекает ряд важных следствий, дающих возможность установить величину и знак теплового эффекта в том случае, когда это нельзя сделать опытным путем. Так, например, горение угля
С+О2=СО2; АЯ?=—94 050 кал (—393500 Дж) (а) и окиси углерода
СО+(1/2)О2=СО2; АН?,=—67 640 кал (—280940 Дж) (б) приводят систему в одно и то же состояние и протекают с разными тепловыми эффектами. Вычитание уравнения (б) из уравнения (а) даст
С+О2=СО+(1/2)О2+ДН?п,
что соответствует процессу С + (1/2)О2 — СО + АН?п. При этом AH?II=AH?-AH?I=-26410 кал (—110460 Дж).
Зависимость теплового эффекта от температуры (уравнение Кирхгофа). В настоящее время в термодинамических таблицах даются величины энтальпии образования веществ из атомов, отнесенные к температуре 25° С (298 К), при давлении р=1 атм, что соответствует 1,0332 кгс/см2. (Далее величину 1 атм приближенно будем считать равной 1,0 кгс/см2).
Такие величины называются стандартными и отмечаются нижним индексом, указывающим абсолютную температуру, и верхним индексом (°), указывающим, что давление равно одной атмосфере (ДДгэв)-Это соответствует тепловому эффекту в условиях, когда начальные вещества имели температуру 25° С и продукты реакции охлаждены
37
chipmaker.ru
до той же температуры. Однако в действительности чаше всего реакции происходят при гораздо более высоких температурах с тепловыми эффектами,' не совпадающими с табулированием. Поэтому очень часто возникает необходимость определить тепловой эффект реакции при различных других температурах ее протекания.
Решение этой задачи возможно в рамках первого закона термодинамики. Известно, что dU/dT=cv, и AC/==Qlz, следовательно,
d (kU^dT=Acv=^nPv-
Аналогично dH/dT=cp, так как dQpldT~cp вательно, d(&H)ldT==kcp='£ncp.
В интегральном виде зависимость теплового ратуры выразится так:
т кНт=кН0+[^пс/Т,
или
т ДЯГ=ДЯ298+ f ^ncpdT, 298
и Qp=Aff, следо-эффекта от темпе-
(11.20)
I
(11.21)
где АНГ, АН(| и кН2^ъ — тепловой эффект реакции соответственно при температурах Т, 0 и 298 К-
Уравнения (11.20) и (11.21) выражают закон Кирхгофа. Производная от теплового эффекта по температуре равна алгебраической сумме теплоемкостей веществ, участвующих в реакции.
Найдем выражение для температурной зависимости величины АН? реакции горения окиси углерода: 2СО-|-О2 = 2СО2; Н?98 = =—135280 кал (—566080 Дж), пользуясь температурной зависимостью теплоемкостей:
+°=6,5+0,001 Т; <£‘=6,5+0,001 7;
<£°>=7,0+0,0071 Т — 0,00000186 Т2.
Отсюда следует
Ас„=2ссо‘— 2сс0 —	5,5+0,01127 — 0,00000372 72.
р р р р ’ 1 ’•
Подставляя это выражение Дср в уравнение (11.21), после интегрирования получаем
&Нт= 135 280 — 5,5 (7 — 298)+0,0056 (7* — 2982) — 0,00000124 X
X (73 — 2983).
Аналогичные расчеты могут быть проведены для реакций при постоянном объеме.
38
§ 5.	ВТОРОЙ ЗАКОН ТЕРМОДИНАМИКИ
Первый закон термодинамики дает возможность оценить энергетический баланс процессов. Однако он не дает указания о возможности протекания процесса в заданном направлении в определенный условиях. Весьма важные для практики вопросы решаются нД основе второго закона термодинамики.
Второй закон, так же как и первый, является обобщением практического опыта. Сущность второго закона термодинамики може’Г быть выражена в различных формулировках. Одной из них может служить утверждение, что теплота самопроизвольно не может переходить от более холодного тела к более горячему. Подобно томУ как с первым законом термодинамики связана внутренняя энергия, как функция состояния системы, идея второго закона термодинамики отражается в понятии энтропии — функции состояния, сущность которой будет выяснена несколько позже.
Обратимые и необратимые процессы. Термодинамически обратимыми называются процессы, допускающие возможность возвращения системы в первоначальное состояние без сохранения каких бы тО ни было изменений как в самой системе, так и в окружающей среде. Обратимые процессы совершаются путем, последовательного перехода через непрерывный ряд равновесных состояний и поэтому могут также называться равновесными. Под термодинамическим равновесием подразумевается такое состояние, когда система, способная обмениваться энергией с окружающей средой, остается неизменной (в термодинамическом отношении) неограниченно долго, до тех пор пока не изменятся внешние условия. Понятие об обратимых (термодинамических) процессах основывается на идеализированной модели процесса, однако оно имеет большое значение в теоретических исследованиях. Примером обратимых процессов может быть адиабатное расширение или сжатие газа в условиях бесконечно медленного изменения объема и давления при абсолютной тепловой изоляции системы.
Изотермический процесс расширения или сжатия также можно осуществить обратимо в условиях интенсивного теплообмена с внешней средой, необходимого для поддержания постоянной температуры-Другими словами, обратимые процессы являются предельными случаями реальных процессов.
Большинство самопроизвольных процессов в реальных условиях протекает необратимо. Примерами могут служить: переход теплота от нагретого тела к холодному, расширение газа в пустоту, взаимная диффузия газов и жидкостей и др. Общая характеристика иХ заключается в том, что после протекания процесса систему нельзя вернуть в начальное состояние без того, чтобы не осталось каких-либо изменений в самой системе или в окружающей среде.
Математические выражения второго закона термодинамики. Рассмотрим модель тепловой машины.
Цикл Карно. Если тепловая машина получает от нагревателя теплоту и отдает холодильнику количество теплоты Q2, то,
зЭ
chipmaker.ru
следовательно, разность Q, — Q2 представляет собой то количество теплоты, которое превращается в работу:
A=Q4- Q2.	(П-22)
Коэффициент полезного действия машины (без потери на трение и др.)
чен
Рис. ПЛ
n=(Q1-Q2)/Qi=^/Qi-	(П-23)
Наибольший коэффициент полезного действия может быть полумашиной, работающей по идеальному циклу Карно, состоящему из двух изотермических (кривые АВ и CD) и двух адиабатных (кривые ВС и DA) обратимых изменений состояния (рис. II.1).
Пусть в начальном состоянии система имеет объем \'\ и температуру 7\ (точка А) с определенным давлением
(11.24)
Произведем изотермическое расширение (кривая АВ) при Т1~
=const До объема V2. В результате система переходит в состояние В с параметрами V2, 7\, р2. В процессе перехода будет произведена работа, равная подведенной к системе теплоте
Q1=7?71lnb-.
(11.25)
Адиабатный переход из состояния В в состояние С сопровождается изменением внутренней энергии системы на величину
Д(7=Сг(7'2-Т1).
Затем изотермическим сжатием CD при T2=const переводим систему в состояние D с параметрами У4, Т2 и р4. Работа внешних сил, затраченная на сжатие, переходит в теплоту, передаваемую в окружающую среду:
_Q2-7?72ln-£-.	(11.26)
* 3
Наконец, систему адиабатным сжатием DA переводим в начальное состояние А с объемом Vlt 7\ и рг. Затраченная работа идет на повышение внутренней энергии системы Д[7=су(Т1— Т2). Суммирование всех уравнений цикла дает
(11.27) Vi	Vj
Так как V2/^i=^s/^4> то
Q1-Q2=7?(T1~T2)ln-^.	(11.28)
40
Разделив это уравнение на Q1=/?71ln—,
получим
Q1-Q2 _ Tt-T2 Qi	Л
(11.29)
где Qi —теплота, полученная от нагревателя с температурой 7Х; Q2 — теплота, отданная холодильнику, имеющему температуру Т2. Из уравнения (11.29) вытекает: 1) к. п. д. тем выше, чем больше
разница температур нагревателя и холодильника 7г — Т2, и равен единице при 72=0; 2) к. п. д. не зависит от рода вещества; 3) к. п. д. любого кругового цикла, включающего необратимые превращения, меньше к. п. д. по циклу Карно:
Ч' < П=(71 - TJ/7\.
Энтропия. Уравнение можно представить в виде
(11.30)
(11.29)
Рис. II.2
0.2___ ।
Qi Л
(П.31)
или Q2/Qi=72/71, откуда
Можно показать, что подобное соотношение получается для любого кругового обратимого цикла. Пусть имеется цикл (рис. П.2), который можно разбить на множество циклов Карно. Для каждого бесконечно малого цикла справедливы равенства:
dQ2__& dQi dQ2______@
т',	r'2	’ т" т2
Суммируя эти равенства, получаем
dQ,  d£,+	 dQ,+	=()	(П 32)
г;	T'	T\ T2
или
(П.ЗЗ)
В пределе сумма переходит в интеграл по замкнутому контуру
(11.34)
Из этого вытекают весьма важные следствия. Из математики известно, что если интеграл, взятый по замкнутому контуру, равен нулю, то имеется некоторая функция от тех же переменных величин (в Данном случае р, V, Т), полный дифференциал которых равен подын-

41
chipmaker.ru
тегральной величине. В термодинамике эта функция названа энтропией и обозначается буквой S. Следовательно, для всех обратимых процессов
dQ/T—dS,	(П-35)
^=фа5=О.	(П.36)
В случае необратимых процессов, в которых т]' < т],
6Q/T < dS.
(11.37)
В этом случае общее математическое выражение второго термодинамики может быть дано в интегральной форме
д Т
и в дифференциальной форме
dQ < TdS.
закона
(11.38)
(11.39)
Так как dS является полным дифференциалом, то изменение ее при переходе из одного произвольного состояния в другое равно разности величин энтропии в этих состояниях и не зависит от пути перехода
JdS=J^=S2-Sj=AS.	(11.40)
1 1
Вычисление энтропии. Вычисление изменения энтропии при переходе системы из одного состояния в другое может быть произведено путем интегрирования уравнения
Так как dQ=cdT, тогда
или при c=const
Г,
(П.41)
AS=cln —. 7>
(11.42)
При интегрировании необходимо знать функцию c—f(T) для всего интервала температур.
Эти уравнения выражают изменения энтропии при изобарном и изохорном процессах с той разницей, что в первом случае в уравнение входит ср, а во втором cv. При изотермическом процессе
42
(7’=const) уравнение dQ=d&U+dA состоит из dQ=TdS, d&U=O, dA=pdV, откуда TdS=pdV. Если p=RTIV, то TdS=(RTIV)dV и, следовательно, dS=7?(dV/V), а после интегрирования
AS=7?ln-^	(Ц.43)
или, учитывая, что ptV1=p2V2,
AS=./?ln—.	(11.44)
₽2
То обстоятельство, что энтропия является однозначной функцией состояния, дает возможность определить изменение энтропии, если \ известны параметры начального и конечного состояний. Пусть, для примера, начальное состояние характеризуется параметрами рг и Тъ а конечное — параметрами р2 и Т2. Поскольку изменение энтропии не зависит от пути перехода, то можно осуществить переход таким образом: сначала при p1=const от температуры 7\ до Т2> а затем при 7’2=const от давления р, до р2. Сумма изменения энтропии по этим двум процессам равна изменению энтропии системы
AS=cv 1п —4-7? In	.	(11.45)
Л	р2
В таблицах термодинамических величин значения энтропии даются для стандартных условий, т. е. для температуры 298 К при давлении 1,0 332 кгс/см2, которые вычисляются по уравнению 298
5®= ( cp~jr (с учетом всех фазовых превращений). Для других о
температур энтропии вычисляются по формуле
Г Лср
Sr=S°+ j -y-dT.	(11.46)
298
Если в интервале температур от 298 до ТК имеются фазовые превращения, то следует учитывать их энтропию, которая равна отношению теплоты превращения к температуре, при которой она происходит Qnp/T.
Стандартные величины S0 для некоторых веществ приводятся в табл. II.1 Величины АДгэв в таблице означают изменение энтальпии, сопровождающее реакцию образования одного моля вещества из элементов в их стандартном состоянии.
§ 6.	ХАРАКТЕРИСТИЧЕСКИЕ ФУНКЦИИ И ТЕРМОДИНАМИЧЕСКИЕ ПОТЕНЦИАЛЫ
Под характеристическими функциями подразумеваются такие функции состояния системы или их производные, посредством которых могут быть в явной форме выражены термодинамические свойства системы. К числу таких функций относятся: изохор но-изотер-
43
phipmaker.ru
Таблица II.1
Стандартные величины теплосодержания—&НМВ и энтропии Sg98 некоторых элементов и химических соединений
Элементы и химические соединения	-дн;98		S298	
	ккал	кДж	кал	Дж
А1	0,00	0,00	6,77	28,32
А12О3	400,0	1673,60	12,5	52,72
Ва	• 0,0	0,0	12,2	51,04
ВаО	133,0	556,47	16,8	70,29
ВаСО3	291,3	1218,80	26,8	112,13
Be	0,0	0,0	2,28	9,54
ВеО	138,0	577,40	3,37	14,10
С	0,0	0,0	1,36	5,69
со	26,41	110,46	47,3	197,9
со2	94,05	393,50	51,5	215,47
Са	0,0	0,0	9,95	41,63
СаО	151,5	633,87	9,5	39,75
СаСО3	288,45	1206,87	22,22	92,97
CaS	115,3	482,40	13,5	56,48
Сг	0,0	0,0	5,68	23,76
Сг2О3	268,9	1125,08	19,4	81,17
Си	0,0	0,0	7,97	33,35
Си2О	41,0	171,54	21,7	90,79
СиО	37,5	156,95	10,4	43,5
Cu2S	19,00	79,50	28,9	120,92
Fe	0,0	0,0	6,5	27,2
FeO	63,2	266,52	12,9	53,97
FesO4	267,0	1117,13	35,0	146,44
Fe2O3	196,5	822,15	21,5	89,95
FeS	22,9	95,81	14,53	60,79
H2	0,0	0,0	31,20	130,54
H2O2	57,8	241,83	45,11	188,72
Mg	0,0	0,0	7,8	32,63
MgO	143,70	613,79	6,55	23,25
MgCOs	262,0	1096,2	15,70	65,69
Mn	0,0	0,0	7,6	31,80
MnO	92,5	387,02	14,27	59,70
MnS	48,8	204,18	18,7	78,24
Mo	0,0	0,0	6,83	28,57
MoO2	130,0	543,92	13,0	54,39
MoOs	188,0	786,60	18,68	78,16
Na	0,0	0,0	12,33	51,59
Na2O	100,7	421,33	17,0	71,13
Na2CO3	270,3	1130,93	32,5	135,98
Nb	0,0	0,0	8,75	36,61
NbO	95,5	399,57	11,5	48,12
Nb2O4	455,0	1903,72	32,8	137,23
Ni	0,0	0,0	7,12	29,79
NiO	57,5	240,58	9,1	38,07
o8	0,0	0,0	49,00	205,10
P	0,0	0,0	10,6	44,35
44
Продолжение табл. II.1
Элементы и химические соединения	ДН298		S298	
	ккал	кДж	кал	Дж
Р2О5	360,0	1506,24	37,5	156,90
S	0,0	0,0	7,6	31,80
so2	70,95	296,85	59,25	247,79
so3	• 94,95	397,27	61,20	256,06
Si	0,0	0,0	4,5	18,82
SiO2	209,3	875,71	12,2	51,04
Та	0,0	0,0	9,9	41,42
Ta2OB	489,0	2045,97	10,1	42,26
Ti	0,0	0,0	7,3	30,54
TiO	123,9	518,40	8,3	34,73
TiO«	225,5	943,49	12,0	50,21
V	0,0	0,0	7,0	29,29
VO	102,0	426,73	9,3	38,91
V2O3	294,0	1230,10	23,5	98,32
w	0,0	0,0	8,0	33,47
woa	134,5	562,75	15,0	62,76
wo3	200,0	836,80	19,9	83,26
Zr	0,0	0,0	9,3	38,91
ZrOg	258,2	1080,31	12,03	50,33
мический потенциал, изобарно-изотермический потенциал, внутренняя энергия, энтальпия и энтропия. Термодинамическими потенциалами называются такие функции, убыль которых в обратимом процессе, протекающем при постоянстве определенной пары термодинамических параметров, равна полезной работе Л°.
Из обобщенного уравнения первого (II.2) и второго (11.39) законов термодинамики TdS—dU+pdV+dA0 при постоянных энтропии и объеме получается dA°——dUs.v или в интегральном виде
Л°=—(L'2 - I71)s,v=-At/S>v.	(П.47)
При этом следует иметь в виду, что изменение внутренней энергии при постоянных температуре и объеме равно тепловому эффекту реакции.
При постоянных энтропии и давлении
dA°=— (dU+pdV)s,p=-d (U+pV)s,p=- dHs,p, или
Л°=-(На-Н1)5.р=-ДН5,р.	(П.48)
Причем изменение энтальпии равно тепловому эффекту химической реакции при постоянных температуре и давлении.
При Т, V=const dA°=— (dU — TdS)r.v=- d(U— TS)=— dFT,v функцию U — TS=F называют изохорно-изотермическим или изохорным потенциалом
Л°=— (F2~ F^t.v=—^Pt.v*	(П.49)
45
chipmaker.ru
При Т, р = const dA° = — (dU + pdV — TdS)r.P = ~d(U + pV~ — TS)t,p=— dGT.P функцию U+pV — TS—G называют изобарноизотермическим (или изобарным) потенциалом
A0=-(G8-G1)r.p=-AGr.₽-	(П.50)
Термодинамические потенциалы могут применяться в качестве условий равновесия, когда полезная работа процесса равна нулю, и могут быть мерой процесса (его интенсивности), если работа не равна нулю. Работа, которая может быть произведена системой, является наибольшей и называется максимальной работой Атах= =— AF.
Полный дифференциал функции F
dF=dU —TdS — SdT.	(П.51)
Принимая во внимание, что
dU — TdS=— pdV,	(П.52)
получаем для обратимых процессов, в которых производится только работа расширения (£>A=pdV), полный дифференциал функции F при переменных V и Т
dF——SdT — pdV.	(П.53)
Частные производные этой функции
=_р; (jq
\dVjr \dTJv
(П.54)
всегда отрицательны. Это значит, что изохорный потенциал убывает при увеличении объема и возрастания температуры.
Полный дифференциал функции G при переменных р и Т dG—dU — TdS — SdT-J-pdV-f-Vdp. Но так кай
dU — TdS+pdV=O,	(П.55)
то для обратимых процессов
dG=— SdT+Vdp.	(П.56)
Частные производные функции
=—3	(П.57)
\др)т \дт)р
показывают, что изобарный потенциал возрастает с увеличением давления и уменьшается с повышением температуры.
Уравнение максимальной работы. Свойства функций состояния F и G позволяют установить связь между максимальной работой и теплотой того же процесса. Заменив в уравнении AF=AU— TAS энтропию равяой ей величиной из уравнения (П.54), получим
AF=AL'+T[d(AF)/dT]l/.	(П.58)
Но так как A(7=QV и Лшах==— AF, то полученное уравнение может быть преобразовано и представлено в виде
Amax~Qv+T(dAm„/dT)v.	(П.59)
46
Для процессов, протекающих при постоянном давлении, подобные соотношения получаются в виде:
ДС=ДЯ+7[д(Д6)/дЦ,	(11.60)
и
Апа*=—<2Р+Г(ал;ах/О7’)р.	(П.61)
Уравнения (11.58) — (11.61) называются уравнениями Гиббса — Гельмгольца.
Направление протекания процессов и термодинамические условия равновесия. Согласно второму закону термодинамики самопроизвольно в системе могут протекать процессы с увеличением энтропий-Поэтому состояние устойчивого равновесия системы, к которому она стремится в процессе превращения, характеризуется максимальной величиной энтропии. При этом
dS=O.	(11.62)
Так как самопроизвольно процессы протекают в стерону уменьшения термодинамических потенциалов, то условиям равновесия можно придать и другие формулировки. Так, при постоянных температуре и объеме общим условием протекания и равновесия процессов будет
dF<0,	(11.63)
где знак равенства относится к равновесию, а знак неравенства к протеканию процессов.
При постоянной температуре и давлении соответственно
dG<0.	(11.64)
В системах, находящихся при постоянных температуре и объеме, самопроизвольно могут протекать только процессы, сопровождающиеся уменьшением F, направляясь к равновесию, которое насту? пает в данных условиях при минимальном значении функции F, т. е. при условии dF=0 и d2F > 0.
В системах же, находящихся при постоянных температуре И давлении, самопроизвольно могут протекать только процессы, которые сопровождаются уменьшением величины G, стремясь к равновесию, которое в данных условиях наступает при минимальном вначении функции G, т. е. при условии dG=0 и d2G > 0.
Химический потенциал. Наряду с гомогенными, однофазными системами в практике часто приходится иметь дело с системами гетерогенными, состоящими из нескольких фаз в различных агрегатных состояниях, разграниченных поверхностями раздела. Причем под термином «фаза» подразумевается совокупность гомогенных однородных частей системы, одинаковых по всем физическим свойствам и по химическому составу. Простейшим примером гетерогенной системы может служить трехфазная система лед+жидкая во-да-|-пар при 0°С.
Фазы могут быть простыми, состоящими из одного вещества, а также сложными, состоящими из нескольких веществ. В сложных
47
chipmaker.ru
многофазных системах наряду с изменением объема, давления и температуры возможны также изменения состава фаз вследствие взаимодействия между ними. В таком случае для характеристики условий равновесия удобно пользоваться представлением о химическом потенциале ц, введенном в термодинамику Гиббсом.
Математически химические потенциалы представляют собой частные производные характеристических функций по числу молей данного компонента системы при постоянных значениях независимых параметров и количества всех остальных компонентов:
I3U \
Pi= —	•••»
\dnxjv, s, пг, п,
Р1 = ~
\ ОПх/Р. s. п„ па
II	(П-65)
Г1 —I , I	• • • »
\ОП1/Г, Т. пг, п, PG\
р1=(—)	....
Jp. Т. пг, п,
Химический потенциал равен приращению изобарного потенциала системы, обусловленному переходом в раствор одного моля данного компонента при сохранении постоянства числа молей всех других компонентов, температуры и давления.
Связь величины химического потенциала с основными термодинамическими параметрами вытекает из уравнения
G—H — TS=U — TS+pV,
откуда dG~dU — TdS— SdT-}-pdV-\-Vdp, а так как dU -J- pdV — — TdS=O, то dG—Vdp — SdT, и при T=const dG=Vdp.
В случае идеального газа V—RT/p и
G=RT^^-=G°+RT In р.
Применительно к одному молю идеального газа уравнение можно Записать в виде
Hz= Pz +RT1п Рь	(Н-66)
где pz° — химический потенциал данного компонента при его парциальном давлении, равном единице.
Для реальных газов, существенно отличающихся от идеальных, уравнение (11.66) становится неточным и требует поправок, учитывающих отклонение их свойств от газов идеальных. В настоящее время это осуществляется применением новой величины, названной летучестью f.
Под летучестью подразумеваются такие характеризующие вещество величины, которые будучи подставлены вместо давления
48
в уравнения, выведенные для идеальных газов, делают его применимым для реальных газов без изменения внешней формы.
В таком случае химический потенциал выразится уравнением
Ц/=н;+ЛТ1пЛ.	(11.67)
Наиболее просто, в широком диапазоне отклонений от свойств идеального газа, летучесть может быть определена из отношения
Ъ~Р%1 PiURi
где Pi — действительное давление газа в данных условиях; р1кк~ давление, которым обладал бы идеальный газ при данных Т и V,
Piw=RT/V.
§ 7.	РАСТВОРЫ
Растворами называются такие системы, в которых одно вещество равномерно распределено в среде другого или других веществ. В общем случае этот термин относится к любому агрегатному состоянию системы. Сюда входят и газовые смеси, и жидкие растворы, и.твердые растворы, иногда называемые смешанными кристаллами.
В общем случае растворение представляет собой весьма сложный процесс распределения молекул или ионов одного вещества среди молекул или ионов другого вещества, сопровождающийся различным взаимодействием химического и физического характера между ними.
Некоторые исследователи рассматривали растворение как химический процесс, сопровождающийся образованием соединений с выделением или поглощением теплоты. Другие исследователи представляли растворение как результат молекулярного взаимодействия, по природе связей между частицами близкого к взаимодействию физических систем. Количественная теория, основанная на представлении о растворенном веществе как о газе, распределенном в инертном растворителе,, оказалась справедливой лишь для разбавленных растворов. В общем случае в широком диапазоне концентраций растворы представляют собой физико-химические системы.
Важнейшей характеристикой раствора является его состав, который определяет раствор как в качественном (из чего состоит раствор), так и в количественном отношении. Существует несколько способов выражения состава растворов. Наиболее распространенным является выражение концентраций через мольные доли компонентов, составляющих раствор. Мольная доля каждого компонента равна отношению числа молей данного компонента nt к сумме чисел молей всех компонентов раствора:
Mt-=nt-/(n1-|-n2+ ...)•
Сумма мольных долей компонентов равна единице. Мольные доли, умноженные на сто, выражают мольные проценты. Реже употребляются другие формы выражения концентраций: молярность — число молей растворенного вещества в литре раствора и моляльность — число молей растворенного вещества в 1000 г растворителя.
49
Связь между термодинамическими параметрами для разбавленных растворов выводится с помощью уравнения состояния идеального газа для растворенного вещества. Как показали опыты с растворами неэлектролитов, поведение растворенного вещества описывается уравнением Вант-Гоффа:
p=(n/V)P7'j p=cRT,	(11.68)
где с — молярная концентрация.
Давление р, характеризующее поведение растворенного вещества в растворе, называется осмотическим давлением.
Закон Рауля. Закономерность изменения давления пара компонента над раствором в зависимости от концентрации его в растворе играет в термодинамике растворов весьма важную роль. Через давление пара, а в общем случае через летучесть, наиболее просто выражается химический потенциал компонента в растворе.
При равновесии раствора с его насыщенным паром химические потенциалы каждого компонента в обеих фазах одинаковы (в растворе и в насыщенных парах). Это выражается уравнением = Здесь нижний индекс относится к компоненту, а верхний — к фазе. Для идеального раствора (и очень разбавленных растворов) химический потенциал компонента: в растворе р.(' = р° -j- RTlnN(, находящегося в газовой фазе р£ ==р£° + RT In р£. Приравнивая значения и р", находим
р°' 4-7?Т In N{=1\”+RT In p£ или
1прг/^=(р;'-<)/(Д7).
Рассматривая равновесие при постоянной температуре, полученное равенство можно представить в виде \npJN~ky или pjN^k.
Если компонент участвует в образовании разбавленного раствора (A'z->0), то уравнение pl=kNi соответствует закону Генри, с помощью которого описывается равновесие газообразного вещества, распределяющегося между жидкой и газовой фазами.
Применяя уравнение pJNp=k к случаю, когда N£-> 1, что соответствует равновесию чистого жидкого компонента и его насыщенного пара, находим p°{—k, где k — постоянная, равная давлению насыщенного пара над чистым жидким компонентом. Тогда
(п.69) что соответствует первой формулировке закона Рауля, которая гласит так: парциальное давление пара данного компонента над раствором равно давлению насыщенного пара чистого компонента при той же температуре, умноженному на мольную долю этого компонента в растворе.	 ,
Для растворителя закон Рауля можно записать в виде уравнения
Pi=P°iNi'
60
Путем преобразований: Pi/p^Ni, 1— (Pi/Pj)=l —	Л\4-Л/г=1;
(Pi — Pi)/P°}=N2 находим
ДР1/р;=Л/2,	(11.70)
где р\ — давление насыщенного пара чистого растворителя; Apj — понижение давления пара, связанное с переходом от чистого растворителя к раствору; kp-Jp0 — относительное понижение пара над раствором.
Отсюда вторая формулировка закона Рауля: относительное понижение давления пара над раствором равно мольной, доле растворенного вещества в растворе. Закон Рауля в такой записи справедлив для разбавленных растворов. В общем случае концентрации заменяются активностями, о чем сказано далее.
Давление' насыщенного пара в простейших системах. Рассмотрим систему сплавов двух компонентов А и В. Допустим, что компоненты близки по составу, величине и строению частиц, а следовательно, и по свойствам. Компоненты не образуют между собой соединений. Теплота испарения компонентов в чистом виде и из раствора одинакова. Тогда парциальное давление насыщенного пара каждого компонента над раствором при постоянной температуре должно быть пропорционально мольной доле его в растворе, т. е
PA=kANA И PB^k^B-
Коэффициенты пропорциональности kA и kB определяются при МА= = 1 и NB=\. При этом они равны давлениям насыщенного пара соответствующих компонентов в чистом состоянии р°А и рв. Тогда
Pa~NaPa< Pb=NbP°b-
Общее давление пара выразится величиной P=^Ap°A+NBpB, а так как Na+Nb—\; Na=1 — Nb, то
Р°=Ра+^(Рв~Ра)-
Все эти соотношения являются линейными относительно N. Поэтому на диаграмме, выражающей зависимость общего и парциальных давлений пара от состава (рис. 11.3), им соответствуют прямые линии.
В подобных системах образование смесей не сопровождается сколько-нибудь значительным тепловым эффектом. Следовательно, и теплоты испарения компонентов из раствора равны теплотам испарения чистых компонентов.
Простейшие растворы иначе называют идеальными растворами, так как роль их в теории растворов во многом аналогична роли идеальных газов в учении о газовом состоянии.
Давление насыщенного пара реальных растворов. Закон Рауля, отражающий свойства идеальных систем, не выполняется для реальных растворов. Парциальные давления (или летучести) этих растворов бывают больше или меньше давления (или летучести) паров
. 51
| chipmaker.ru
идеальных растворов. Отклонения от закона Рауля в первом случае называются положительными, во втором — отрицательными.
Экспериментальные данные показывают, что знак отклонений как парциальных давлений обоих компонентов, так и общего давле-
ния обычно одинаков, причем большей частью он сохраняется для всех составов данной системы.
Растворы, обладающие положительным отклонением давления пара (рис. П.5), образуются из чистых компонентов большей частью с поглощением теплоты. Эти два свойства связаны между собой, так как поглощение теплоты при образовании раствора уменьшает количество теплоты на испарение и в силу 'этого увеличивает давление пара.
Растворы с отрицательным отклонением давления пара (рис. II.4) образуются из чистых компонентов с выделением теплоты.
испарения компонентов из раствора
Вследствие этого теплота становится больше теплоты испарения чистого компонента. Поэтому давление насыщенного пара оказывается меньшим, чем следует по закону Рауля.
Активность и коэффициент активности. Для описания термодинамических свойств реальных растворов применяется величина активности
a^pjpl.	(П-71)
Эго расчетная термодинамическая функция, которая в суммарной форме отражает степень связанности молекул компонентов в растворе. При образовании данным компонентом в растворе каких-
52
либо соединений активность его уменьшается и, наоборот, активность возрастает при уменьшении степени ассоциации. Активность указывает на характер отклонения свойств компонента от его свойств в идеальном растворе при той же мольной концентрации. Она зависит от вида и концентрации других компонентов раствора, а также от температуры и давления, но является безразмерной величиной и не зависит от способа выражения концентраций.
Активность (термодинамическая активность) данного компонента представляет собой такую величину, которая связана с другими термодинамическими величинами так же, как в идеальных растворах с ними связана концентрация (мольная доля) этого компонента.
Вместо активности часто пользуются величиной коэффициента активности yL, который равен отношению активности к концентрации yt—aJNt. Коэффициент активности характеризует степень отклонения свойств компонента в данном растворе от его свойств в соответствующем простейшем (идеальном) растворе. Численное значение коэффициента активности зависит от способа выражений концентраций раствора.
§ 8.	ОБРАТИМОСТЬ И РАВНОВЕСИЕ ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
В основе химической статики лежит идея обратимости химических реакций. Сущность ее заключается в том, что если два или несколько веществ реагируют с образованием продуктов реакции, то и продукты реакции в тех же условиях могут взаимодействовать с образованием исходных веществ.
В системе одновременно будут протекать взаимно противоположные реакции с присущими им скоростями. Изменение состава системы возможно до тех пор, пока скорость одной реакции больше противоположной ей. При равенстве скоростей противоположных реакций в единицу времени образуется столько продуктов реакции, сколько их расходуется в результате обратной реакции и средний состав системы остается неизменным. Такое состояние называется состоянием равновесия.
Химическое равновесие в гомогенной среде (в газах и растворах). В производсгвенной практике чаще всего приходится иметь дело с процессами, протекающими при постоянном давлении. В этом случае условия равновесия при постоянных температуре и давлении характеризуются минимумом изобарного потенциала G.
Для каждого однородного тела величина G зависит от давления и температуры и пропорциональна массе тела. В смесях или в химических системах она зависит также от состава, т. е. от числа молей (nv п2,___) каждого вещества, составляющего систему. Пол-
ный дифференциал функции G имеет вид:
dT+ ) dp	dn.+ ....	(11.72)
\дТ ) \др /	\0П1/ 'длд/
63
chipmaker.ru
причем дифференцирование производится по каждой переменной при постоянстве всех остальных. При постоянстве р и Т равновесие достигается, когда
dG=y(—'\dnl=Q.	(П.73)
\dntJ
Так как
/дО \
— =Фь \дп,- /
то уравнение (11.73) принимает вид:
(11.74)
где pz — химические потенциалы компонентов.
Это и есть условие равновесия системы при постоянстве давления и температуры. Рассмотрим применение этого уравнения для выяснения условий равновесия обратимой газовой химической реакции:
••• =vjL-|-vjAl+ ••• ,
где v, — стехиометрические коэффициенты химического уравнения.
В данном случае превращения веществ связаны стехиометрическими соотношениями, поэтому '£dni~X‘vi- Это Дает основание для химической реакции представить уравнение (11.74) в виде
2-W—0.	(П.75)
Для идеальных газов, для которых pt=p/4-^7’lnpf, уравнение равновесия можно записать
Svt.(p;+2?nnPl.)=0	(11.76)
или
2vtlnpz=-2v,K/(7?T).	(11.77)
Отсюда следует, что левая часть уравнения является функцией температуры. Приняв эту функцию в виде 1пКр, уравнение (П.77) можно представить в виде
1пП(Р;о=- 2чЛ7(/?т)=1пкр,	(п.78)
или
(п-79>
Это уравнение называется законом действующих масс. Оно показывает, что равновесие химической реакции устанавливается тогда, когда отношение произведения парциальных давлений продуктов реакции к произведению парциальных давлений исходных веществ в степенях, равных соответствующим стехиометрическим коэффициентам, становится равным величине Лр-
Величйна Кр называется константой равновесия.
54
Для реальных газов выводится уравнение действующих масс, которое имеет вид:
fb1 Q(И-8°)
Следует, однако, сказать, что при малых и умеренных давлениях величина летучести мало отличается от парциального давления реальных газов. В таких условиях без большой погрешности можно пользоваться величинами парциальных давлений вместо летучестей. В применении к конкретной химической реакции горения водорода 2Н2+О2=2Н2О константа равновесия имеет вид Кр=Рн о/р„ Рог-
В случае реакций, протекающих с изменением числа молекул, следует различать константы равновесия, выраженные разными способами (через р(, Ct и т. д.), так как числовые значения их неодинаковы.
Константы равновесия могут быть выражены через парциальные давления Кр=П(р^)> объемные концентрации /<С=П ( с*‘), мольные доли к^гил?*).
I
Связь между ними можно установить, Используя уравнение для идеальных газовых смесей: pt=ctRT и р(=М(р. В результате получается соотношение
KV=KC(RT^> =KNp^,
где Sv равно алгебраической сумме стехиометрических коэффициентов газообразных участников реакции.
. В дальнейшем в числителе констант равновесия будем писать величины, относящиеся к продуктам реакции (правая часть химического уравнения), а в знаменателе — к исходным веществам. В гаком случае следует пользоваться термодинамической системой знаков тепловых эффектов, т. е. для экзотермических реакций минус (—), для эндотермических плюс (+). Исключение могут составлять некоторые эмпирические формулы, которые приводятся в том виде, как они рекомендованы их авторами.
Равновесие в гетерогенных системах. Гетерогенными называются системы, состоящие из нескольких различных фаз. При химическом взаимодействии между веществами, находящимися в различных фазах, реакция стремится к равновесию, которое и называется гетерогенным химическим равновесием. Примерами подобных реакций могут быть: реакции восстановления закиси железа окисью углерода a) FeO+CO=Fe-|-CO2; реакция диссоциации карбоната кальция б) СаСО3=СаО+СО2.
По закону действующих масс равновесие этих реакций можно представить в виде:
„ cFe /СО, „ °СаО /со, /\я- f	fi333	е
aFeO'/cO	вСаСО,
55
chipmaker.ru
где fi — летучесть газовых компонентов; а( — активность конденсированных веществ.
В ряде случаев подобные уравнения можно упростить на том основании, что при невысоких давлениях газовых компонентов летучести их практически совпадают с парциальными давлениями fi~pt, а состояние конденсированных веществ при постоянстве их состава и свойств можно выбрать в качестве стандартного с активностями, равными единице (at=l).
В соответствии с этим для реакции восстановления закиси железа константа равновесия Ка=рсо,/рсо, Для диссоциации карбоната кальция /Сб=рсог.
Равновесие реакции восстановления закиси железа окисью углерода устанавливается при определенном соотношении парциальных давлений двуокиси и окиси углерода. Реакция восстановления идет без изменения объема, а поэтому равновесие не зависит от общего давления.
Для равновесия реакции диссоциации карбоната кальция требуется определенное парциальное давление двуокиси углерода (для данной температуры). При этом давлении в системе как устойчивые вещества одновременно могут существовать известь и карбонат кальция. Равновесное парциальное давление двуокиси углерода называется упругостью диссоциации карбоната. При давлениях двуокиси углерода, больших упругости диссоциации, существовать известь не может. Она будет взаимодействовать с двуокисью углерода, образуя карбонат. При давлении двуокиси углерода, меньших упругости диссоциации, не соблюдаются условия существования карбоната кальция. Карбонат будет диссоциировать, превращаясь в известь.
Так же обстоит дело при диссоциации окислов с выделением кислорода, с той разницей, что величина упругости диссоциации выражается равновесным парциальным давлением кислорода.
Изобарный потенциал химической реакции. Изобарный потенциал системы, в которой протекает химическая реакция, переходя из некоторого начального состояния в конечное, изменяется. В случае обратимых реакций конечным состоянием, к которому стремится система, является равновесие, соответствующее минимуму изобарного потенциала. Это состояние обусловлено природой явления и внешними условиями. Начальное состояние может быть выбрано произвольно.
Изменение изобарного потенциала зависит от того, в какой мере начальное состояние системы отличается от равновесного. Изменение изобарного потенциала можно выяснить, опираясь на уравнения (11.66) и (П.76), (П.78), откуда вытекает
AG=SvX+^2vJnPi,	(11.81)
где pt — неравновесные парциальные давления веществ.
Но
RT 1пКр, поэтому
AG=—RTkiKp+RTZVilnpi.	(11.82)
56
Величина Дб называется изобарным потенциалом реакции, а уравнение (11.82) — изотермой химической реакции.
Если в исходном неравновесном состоянии парциальные давления всех участников реакции равны единице (р£=1), то
Дб°=—/?ПпКр.	(11.83)
Величина AG0 называется стандартным изобарным потенциалом и служит мерой химического сродства элементов.
Зависимость константы равновесия от температуры. -Из уравнений Гиббса — Гельмгольца (11.60) &G—&H+T(d&G/dT)p и изотермы реакции (П.82) AG=—RT 1пКр легко выводится зависимость константы равновесия от температуры. Дифференцирование уравнения изотермы дает:
(dbG/dT)p=-R In Кр — RT (д In Кр/дТ}р. (11.84) Подставляя эту величину, а также величину Дб из уравнения изотермы в уравнение Гиббса — Гельмгольца, получим изобару Вант-Гоффа в дифференциальной форме:-
(d\nKp/dT)p=AH/(RT*).	(11.85)
Для процессов, протекающих при постоянном объеме, соответственно выводится уравнение
(din K/dT)p=^U/(RTz).	(11.86)
Эти уравнения показывают, что характер изменения константы равновесия однозначно определяется знаком теплового эффекта. В том случае, когда знак теплового эффекта положительный, производная логарифма константы равновесия по температуре больше нуля, а следовательно, функция 1п/< возрастает с повышением температуры. При отрицательном тепловом эффекте величина логарифма константы равновесия с повышением температуры убывает.
§ 9. ВЫЧИСЛЕНИЕ КОНСТАНТ РАВНОВЕСИЯ ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
Связь константы равновесия е термодинамическими величинами дает возможность вычислить ее по термодинамическим данным. Один из расчетных методов основывается на уравнении
d\nKp/dT=&H/(RT2).
Интегрирование этого уравнения дает
In Кр=J (bHlRT2) dT+J.	(11.87)
Как видно из этого уравнения, вычисление величины логарифма константы равновесия сводится к решению двух задач: решению интеграла j (&H/RT*) dT иопределению константы интегрирования J.
Решение этого простого интеграла несколько усложняется тем, т
что величина Д//г =ДН0+] &cpdT зависит от температуры. Однако
67
chipmaker.ru
вадача решается, если известны теплоемкости веществ, как функция температуры.
Зависимость теплоемкости от температуры обычно задается степенным рядом Дср=Ла4-Д07'4-Ау7'24- •••- В таком случае уравнение (11.87) в результате математических операций принимает вид:
- С(дН.+ Д<.7+^+^+ ...)£
откуда
1п/<	(11.88)
р RT R 27? 6R R	'	’
Что касается константы интегрирования Jто первый и второй законы термодинамики не дают никаких предпосылок для ее определения. Для тех реакций, для которых возможно определение константы равновесия опытным путем, она может быть вычислена по экспериментальным данным. При отсутствии опытных данных константа интегрирования может быть вычислена ’на основании теоретических положений.
Теоретические основы для вычисления константы интегрирования дает третий закон термодинамики. Из третьего закона термодинамики вытекает:
1.	Константа интегрирования в уравнении константы равновесия химической реакции равна алгебраической сумме истинно химических постоянных газовых участников реакции.
2.	Химические постоянные конденсированных веществ равны нулю.
Расчеты по величинам термодинамических потенциалов. Для расчета константы равновесия можно использовать уравнения:
lnKp=-AG/(2?T) и lnKc=-AF/(/?T).
Величина изобарного потенциала при некоторой температуре Т может быть вычислена по уравнению AG=AH— TAS, где AG — изменение потенциала системы (G2 — G), АН — алгебраическая сумма энтальпий продуктов реакции и исходных веществ, AS — алгебраическая сумма энтропий.
В таблицах обычно приводится энтальпия и энтропия веществ для стандартного состояния. При расчете изобарного потенциала для других температур следует учитывать зависимость АН и AS от температуры. Эта зависимость выражается уравнениями:
т
ад;=дн;98+ J AcpdT	(п.89)
298 и т
as;=as;98+ ^dT.	(п.эо)
298
В таком случае г	т
ag;=ah;98-tas;98+ \ AcpdT-T f ^dT 298 .	298
58
и
ln/(p=-AG/(/?T).	(11.91)
При пользовании уравнением (11.91) следует учитывать зависимость теплоемкостей от температуры. При этом получаются громоздкие формулы, которые к тому же не всегда обеспечивают высокую точность расчета вследствие погрешностей в величинах теплоемкостей. Поэтому существуют упрощенные методы расчета.
Если принять Acp=Aa=const, то уравнение (11.91) легко приводится к виду:
дс;=дн;„ - гдз;,,- дат(|пЛ.+^ _ i),	(п.92)
которое обычно записывают так:
AG;=Atf;98-TAS;98-AaT<p(T),	(11.93)
находится из специальных таблиц.
При дальнейшем упрощении допускается, что ср=0, тогда
ЛС;=Д^98-^98.	(11.94)
Для расчетов по уравнению (11.94) достаточно знать стандартные величины энтальпии и энтропии исходных веществ и продуктов реакции.
Примеры вычисления констант равновесия. Рассмотрим на примере реакции горения водорода
2Н24-О2=2Н2О— 115 600 кал (489 680 Дж)
применение различных формул для вычисления константы ее равновесия. Одной из формул, пригодной для этой цели, является
lnKp=f (&H/RT*)dT+J.
Для выражения зависимости теплового эффекта от температуры воспользуемся теплоемкостями компонентов в следующем виде:
ср =8,81 — 19-10^7+2,22-lO^T*
Н2О
Срн =6,54-9- 10-*Т; cPq =6,54-10-Ю-4?;
откуда
Аа=2ан2о — 2ан, — ао2=2-8,81 — 2-6,5 — 6,5=1,88;
А₽=(—2-19 — 2,9 — 10) 10-4=—6,6-10-®;
Ду=2-2,22-10-«=4,44-10-«.
59
chipmaker.ru
298
Из уравнения АЯ°98=Л№4- [ \cpdT определяется тепловой эф-о
фект реакции при Т=0.
298
дя°=дн;98 - J ДС/Г= дн;98 - (д«7+^ т*у
= — 115 600+1,88• 298+^ 1Q-3• 2982 — 4^10"6 х
Х2983=11479О кал (480280 Дж).
Таким же образом составляется уравнение для вычисления теплового эффекта при любой температуре
т
\1Гт^М1а+^ср(1Т=-~\\^ 790 — 1,887"— 3,3-1(+372+1,48- 10~673.
С учетом этой зависимости выражение для константы равновесия приобретает вид
|п/<р=1 J ^6/7=-^-J (114790— 1,887-3,3 10-3Т2+
+1 48-10-e73) dT -- 114 790 - 1-881пГ _ 3>3-10~зг +
“Г >	' Т* RT	R	R
, 0,74-10-«Г2 , J
+ R +R'
Принимая по опытным данным 7=7,92 и переходя к десятичным логарифмам, получаем уравнение для вычисления константы равновесия
lg	_ о,951g 7 - 7,2-10-*7+1,62- Ю-’Т2 — 1.73. (11.95)
Наряду с этим многочленным уравнением имеется несколько весьма простых эмпирических уравнений. В частности, Дж. Чипманом и А. М. Самариным предложено уравнение
IgtfP=+(26 320/7) - 6,1,	(11.96)
которое дает хорошие результаты.
При наличии сведений об энтропии веществ для расчета констант равновесия можно воспользоваться уравнением
In Кр=-ДС/(/?7)=-[(ДЯ - 7Д$)/(/?7)].
В принципе здесь также требуется учитывать зависимость эталь-пии и энтропии от температуры. Однако в ряде случаев можно ограничиться применением стандартных величин. Для реакции горения водорода воспользуемся следующими данными: ДД°98 =
60
=— 115 600 кал (483 680 Дж); S^o = 45,13 кал/моль-град; = =31,25 кал/моль-град; 8^=49,02 кал/моль-град, откуда
AS;98=2-45,13 — 2-31,25 — 49,02=—21,20.
В таком случае
1пК _Я298 — ГAs298	— 115 600 —Т(—21,20)	115600	21,20
р RT	RT	~ RT R ’
или
(П.97)
р 4.575Т	4,575 Т	'	7
В табл. П.2 приводятся величины логарифмов констант, полученных экспериментально и расчетом по формулам.
Таблица II.2
Константы равновесия реакции горения водорода
т, к	Значения 1g Кр			
	по уравнению (П.95)	по уравнению (11.96)	по уравнению (П.97)	ПО опытным данным
1000	20,10	20,22	20,55	20,11
1500	11,52	11,44	12,15	11,52
2000	7,04	7,06	7,95	7,05
2500	4,41	4,42	5,43	4,41
3000	2,63	2,67	3,75	2,65
Как видно из таблицы, наблюдается незначительное расхождение величин, полученных расчетным и опытным путем.
§ 10. ДИССОЦИАЦИЯ окислов
Реакции восстановления и окисления металлов имеют особо важное значение в металлургии и технологии сварки. Поэтому свойства окислов с давних пор привлекают внимание металлургов и сварщиков. В отношении поведения окислов в металлургических и сварочных процессах решающее значение имеет сродство элементов к кислороду. О сродстве элемента к кислороду можно судить по количеству работы, которую надо затратить на разрушение окисла этого элемента.
Большинство металлов при взаимодействии с кислородом в тех или иных условиях образуют окисли. Реакции окисления металлов обратимые и поэтому неотъемлемым свойством окислов является их способность диссоциировать. Примером может служить реакция типа
2МеО=2Ме+О2+АН.	(11.98).
61.
Равновесие этой реакции в общем виде определяется константой равновесия
а2 Р
КР=—-~О1	(П.99)
аМеО
где аме и аМео — активности металла и окисла.
При диссоциации чистых окислов в интервале температур, при которых окисел и металл остаются в конденсированном состоянии, в чистом виде или в состоянии взаимного насыщения, это состояние можно принять как стандартное и тогда аМе=аМеО=1, а уравнение (11.99) принимает вид
Kp=Po=f(T).	(11.100)
В таких условиях константа равновесия равна парциальному давлению кислорода. Парциальное давление кислорода, при котором устанавливается равновесие реакции (11.98), называется упругостью диссоциации. Поскольку упругость диссоциации совпадает с константой равновесия, то для вычисления ее пригодны термодинамические методы, которые применяются для вычисления констант.
Об изменении упругости диссоциации в зависимости от температуры можно сделать вывод из уравнения
d\nPojdT=AH/(RT*).	(11.101)
Подавляющее большинство окислов диссоциирует с положительным (термодинамический знак) тепловым эффектом, поэтому можно принять за общее правило, что упругость диссоциации окислов металлов с повышением температуры возрастает.
Уравнение (11.101) может быть использовано также для вычисления упругости диссоциации
1пРо2 = С — dT+J.
I	J RTZ
Точность вычисления зависит от точности данных о зависимости теплового эффекта.
В настоящее время расчеты чаще производятся на базе уравнения
In POi=—(АЯ - TAS)/(RT).	(11.102)
При расчетах следует учитывать зависимость АЯ и AS от температуры и те изменения их величин, которые вносят в них аллотропические превращения. Это возможно, если имеются сведения о теплоемкостях всех модификаций и теплоте аллотропических превращений. Однако недостаточная полнота и точность данных о теплоемкостях не всегда гарантирует точность расчета. Что касается тепловых эффектов аллотропических превращений, то они обычно очень малы по сравнению с тепловым эффектом диссоциации окислов и, следовательно, мало изменяют величины АЯ и AS. Поэтому часто в интервале температур твердого и жидкого состояния окислов и металлов расчеты изменения изобарного потенциала (максимальной
62
работы) и упругости диссоциации производят по стандартным величинам АД°д8 И Д^298:
1О Р _ —AG__________ДЯ298 , AS298	/111074
g °2 4,5757	4.575Т + 4,575 *	(  )
Прочность окислов термодинамически оценивается химическим сродством, т. е. величиной максимальной работы реакции AG= =АЯ— TAS. Чем прочнее окисел, тем большая работа нужна для
его разложения.
Результаты расчета убыли изобарного потенциала или различных
окислов, представляющих интерес для металлургии и сварки раз
личных металлов и сплавов, выполненные по значениям термодинамических величин (табл. II. 1) для температур 1500— 2000 К, приведены на рис. П.6. Приведенные данные характеризуют степень сродства различных элементов к кислороду и дают основание для сравнения прочности различных окислов.
Для этой же цели может быть использована связь изобарного потенциала с константой равновесия
AG=—/?Т1пДр.
При диссоциации окислов в условиях, когда окисел и металл находятся в конденсированном состоянии в чистом виде (или при взаимном насыщении), константа равновесия для всех окислов выражается одной величиной парциального давления кислорода
1500 1600 1700 1800 1900 2000 T&inepomypa к
Рис. П.6
AG=—7?7Чп Ро2, откуда InPo^—AG/(/?T).
Следовательно, при одной и той же температуре упругость диссоциации окислов различается в такой мере, в какой различается величина AG и может служить мерой для сравнения прочности различных окислов. При этом прочность окисла тем больше, чем больше AG и меньше упругость диссоциации.
Результаты расчета В. И. Дятлова и других авторов изменения упругости диссоциации различных окислов в зависимости от температуры приведены на рис. II.7. Эти расчеты, выполненные по приближенным формулам, в частности без учета тепловых эффектов аллотропических и фазовых превращений, не являются точными и при . весьма высоких температурах, имеющих место при некоторых
63
chipmaker.ru
сварочных процессах, опытом не проверены. Однако для ряда
случаев сопоставление сродства различных элементов к кислороду
оказывается возможным и по этим упрошенным зависимостям.
Так как упругость диссоциации окислов, расположенных в верхней части рисунка, при каждой из рассматриваемых температур больше, чем расположенных ниже (масштаб по ординате flgPoJ, их сродство к кислороду меньше. Поэтому при контакте металла Me' с
большим сродством к кислороду с окислом другого металла Me", имеющем меньшее сродство к кислороду, возможна реакция
Ме'4-Ме"О=М'О+Ме//
На этой основе в ряде металлургических и сварочных процессов осуществляется раскисление, причем элемент Me' по отношению к элементу Me" является раскислителем.
При диссоциации окислов в растворе возможны изменения концентраций как окислов, так и металла. В таком случае равновесие реакции
Рис. П.7
2МеО=2Ме -|-О2
определяется константой равновесия.
<Ро,^.о=Хр~/(П.	(П.104)
В этом уравнении только величина является постоянной, равной упругости диссоциации того же окисла в чистом виде
K^Po^fCH-
Величины активности металла и его окисла могут изменяться и влияют на величину упругости диссоциации. Зависимость упругости диссоциации от активностей металла и окисла вытекает из уравнения (11.104)
/3Ог=Кр(йМео/йМе)-	(П.105)
Заменим величину /Ср равной ей величиной Ро, (упругость диссоциации чистого окисла)
Ро,=Ро, ( Нмео/ ЙМе).	(11.106)
«4
Если раствор насыщен окислом металла, то аМео=1, и уравнение приобретает вид
Ро2=Ро8(1/«ме).	(П.Ю7)
Из этого уравнения видно, что упругость диссоциации тем больше, чем меньше активность (или концентрация элемента).
При <Же = 1
Ро2~Рогамео,	(11.108)
откуда вытекает, что с уменьшением активности окисла (или концентрации) уменьшается упругость его диссоциации.
§ 11. КИНЕТИКА ХИМИЧЕСКИХ РЕАКЦИЙ
Химической кинетикой называется раздел физической химии о скоростях химических реакций и зависимости их от различных факторов.
Скорость химической реакции характеризуется изменением концентрации реагирующих веществ в единицу времени. Скорость реакции можно выражать по изменению концентрации исходных веществ либо продуктов реакции. По мере протекания реакции концентрация исходных реагентов уменьшается, а концентрация продуктов реакции возрастает. При конечном изменении концентрации С2 — Сг за некоторый отрезок времени можно определить среднюю скорость реакции
v = ± (С2 — Crft2 — Q= ± kC/At.
Истинная скорость реакции в данный момент является пределом этого отношения
v=±Um&C/&t=±dC/dt.	(11.109)
«—о
В зависимости от того, представляет ли С концентрацию исходных веществ или продуктов реакции, производная dC/di может быть величиной как отрицательной (уменьшение концентрации исходных веществ), так и положительной (увеличение концентрации продуктов реакции), тогда как скорость реакции величина всегда положительная.
Зависимость скорости реакции от концентрации реагирующих веществ. Непременным условием химического взаимодействия является столкновение молекул, т. е. сближение их до такого расстояния, при котором происходит переход электронов и перегруппировка атомов.
Для выяснения некоторых вопросов кинетики рассмотрим реакцию, в которой все реагирующие вещества находятся в газообразном состоянии. Очевидно, для взаимодействия между двумя молекулами необходимо их столкновение, т. е. сближение до такого расстояния, при котором электроны и атомы одной молекулы подвергаются действию электрических полей, возбуждаемых частицами Другой молекулы. Таким образом создаются условия, необходимые
65
chipmaker.ru
для перегруппировки и переходов атомов и электронов с образованием новых молекул. Сопоставление числа соударений частиц с наблюдаемыми скоростями реакций показывает, что далеко не все соударения частиц готовы к такому взаимодействию. Результативным оказывается только некоторая часть столкновений.
Возможность и вероятность химического взаимодействия зависит также от силы столкновения и состояния сталкивающихся молекул.
В кинетике многих реакций большую роль играют малоустойчивые образования в виде возбужденных молекул, ионов, свободных радикалов и атомов, которые обладают повышенной реакционной способностью и поэтому могут играть важную роль в ходе реакции. .
Можно, однако, допустить, что при постоянных внешних условиях эффективной для взаимодействия оказывается некоторая постоянная доля от совокупности всех видов столкновений. Поэтому, чем больше столкновений, тем больше вероятность взаимодействия, тем больше скорость реакции.
Число столкновений должно увеличиваться с повышением концентраций, а вместе с тем должна увеличиваться и скорость реакции.
Для наиболее простых по кинетике гомогенных реакций опыт показывает, что при постоянной температуре скорость реакции прямо пропорциональна произведению реагирующих веществ, причем каждая из концентраций участвует в степени, в простейших случаях, равной коэффициенту перед формулой данного вещества в уравнении реакции. В математической форме в применении, например, к реакции 2NO-|~H2=N2O+H2O, оно выражается в виде
Это правило, называемое законом действия масс (так же, как и закон, выражающий константу равновесия реакции), выражает зависимость скорости реакции от концентрации реагирующих веществ. Для газовых реакций это правило является строгим только в пределах применимости законов идеальных газов. Оно применимо также и к реакциям в разбавленных растворах.
Коэффициент пропорциональности k для каждой реакции при постоянной температуре является величиной постоянной и называется константой скорости реакции. Численно он равен скорости реакции в условиях, когда концентрации каждого из реагирующих веществ равны единице.
Кинетическая классификация химических реакций. Реакции можно разделить по признаку молекулярности реакции, или по признаку порядка реакции. Молекулярность реакции определяется числом молекул, одновременным взаимодействием между которыми осуществляется акт химического превращения. По этому признаку можно делить реакции на одномолекулярные, двухмолекулярные и трех-молекуляриые. О. молекулярности можно судить по виду химических уравнений.
66
О порядке реакции можно судить по виду уравнения, выражающего зависимость скорости реакции от концентрации реагирующих веществ. Порядок реакции равен сумме показателей степеней концентраций в уравнении, выражающем зависимость скорости реакции от концентрации реагирующих веществ.
Ранее порядок реакции считали совпадающим с ее молекулярностью и коэффициенты перед реагирующими веществами принимали в качестве степеней соответствующих концентраций реагирующих веществ в кинетическом уравнении. Однако в действительности такого совпадения нет вследствие возможных усложнений механизма реакций на пути от начального к конечному состоянию (участие активных частиц, цепной механизм реакций и др.). Поэтому порядок реакции устанавливается путем измерения скорости реакции.
Влияние температуры на скорость реакции. Энергия активации. При повышении температуры скорость химических реакций возрастает. Характер зависимости скорости реакции от температуры впервые установил и дал ей физическое истолкование Аррениус (1889). Поскольку концентрации веществ не зависят от температуры, то. очевидно, температурная зависимость скорости реакции должна выражаться через величину кинетической константы k.
Учитывая соотношение
Ас=^1/*2,	(П.110)
изохору реакции можно представить в следующем виде:
d 1пКс_d Xnkjjkz __d In^x d In
dT ~ dT dT dT RT2’
где Kc — константа равновесия процесса, a kY и k2 — константы скоростей прямой и обратной реакций.
Рассматривая тепловой эффект реакции как разность двух энергетических величин Ег и Е2, относящихся соответственно к прямой и обратной реакциям, можно разложить это уравнение на два следующих:
In   Ег pj d Infeg  £а	/jj 111)
dT ~ RT* dT ~ RT*'	1	’
Интегрирование этих уравнений при постоянстве Е дает:
1пА1=-^+В1 и 1пА2=-А+в2,	(П.112)
где Вг и В2 — постоянные интегрирования.
Полученные уравнения выражают прямолинейную зависимость логарифма кинетических констант прямой и обратной реакций с угловыми коэффициентами соответственно
tg<Pi=—и tg<p2=—E2/R.
Следует, однако, отметить, что никакой особой формы энергии, отвечающей энергии активации, нет. Энергия активации — это то избыточное количество энергии (по сравнению со средним), которой должна обладать частица в момент столкновения, чтобы вступить
67
chlpmaker.ru	--- ----- ----- -----
в химическое взаимодействие. Избыточная энергия может быть в различных формах: в виде повышенной энергии поступательного, вращательного и колебательного движений молекул; в виде повышенной энергии электронов.
Кинетика гетерогенных процессов. В гетерогенных системах, состоящих из нескольких фаз, разграниченных поверхностями раздела, необходимо учитывать как процессы, протекающие в пределах каждой фазы, так и взаимодействие между фазами.
Система может состоять из разного числа фаз, различных по физическому состоянию и химическому составу. Превращения в системе могут быть очень сложными, но во всех случаях они подчиняются общему закону, согласно которому каждый компонент стремится распределиться в системе так, чтобы его химический потенциал в каждой фазе был одинаковым. Наибольшую роль в этом отношении играют явления диффузии и химические взаимодействия.
В практике сварочного производства часто приходится иметь дело с системами, состоящими из четырех фаз, а именно: газовой, слоя флюса, расплавленного металла шва и твердого металла. Процесс взаимодействия компонентов газовой фазы с элементами металлической фазы в гетерогенной системе состоит из нескольких звеньев. Одним из них является диффузия активного компонента из объема газовой фазы к поверхности флюса, в результате чего у поверхности флюса поддерживается постоянная его концентрация. В отсутствие перемешивания диффузия в объеме газовой фазы протекает по закону Фика со скоростью
oD=E>FAC/6,
где D — коэффициент диффузии, см2/с; F—площадь поперечного сечения диффузионного потока, см2, б — толщина диффузионного слоя; АС— разность концентраций на расстоянии 6.
В турбулентном потоке происходит интенсивное перемешивание газа и выравнивание его состава во всем объеме. Только у поверхности раздела фаз остается слой б, не подверженный перемешиванию, через который диффузия протекает по закону Фика. Толщина этого слоя пропорциональна вязкости газа и обратно пропорциональна скорости его движения.
Из внешней среды компонент газовой фазы диффундирует сквозь слой флюса со скоростью
оо=Щ(С0-С)/б]	(П.113)
к границе раздела флюс — металл и вступает в реакцию с элементами металлического сплава со скоростью
vp=kFC.	(11.114)
При постоянстве Со и б (толщина слоя флюса) концентрация С на границе раздела флюс — металл определяет как скорость диффузии (11.113), так и скорость химической реакции (11.114).
В установившемся процессе величина ее определяется из условия

6Ь
или
ЛС=Г>(С0-С)/6,
откуда Q_____________________________ Ср
l+Wi/D ’
В таком случае скорость процесса выражается уравнением v=vc=vD = —— =---------------------------!----- (Ц
р l+t6/D (l/*C0)+(6/DC0)
или
VP max rDrnax
где vpmax=kC0 — скорость химического взаимодействия при наибольшей возможности концентрации реагирующего вещества Со; vD max—DCn/6 — скорость диффузии при наибольшем возможном градиенте концентрации (С„ — 0)/б.
, Из этих уравнений следует, что скорость гетерогенного процесса определяется совокупным влиянием скорости диффузии и скорости химического взаимодействия. Во всех случаях наибольшее влияние на скорость процесса оказывает медленное звено.
В пределе, когда Dl&^k, величина б/(£>С0)->0 и скорость процесса лимитируются скоростью химического взаимодействия. Процесс протекает в кинетической области. При условии	ско-
рость процесса лимитируется диффузией. Процесс идет в диффузионной области. В последнем случае перемешивание уменьшает диффузионное сопротивление и ускоряет процесс.
§ 12.	НЕКОТОРЫЕ ЯВЛЕНИЯ В ЖИДКИХ СРЕДАХ
И НА ПОВЕРХНОСТИ РАЗДЕЛА ФАЗ
В условиях сварки, особенно сварки плавлением, большое значение имеют процессы, происходящие в жидких фазах, а также на границах раздела фаз. Обычно в сварочном процессе участвуют несколько фаз, сложных по своему составу и различных по агрегатному состоянию. Взаимодействие между фазами протекает в направлении к равновесию системы. Распределение каждого компонента системы между всеми фазами подчиняется закону распределения.
Распределение компонента между двумя жидкостями. Одним из примеров проявления общего закона распределения компонентов между соответствующими фазами может быть случай распределения какого-либо компонента между двумя жидкими фазами. Если в систему, состоящую из двух жидкостей, нерастворимых или ограниченно растворимых одна в другой, добавить третье вещество, растворимое в каждой из этих фаз, то после достижения равновесия оно распределится между обеими фазами, образуя определен
69
chipmaker.ru	—	---
ные концентрации. В металлургии и в сварочном производстве типичным примером подобного рода является система жидких фаз шлак — металл.
Условием равновесия системы является такое распределение растворенного вещества, при котором достигается равенство его химических потенциалов в обеих фазах р3=р".
Для случая идеального раствора третьего вещества в первой и второй фазах это выразится
+	(11.116)
где и Л'з — мольные доли распределенного третьего вещества в первой и второй фазах. Откуда вытекает
lnN3/N3=^' -	(T)=const. .	(11.117)
И, следовательно,
N3/N”3=L==f(T).	(11.118)
Величина L, называемая константой или коэффициентом распределения, является функцией температуры.
Аналогично могут распределяться и некоторые окислы между двумя жидкими фазами, металлической и шлаковой, если они растворимы в обеих фазах. (В металлургии принято в круглых скобках обозначать концентрацию компонента в шлаке, а в квадратных — в металле). В этом случае закон распределения обычно выражается формулой
(МеО)/[МеО]=£мео=/(Л-	-	(П.1.19)
Зависимость константы распределения Тмео от температуры в упрощенном виде находят экспериментально в форме
\&LKeO=(A/T)+B.	(11.120)
Использование способности окислов растворяться и в металле, и в шлаке позволяет в ряде технологических приемов обработки жидких металлов очищать металлическую фазу от растворимых в ней окислов.
Растворение газов. Пусть имеется система, состоящая из двух фаз — жидкой и газообразной, причем один из компонентов газовой фазы может растворяться в жидкой. Равновесие наступит в случае, когда скорость растворения этого компонента (газа i) в жидкой фазе равна скорости его удаления из раствора — of.
Очевидно, что для определенных внешних условий, в частности температуры, скорость растворения этого газа в жидкости пропорциональна его парциальному давлению р1г т. е.	а ско-
рость его удаления пропорциональна его концентрации в жидкой фазе о|=/<2Се..
Тогда
Л\р£=А2С,
или	(П.121)
CJp^Ki/K»
где и /<2 — постоянные для определенной температуры Т.
70
Уравнение (11.121) верно, если вещество не изменяет своего молекулярного веса при растворении. Растворение в жидкости, в частности в жидких металлах, двухатомных газов (N2H2 и др.) возможно только в атомарном состоянии, т. е. перед растворением должна произойти реакция диссоциации В этом случае парциальное давление атомарного газа определяется из константы равновесия Кр—pjlpi, и р—УКрУр^, откуда уравнение (11.121) для молекулярного газа принимает вид:
С£ =г	(11.122)
Уравнение (11.121) для одноатомного газа часто изображают в виде
С£=гЛ-,	(11.123)
где г(- — коэффициент растворимости, численно равный растворимости при давлении pz=l атм и часто называемый константой Генри.
Константа Генри должна зависеть от температуры по тому же закону, что и константа равновесия /<р, т. е.
dlnaz/dT=A//z/(Z?T£),	(11.124)
где ДЯ£ — изменение энтальпии при растворении.
При растворении газов в ряде жидких металлов тепло затрачивается, т. е. АЯ;>0, и в этом случае с повышением температуры растворимость газов в металлах увеличивается.
Поверхностное, натяжение. Вблизи поверхностей раздела свойства фазы отличаются от таких же свойств этой же фазы вдали от границ раздела. Если в центральных объемах фа-	,
зы каждая частица уравновешена взаи- у мосвязями с окружающими ее частицами (рис. II.8), то в периферийной части фазы на ее границе характер взаимо-действия частиц иной. Связи поверхност-ных частиц в сторону вне пределов фазы		A	f
неу равновешены, являются частично перераспределенными, направленными	-	у*
внутрь фазы (показано штриховыми стрел-	|	\
ками на рис. II.8), либо являются незамещенными, способными связываться с	Рис- 118
частицами прилегающей к поверхности фазы (на рис. II.8 показано сплошными стрелками). Первые стремятся уменьшить наружную поверхность, создавая поверхностное (в общем случае — межфазное) натяжение. Вторые приводят к присоединению к поверхности частиц соприкасающихся фаз — к адсорбции. Увеличение поверхности требует затраты работы. Можно представить, что вдоль поверхности действуют натяжения, стремящиеся сократить поверхность. Величина поверхностного натяжения выражается в Н/м и обозначается буквой о.
71
chipmaker.ru
Поверхностное натяжение о выражает максимальную работу образования единицы поверхности и равно изменению изобарноизотермического потенциала в этом процессе. При образовании поверхности площадью Дсп изменение изобарного потенциала выразится величиной
ДО=сгЛсо,	(11.125)
где о является фактором интенсивности, а величина поверхности Дю — фактором экстенсивности. Поскольку для любого процесса Д5=— (д \GldT)r, то изменение энтропии при образовании новой поверхности можно выразить следующим равенством:
Д8=-Дю(да/дТ)р,	(11.126)
а изменение энтальпии
Д Я=Д ю [о — Т (дс!дТ)р\.	(11.127)
Так как с повышением температуры поверхностное натяжение уменьшается (до/дТ<0), то Д8>0. Это означает, что образование новой поверхности сопровождается повышением энтропии и поглощением теплоты.
Общим условием самопроизвольного течения процесса при постоянных температуре и давлении служат dG<0; в применении к поверхностным процессам таким условием является оДю<0. Другими словами, поверхностные процессы самопроизвольно протекают в сторону уменьшения поверхностной энергии. Это стремление проявляется различным образом. Прежде всего чисто геометрически жидкость стремится принять форму с наименьшей поверхностью и тем самым уменьшить сомножитель Дю.
Возможно также уменьшение величины поверхностного натяжения при постоянстве поверхности. Наиболее ярко это наблюдается в том случае, когда в жидкости растворяется другое вещество, у которого силы связи между частицами меньше, чем силы связи между частицами растворителя. Тогда замена поверхностных частиц растворителя частицами растворенного вещества приводит к понижению величины поверхностного натяжения. В этом случае и наблюдается адсорбция растворенных частиц у поверхности и обусловленное этим понижение поверхностного натяжения. Такие вещества называются поверхности о-a к т и в н ы м и. Известен ряд веществ, снижающих поверхностное натяжение металлов.
Способность поверхностно-активных элементов — предпочтительно концентрироваться вблизи раздела фаз — используется в металлургии и в сварке для регулирования ряда процессов и получения желаемых свойств металла.
Величина поверхностного натяжения зависит от природы граничащих тел. Обычно для жидкостей величину поверхностного натяжения определяют при граничащей среде — воздухе. При замене воздуха другой пограничной средой величина поверхностного натяжения меняется.
Величина поверхностного натяжения влияет на численное значение упругости паров и на растворимость данного вещества.
72,
Упругость паров увеличивается при каплях малого диаметра, в связи с чем маленькие капли могут испаряться, когда крупные будут еще более укрупняться. Аналогично частицы малого размера растворяются легче, чем большие. Так как мелкие частицы менее устойчивы, чем крупные, то в соответствующих условиях мелкие частицы растворяются, а более крупные растут. На этом основано, в частности, укрупнение зерен металла при соответствующих повышенных температурах.
Повышение температуры вызывает снижение величины поверхностного натяжения жидкостей, которое становится равным нулю при критической температуре.
Адсорбция. Частицы твердого тела (атомы, ионы или молекулы) образуют кристаллическую решетку, располагаясь в пространстве в соответствии с кристаллической структурой вещества. Внутри объема их взаимные действия уравновешены. Состояние частиц на поверхности иное: их взаимные действия не уравновешены и поэтому поверхность твердого вещества притягивает молекулы вещества из газовой фазы. Явление концентрирования вещества на поверхности раздела фаз называется адсорбцией. Поглощающее вещество называется адсорбентом, а поглощаемое — адсорбатом.
Взаимодействие между частицами адсорбента и адсорбата может иметь различный характер. Физической называется адсорбция в том случае, когда силы взаимодействия между адсорбатом и адсорбентом отвечают величинам, характерным для ван-дер-ваальсовых сил. Между адсорбатом и адсорбентом в определенных условиях может возникнуть химическое взаимодействие с образованием поверхностного химического соединения. В таком случае говорят о хемисорбции. Примером ее может служить адсорбция кислорода металлами.
Адсорбция определяется возможностью установления связи посторонней частицы с граничащей поверхностью. Для того чтобы молекула или частица адсорбировалась, она должна удариться о поверхность и попасть на место с незанятой связью. В связи с тем что число ударов пропорционально концентрации С частиц в окружающей фазе, то и вероятность их попадания в незанятое место пропорциональна этой концентрации, т. е. скорость адсорбции ^Д=Л1С(1 — 0), где — постоянная, 6 — доля занятых мест на поверхности. Молекула (частица) может десорбироваться, когда ее энергия окажется достаточной, чтобы оторваться от поверхности. Число таких молекул пропорционально общему количеству адсорбированных молекул и скорость их удаления от поверхности оД= =К20, где — постоянная.
Решая уравнение равновесия
К/?(1 — 0)=/(20	(11.128)
относительно 0, получаем
0=£С/(1+ЬС),	(П.129)
где b—KjX2=const.
73
chipmaker.ru
Если обозначить количество вещества, адсорбированного на части поверхности 0, через Г, то при участии в адсорбции всей поверхности будет адсорбировано Гоо=Г/0, откуда ^=Г1Гсо. Использовав это уравнение в уравнении (11.129), получим уравнение изотермы адсорбции Лангмюра
Г=Гоо&С/(14-&С).	(11.130)
Из этого уравнения вытекает, что при 6С>0 адсорбция достигает насыщения Г—Гсо- При ЬС<£0 Г=ГтЬС, т. е. адсорбция подчиняется закону Генри.
Вязкость жидкостей. При движении жидкости по каналу скорость движения слоев жидкости, прилегающих к стенкам канала,
меньше, чем скорость остальных слоев жидкости. Чем дальше от стенок расположен слой жидкости, тем больше его скорость. Это объясняется наличием сцепления между стенками канала и жидкостью, а также между частицами самой жидкости, обусловливающими возникновение в жидкостях сил внутреннего трения.
Изменение скорости движения жидкости в зависимости от расстояния ее от стенок канала схематически показано на рис II.9, а. Изменение расстояния между слоями по нормали и направлению потока жидкости на величину Аг изменяет скорость ее движения Ап. При бесконечно близком расположении двух слоев жидкости
lim Ап/kr=dv]dr.
Эта величина представляет градиент скорости по нормали.
Если мысленно в движущейся жидкости выделить два слоя площадью F на расстоянии dr друг от друга (рис. II.9, б), то для величины внутреннего трения р, сдвигающей один слой жидкости по отношению к другому, можно написать следующее выражение-
p=^F(dv/dr),	(11.131)
74
где F — площадь слоя жидкости; dv/dr — градиент скорости по нормали; т) — фактор пропорциональности, зависящий от свойств жидкости и ее вязкости; он называется динамическим коэффициентом вязкости или коэффициентом внутреннего трения.
Отсюда
r\=(p/F) (dr/dv).	(11.132)
Если выразить силу р в дин, F — в см2, dr — в см и du в см/с, то размерность т] будет дин-с/см2. При р=1 дин, F—1 см2, dr—1 см, dv—1 см/с получим rj—1 дин-с/см2=10—1 Н-с/м2. Эта единица вязкости называется пуазом.
Представление о величинах коэффициентов вязкости некоторых жидкостей дает табл. II.3.
Таблица II.3
Коэффициенты динамической вязкости некоторых жидкостей
ЖИДКОСТс	Температура, ° С	Коэффициент динамической вязкости, днн-с/см2
Вода	0	0,0178
»	20	0,0100
	50	0,0055
Нефть: плотность		
0,88 г/см3	15	0,25
0,90 г/см3	15	1,30
Глицерин	20	7,80
Ртуть	0	0,017
Шлаки: жидкие, лег-		
котекучие,	1595	0,2
густые, труд-		
нотекучие	1595	от 5,0 до 20
Жидкий чугун	1425	0,015
Образование зародыша новой фазы. В любой молекулярной или атомной системе, находящейся в состоянии теплового равновесия, в различных ее точках непрерывно происходят отклонения тех или иных величин (концентрации, энергии, плотности и др.) от их наиболее вероятных значений, т. е. флуктуации. Если отклонения плотности или концентрации не приводят к изменению фазового состояния, то они представляют собой обычные гомофазные флуктуации. В малых объемах системы возможны такие отклонения, в результате которых происходит переход из стабильного фазового состояния в другое, менее устойчивое. Вероятность Р флуктуаций обоих видов оценивается выражением
P=Aexp{-AG/(RT)}, где А — коэффициент пропорциональности; AG — увеличение изобарного потенциала системы, обусловленного появлением данной флуктуации.
75
chipmaker.ru
Флуктуация создает условия для выделения новой фазы из го-
могенной среды как в случае кристаллизации чистых веществ, так и в случае выделения веществ из пересыщенных растворов. Продукты химической реакции, протекающей в гомогенной среде, сна-
чала растворяются в ней до предела насыщения, после чего создаются предпосылки для выделения их в обособленную новую фазу. Новая фаза может быть кристаллической, жидкой или газообразной. Во всех случаях выделение фазы начинается с образования
зародышей, что требует затраты энергии. Так, например, для образования шарообразного зародыша новой, жидкой фазы требуется изменение изобарного потенциала
AG=(4/3)• nrsn (р0—р)4-4лг2о, (II.133)
где р, — химический потенциал частицы новой фазы в растворе;
р,0 — химический потенциал частицы в обособленной но-
вой фазе;
п — число частиц в единице объема зародыша; г — радиус зародыша; о — метафазное натяжение.
При р0>р (ненасыщенный раствор) оба члена уравнения положительны и величина AG монотонно возрастает с увеличением радиуса зародыша г (рис. II. 10, кривая 1). В этом случае образо-
вавшиеся зародыши вновь растворяются, переходя в состояние с меньшим изобарным потенциалом. При р.0<р первое слагаемое в уравнении становится отрицательным и величина AG имеет максимум при некотором радиусе зародыша (рис. 11.10, кривая 2). Радиус критического зародыша определяется из уравнения
(д AG/dr)n —4лг2 (цп — р)4-8лго=0,
откуда
гКр=2о/[п (р — рв)].	(II. 134)
Критический радиус тем меньше, чем меньше о и больше пересыщение раствора (р — р0).
Зародыши радиусом меньше гкр уменьшают энергию путем растворения и существовать не могут. Зародыши радиусом больше гкр в процессе роста уменьшают энергию и образуют новую фазу.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Сущность первого закона термодинамики и его математическое выражение.
2.	Закон Гесса и его следствия. Определить теплоту реакции FeO-)-CO=Fe4-+СО2, пользуясь данными табл. П.1.
3.	Уравнение Кирхгофа. Пользуясь уравнением Кирхгофа, подсчитать тепловой эффект реакции 2Н2-|-О2=2Н2О— 57,8 ккал для температур 1000, 1500, 2000, 2500 К (необходимые данные приведены в тексте главы).
76
4.	Сущность второго закона термодинамики и его математическое выражение.
5.	Термодинамические функции.
6.	Обратимость и равновесие химических реакций.
7.	Связь константы равновесия с термодинамическими функциями.
8.	Зависимость констант, равновесия от температуры. Вывод уравнения.
9.	Максимальная работа химической реакции.
10.	Пользуясь данными табл. II. 1, подсчитать изменение величины изобарного потенциала реакции диссоциации окислов FeO, MnO, SiO2, TiO2, А12О3 и СаО при температурах 1000, 1500, 2000, 2500 К по формуле
AG=A/72S8 —TAS298.
Построить график AG=/(T).
Подсчитать упругость диссоциации тех же окислов и при тех же температурах по формуле
lgPOa=AG/(4,575/?T).
11.	Пользуясь данными табл. 11.1, подсчитать изменение изобарного потенциала реакции СаСО8=СаО-|-СО2 по формуле AG=AW298—Тпри температурах 600, 700, 800, 900, 1000° С.
Вычислить при этих же температурах упругость диссоциации карбоната кальция по формуле
^СО,=- [^;98/(4.575r)]+(AS;98/4.575).
Определить температуру, при которой упругость диссоциации равна 1 кгс/см2.
12.	Скорость химической реакции и ее зависимость от концентрации.
13.	Порядок химической реакции.
14.	Энергия активации и ее роль в кинетике реакций.
15.	Кинетика в гетерогенных системах.
16.	Диффузионная и кинетическая области протекания процессов.
chipmaker.ru
Chipmaker.ru
ГЛАВА ill. СВАРОЧНЫЕ ИСТОЧНИКИ ТЕПЛА
§ 13.	ОБЩИЕ ТРЕБОВАНИЯ К СВАРОЧНЫМ
ИСТОЧНИКАМ ТЕПЛА
Как указывалось в гл. 1, в большинстве случаев сварочная операция выполняется с местным нагревом свариваемых изделий до температуры, которая определяется свойствами свариваемых материалов и видов сварки. При этом при всех видах сварки плавлением необходим нагрев свариваемых изделий в месте, где должно быть осуществлено сварное соединение до температуры выше температуры плавления. При большинстве видов сварки давлением температура процесса сварки определяется возможностью протекания в месте сварки пластических деформаций, достаточной скорости диффузии.
Такйм образом, при сварке плавлением температура в месте выполнения сварки 7\, должна быть выше температуры плавления, т. е. ТМ>7ПЛ, а при сварке давлением Тт>Ти> Тъ где Т± — минимальная температура, при которой в данных условиях можно получить сварное соединение, отвечающее предъявляемым техническим требованиям. Тп„ и 7\ зависят от свойств свариваемых материалов.
В целях наиболее эффективного использования тепла для выполнения сварочной операции необходимо обеспечить его максимально локализованный ввод, чтобы свариваемый материал только в минимально необходимом объеме довести до такого температурного состояния, при котором возможно сваривание.
Для сварочного нагрева можно использовать превращение различных видов энергии в тепловую, в частности химическую (реакции, идущие с выделением тепла), электрическую и механическую, а также их комбинации.
Эффективное превращение химической энергии в тепловую может быть получено при интенсивно идущих экзотермических реакциях — реакциях горения. Наиболее эффективны и технически удобны для осуществления местного нагрева процессы горения газообразных горючих смесей. Весьма значителен тепловой эффект реакций соединения ряда элементов с фтором и кислородом. Реакции горения с образованием фтористых соединений пока для сварочных процессов практически не применяют, хотя в других областях техники
78
такие источники тепла уже используют. В сварочной технике (и в металлургии) применяют горение с образованием окисных соединений, а иногда используют внутреннюю энергию распада исходных продуктов.
В условиях сварки тепловая энергия, получаемая из химической, выделяется вне нагреваемого тела. В связи с этим требуется передача тепла извне в нагреваемый материал в качестве дополнительного,- вспомогательного процесса. С энергетической точки зрения это невыгодно.
На примере нагрева металла внешним источником тепла установим некоторые общие положения выбора температурных характеристик применительно, например, к сварке плавлением. Как и при всяком процессе, при нагреве металла пламенем его тепловая Энергия используется не полностью. Коэффициент полезного действия пламени в общем в'иде представляется отношением полезно используемого тепла Спол к общей затрате тепловой энергии в пламени Qo6m» т. е.
*1 = Спол/Собщ.	(Ш.1) 
Одной из составляющих тепловых потерь пламени являются потери, определяемые так называемым термическим коэффициентом полезного действия т]т. Если полезное тепло,которое используется для нагрева минимально необходимого объема металла до температуры сварки (при сварке плавлением QnJ1), обозначить Qu, а расходуемую тепловую энергию пламени Qr, тогда
'	iiT=QM/Qr-	(Ш.2)
Известно, что количество тепла, необходимое для нагрева тела до некоторой определенной температуры, пропорционально массе. этого тела т, его теплоемкости с и температуре Т, на которую оно нагрето, т. е. Q=mr7-. Обозначив индексами м соответствующие величины для металла и г — для пламени, получим формулу (III.2) в виде
T]T=mMcM7M/(mrcr7r).	(III.3)
Упрощенно графическое изображение полезного и затрачиваемого количества тепловой энергии может быть представлено прямоугольниками с основаниями тхсх и высотой Тк (рис. III.1). В связи с переходом тепла только от более высокого температурного уровня к низшему для нагрева металла до температуры Ты может быть использована не вся теплота пламени, а только та, которая на рисунке заштрихована. Остальная часть теплоты будет уходить с отходящими газами Qo. Предполагая температуру отходящих газов равной ТЫ(ТО=ТМ), получаем
п __Qm___ Qi Qm ____ /ЛгСрТ'г	। 7м ZTTT
Чт 75---- _	_	1	•	цы.**;
Vr Qr	ГПГСГТг	* г
Из формулы (II 1.4) следует, что теплота будет использована тем полнее, чем меньше необходимая температура нагрева металла Тк и чем выше температура источника нагрева ТГ.
79
chipmaker.ru
При выводе сделаны допущения о независимости теплоемкости от температуры и равенстве То и Ти. Первое допущение приводит к количественной погрешности примерно на 15%. Второе допущение может быть оценено применительно, например, к газовой сварке плавлением низкоуглеродистой стали на основании известных замеров. Поверхность расплавленного металла в этом случае нагрета на 75—iOO°C выше температуры плавления, а температура отходящих
газов из-за кратковременности их контакта с поверхностью металла еще более высокая (выше температуры поверхности ванны на 300—400° С). Тогда ТО^ТПЛ+ +(75ч-100)+(3004-400).
Термический коэффициент к. п. д. цт характеризует теоретически возможное течение процесса. Внесенные поправки определяются процессами теплопередачи в условиях сварки и могут охарактеризовать к. п. д. теплопередачи 1]р. Действительный коэффициент полезного использования теплоты источника тепла Цу является произведением этих двух величин
П/=+^=1-(Т0/7г).	(Ш.5)
Наименьшая температура пламени, пригодная для местного нагрева металла до температуры сварки плавлением, может быть получена подстановкой т]^=0:
0=1—(Т0/Тг).
Применительно к сварке низкоуглеродистой стали получаем
Гг=ТПл+(75н-100)+(3004-400)« 1950°С(2223 К).
Такйм образом, температура сварочного источника тепла в этом случае должна значительно превышать температуру нагрева, необходимую для сварки металла, причем чем выше температура источника тепла, тем эффективней может быть нагрев и уменьшены потери.
Учитывая необходимость компенсации тепла, отводимого свариваемым металлом вследствие его теплопроводности, тепловая мощность, вводимая источником тепла, должна быть достаточно большой. Чем интенсивней вводится тепло в свариваемые изделия, тем относительно меньшими будут потери, определенные таким отводом тепла. Поэтому к сварочным источникам тепла должны предъявляться также требования соответствия их мощности условиям возможности интенсивного локального нагрева свариваемого металла.
Наиболее распространенными источниками тепла для сварки плавлением, кроме газосварочного пламени, являются электрическая дуга, электрошлаковый источник тепла, электронный луч; для
80
тепловой подготовки при сварке давлением применяют пламя горючих газов, нагрев электрическим током, индукционный нагрев и тепло превращения механической энергии в тепловую.
§ 14. ГАЗОСВАРОЧНОЕ ПЛАМЯ
Применяемое в сварочных процессах газосварочное пламя получается сжиганием смесей горючих газов с кислородом.
Большинство горючих газов представляет собой соединения водорода и углерода (водород используют иногда в чистом виде). В' общей форме процесс сгорания этих газов сводится к следующим трем реакциям:
Н24-1/2О.,7± Н2О-{-57800 кал/моль (240 кДж/моль), (III.6)
С+1/2О2;± СО-1-29 400 кал/моль (122 кДж/моль), (III.7)
СОЦ-1/2О2^СО2-|-68200 кал/моль (284 кДж/моль). (III.8)
Все эти реакции экзотермичны, в результате чего продукты реакции могут нагреваться до той или иной температуры. Температура пламени может быть определена по формуле
Тг=1£Г£тс,	(III.9)
где — суммарный тепловой эффект реакции; ^тс— сумма произведений масс продуктов реакции на их теплоемкость.
Реакции (III.6) — (III.8) являются обратимыми. При высоких температурах часть продуктов реакции распадается—диссоциирует с отрицательным тепловым эффектом.
Рассмотрим для примера реакцию горения водорода. Если бы реакция (III.6) горения целиком прошла слева направо
Н2+ 1/2Ог -*• Н2О-|- QHjO>
то при расчете по формуле (III.9) в случае отсутствия тепловых потерь получим температуру продуктов реакции (Н2О) ТТ«5300° С. Так как при высоких температурах идет реакция Н2О —> Н24-4-1/2О2—QH о, часть Н2О распадается, а число газовых молекул увеличивается. В результате температура пламени будет ниже. Предположим, что распалось х частиц Н2О, где х— степень диссоциации паров воды при установившихся температуре и давлении. Молекулы Н2 и О2 при высоких температурах также частично диссоциируют и в конечном состоянии пусть их степень диссоциации характеризуется соответственно величинами z и у. Тогда температура пламени при сжигании водорода будет определяться формулой:
т _______________I1—Qh26—г(?н,~Х?о,_______________,	(III. 10)
(1 — *) (х — г) с<£>4-2г<>Ч-(у-у]	4- 2ус^
81
chipmaker.ru
где QH и Qo —тепловые эффекты образования молекул Н2 и Оа соответственно из атомов водорода и кислорода (QH =103 800кал/моль или 540,8 кДж/моль; QOi=117 400 кал/моль или 544,3 кДж/моль);
(за исключением* диссоциированной
— масса недиссоциировавших молекул
(1 — х) — масса паров воды части х); (х — z) и — у}
водорода и кислорода соответственно; 2z и 2у — масса атомов водо-(П (Г)	(Г)	(Г)
рода и кислорода; ch,о’, сн,; со,, ей; ейтеплоемкости паров
воды, молекулярных водорода и кислорода, атомарных водорода и кислорода при температуре Тг.
В результате учета всех этих процессов максимальная температура водородно-кислородного пламени составит уже не 5300° С, а примерно 2350° С.
Сравнение температур при различных соотношениях водорода и кислорода, рассчитанных по формулам без учета диссоциации и получающихся практически при наличии диссоциации паров
Рис. III 2
воды и двухатомных молекул, показано на рис. II 1.2.
Соответственно, чем значительней степень диссоциации продуктов реакции, тем больше затрачивается тепла на их распад и более низкими окажутся конечные температуры пламени. Значения степени диссоциации различных соединений и двухатомных газов в зависимости от температуры показаны на рис. III.3.
Схема горения углеводородов является более сложной, так как горючее в процессе горения проходит ряд
последовательных превращений. При этом в связи с повышением температуры углеводороды, являясь теплонеустойчивыми, распадаются. . Непредельные угле-
водороды в результате нагрева при отсутствии кислорода распадаются на углерод и предельные углеводороды, которые, в свою
•82
очередь, распадаются на углерод и водород. Общая схема распада ацетилена проходит по следующей схеме:
2С2Н2 -> СН4Ч-ЗС+&, СН4+ЗС 4C+2H2+Q2
При этом может выделяться значительное количество тепла ((2i+Q2)/2 кал/моль (кДж/моль). Например, при распаде ацетилена этот тепловой эффект составляет ~ 54 000 кал/моль (225,7 кДж/моль).
Таблица III.1
Сопоставление различных горючих газов
Химическая формула	н2	СП.	Смесь предельных углеводородов с.н9 и С4Н10	с,н.	С„н1г	с,н,	с,нг
Наименование технического продукта Содержание во-	Водород	Метан	Пропано-бутано-вая смесь	Этилен	Бензин •(средний состав)	Бензол	Ацетилен
дорода. вес. % Содержание уг-	100,0	25,0	18,0	14,5	14,5	7,8	7,8
лерода, вес. % Теплота сгорания топлива:	0,0	75,0	82,0	85,5	85,5	92,2	92,2
кал/м3	2 570	9 600	21 000	15000		—	14 000
(Дж/м3)	(10 730)	(35 900)	(37 900)	(62 600)	 "	—	(58 600)
кал/кг	28 800	13 400	—	12 000	11000	9 600	12 000
(Дж/кг) Максимальная температура пламени в смеси с	(120 000)	(54 400)	—	(50 200)	(46 000)	(35 900)	(50 200)
воздухом, ~С Максимальная температура пла- мени в смеси с	1 800	—	—	—	—	—	2 600
кислородом', ° С	2 350	2 200	2 300	2 500	2 600	2 800	3 300
В присутствии кислорода этот процесс пирогенного разложения сопровождается процессами окисления, идущими с дополнительным выделением тепла. В этом случае схема разложения ацетилена может быть представлена так:
С2Н2+О=С2Н2О
С2Н2О+О2—С2Н2О2+О
с2н2о2->со+нсон I
СО+Н2.
2СОф-Нв
(Ш.11)
83
chipmaker.ru
Однако при этом частично происходит и распад углеводородов с выделением элементарного углерода
СхНу->хС+|Н2	(III. 12)
с последующим окислением и углерода, и водорода.
Как следует из рис. Ш.З, реакции горения. СО (в СО2) и Н2 (в Н2О) не могут обеспечить высокой температуры пламени в связи с процессами диссоциации. Более благоприятным является получение СО в результате горения углерода. Следовательно, более
Рис. Ш.4
высокая температура пламени должна получаться при сжигании углеводородов с минимальным количеством водорода и максимальным количеством углерода.
В связи с тем что тепловой эффект распада углеводородов также повышает температуру пламени, наивысшую температуру обеспечивают наиболее непредельные углеводороды, дающие значительный тепловой эффект при распаде на углерод и водород.
Сопоставление некоторых основных свойств различных
горючих газов и максимальной температуры их сжигания приведено в табл. III.1.
Наиболее высокую температуру пламени дает горючая смесь ацетилена и кислорода. Поэтому ацетилен является основным горю
чим газом для сварки сравнительно тугоплавких и теплопроводных
металлов и сплавов.
Бензол (горючая смесь паров бензола с кислородом) обеспечивает при том же соотношении углерода и водорода более низкую температуру пламени в связи с меньшим тепловым эффектом распада молекулы СвН6, чем С2Н2.
Остальные горючие дают еще меньшую температуру пламени. Однако для целого ряда видов газопламенной обработки металлов, а также сварки более легкоплавких или менее теплопроводных металлов в качестве заменителя ацетилена с успехом применяются такие горючие, как пропано-бутановые смеси, метан, водород и др.
Внешний вид, температурные характеристики, а также состав различных участков (зон) ацетилено-кислородного пламени зависят от соотношений газов в горючей смеси.
На рис. III.4, а изображено строение пламени смеси ацетилена и кислорода, предварительно перемешанных внутри газосварочной горелки обычной конструкции с одним общим отверстием для выте
84
кания смеси. Такое пламя имеет три зоны: 1 — ядро; 2 — среднюю зону; 3 — факел. Форма, вид и относительные размеры этих зон зависят от соотношения количества кислорода VK и горючего газа Vr в смеси, т. е. от регулирования пламени, определяемого коэффициентом p=VK/Vr.
Процесс горения происходит в несколько стадий. Первая стадия— подготовка горючего к сгоранию — происходит внутри светящегося ядра и состоит в частичном прохождении реакций (III.12) и (III.11).
Окисление элементарных частиц углерода вызывает их свечение, наблюдаемое в виде светящегося контура (поверхности) ядра. При этом конечными продуктами являются СО и Н2. При сгорании ацетилена в кислороде, например при Р=1, в момент окончания этой второй стадии горения конечными продуктами являются 2СО и Н2:
С2Н.2-}-Ог-> 2СО4-Н2-|-112 800 кал/моль (471,5 кДж/моль), (III.13) где тепловой эффект определяется выделением тепла при распаде С2Н2 (54 000 кал/моль или 225,7 кДж/моль) и сгоранием С в СО(2х X 29 400=58 800 кал/моль или 245,8 кДж/моль). За пределами ядра при Р=1 свободного углерода уже нет.
Вторая, средняя зона пламени представляется в виде темного клина, являющегося продолжением ядра. В этой зоне начинается процесс окисления СО и Н2 кислородом воздуха.
Третья стадия горения завершается в факеле пламени с получением СО2 и *Н2О согласно реакции:
2СО-|-Н2+3/2О2 -> 2CO2 |-H2O-|-194 200 кал/моль (811,6 кДж/моль).
(III.14)
Факел пламени имеет значительные размеры и окрашен . в желтофиолетовые цвета.
Соотношение различных основных газов по продольной оси пламени схематически представлено на рис. -111.4, б. При этом в каждом сечении пламени вдоль его продольной оси сумма объемов всех газов равна 100%. Базовой частью для расчетов приняты газы, поступившие в пламя из горелки, а также продукты их распада или [сгорания (СО, СО2, Н2, Н2О). Относительное расширение по длине пламени определяется увеличением общего объема газов в различных сечениях в результате поступления в пламя кислорода и азота из окружающего пламя воздуха.
При Р < 1 часть углерода на поверхности ядра не окисляется и его частицы догорают во второй зоне пламени уже вследствие реакций с кислородом воздуха (вторичным кислородом). Если такая зона пламени будет взаимодействовать с металлом, растворяющим углерод, то в этом случае происходит науглероживание металла.
Вторая зона такого пламени с избытком ацетилена имеет белый оттенок и оторочена темной окантовкой неправильной формы. Факел имеет большие размеры, чем при нормальной регулировке (т. е. при Р=1), и характеризуется преобладанием желтых цветов в окраске.
85
chipmaker.ru
Основные реакции таком пламени (например, при 0=0,8) можно представить так:
С2Н2+0,8О21,600+0,4С+Н2+101 040 кал/мол (422,3 кДж/моль);
(Ш.15)
1,6СО+0,4С+Н2+ 1,7О2 -> 2С02+Н20+ 205960 кал/моль
(861,1 кДж/моль).	(III. 16)
При избытке кислорода (0 > 1) ядро уменьшается в своих размерах и заостряется. Во второй зоне в значительном количестве образуются СО2 и Факел планета характеризуется меньшими размерами и преобладанием синих цветов.
Реакции в окислительном пламени (пламени с избытком кислорода (для 0=1,5) можно представить так:
С2Н2+1,5О2 -> 1,65СО+0,35С02+0,35Н2+0,65Н20+
-(-172 240 кал/моль (740,9 кДж/моль); (III. 17) 1,6500+0,35С02+0,35Н2+0,65Н20+С\ -> 2СО2+Н2О+
-(-134 760 кал/моль (562,3 кДж/моль).
(III.18)
например,
промежуточных и атомов
про-ввеш-
Все эти реакции усложняются наличием в пламени избытка воздуха, различного в отдельных участках (см., например, рис. Ш.4, б), а также ряда соединений (ОН, Н и др.). Регулировка ацетилено-кислородного пламени изводится по его нему виду.
Распределение температуры в пламени определяется тепловым эффектом реакций и количеством газа, нагреваемого этим теплом. Характерное распределение температуры вдоль продольной осн ацетилено-кислородного пламени при различной регулировке показано на рис. III.5, где а — температуры при окислительном пламенй, б —нормальном пламени, в—пламени с избытком ацетилена.
От оси пламени к его периферийным частям также имеется значительный спад температуры.
86
Тепловая мощность газосварочного племени регулируется количеством горючего, сжигаемого в единицу времени. Это обычно достигается сменными наконечникам с различными проходными сечениями каналов для ацетилена, кислорода и их смеси. В определенных пределах возможно регулирование количества горючей смес-и и изменением ее скорости истечения при постоянном сечении каналов, т. е. при одном и том же наконечнике. Наиболее распространенным являются горелки с 7—10-сменнымИ наконечниками, позволя-
ющими регулировать мощность ацети-лежо-таслородаото вдуажтж от ЗЛ до 3000 л ацетилена в час.
Общие закономерности горения, а также строение пламени при использовании в качестве горючих других углеводородов подобны приведенным. Сжигание горючих смесей этих газов с кислородом характеризуется наличием светящегося ядра и средней зоны, в большей или меньшей степени отделяющейся по виду от факела.
Водородно-кислородное пламя не имеет ядра и по внешнему виду его регулировку производить' трудно.
При нагреве металла газосварочным пламенем горючие газы контактируют с поверхностью по некоторой площади — пятну нагрева. Интенсивность ввода тепла в различных участках этой площади различна. Плотность
Рис. Ш.6
теплового потока является наибольшей
в центре пятна и уменьшается к периферий- Н. Н. Рыкалин показал,
что изменение интенсивности ввода тепла в свариваемое изделие при направлении оси пламени перпендикулярно к нагреваемой поверхности по мере удаления от центра к периферии можно с достаточной степенью точности математически описать законом нормального распределения, а графически представить схемой, изображенной ца рис. III.6, а. Тогда связь между плотностью теплового потока в центра пятна и по кольцу на расстоянии г от центра выражается зависимостью
9г—9тахС & >
(Ш.19)
где 9тах — плотность теплового потока в центре пятна нагревД, кал/(см2-с); qr— плотность теплового потока на расстоянии г от центра; k — коэффициент сосредоточенности ввода тепла, зависящий от размеров и распределения тепловыделения в пламени.
Характер ввода тепла при различной мощности (в зависимости от номера наконечника) ацетилено-кислородного пламени в виде плоских разрезов q=f(r) представлен на рис. 111.6,6. Цифровые характеристики приведены в табл. III.2.
»7
chipmaker.ru
Кроме теплового воздействия, поток быстродвижущихся горючих газов пламени оказывает и механическое воздействие на нагреваемую поверхность. В связи с тем что основной поток направлен вдоль продольной оси пламени и скорость движения газов в центре больше, чем на периферии, механическое действие пламени распределяется по площади подобно распределению интенсивности ввода тепла
Таблица III.2
Основные характеристики ввода тепла в пятно нагрева ацетилено-кислородным пламенем
Номера наконечника горелки	Расход ацетилена va. л/ч	Общий эффективный ввод тепла в металл кал/с	Эффективный к. п. д. <?„/<?. %	Максимальная плотность потока тепла в центре пятна 9гиах» кал/(см2- с)	Коэффициент сосредоточенности ввода тепла /г, 1/смг
1	150	380	72	47	0,39
2	250	600	68	67	0,35
3	400	720	51	72	0,31 •
4	600	920	44	82	0,28
5'	1000	1270	36	93	0,23
6	1700	1750	29	111	0,20
7	2600	2250	25	122	0,17
(рис. III.6, а). Величина давления потока газов на элементарный участок поверхности в кгс/см2 может быть определена из соотношения
Ap=v2/(2gG),	(III.20)
где v — скорость струи газа, см/с; G — удельный объем газа (величина, обратная плотности), см3/г; g — ускорение силы тяжести (981 см/с2).
В результате совместного действия струи газов, движущихся с различной скоростью, расплавленный металл под пламенем выдувается в центре интенсивней, чем на периферии (рис. III.7, о). При наклоне горелки к поверхности тепловой поток и характер механического воздействия изменяются. При этом изменяется и характер выдувания жидкого металла при сварке (рис. Ш.7,б).
Газосварочное пламя как ацетилено-кислородное, так и горючих газов — заменителей ацетилена является технологически гибким источником тепла, позволяющим регулировать в широких пределах как тепловую мощность, так и химическое воздействие пламени на свариваемый металл (см. гл. V).
§ 15. СВАРОЧНАЯ ДУГА
Наиболее распространенным источником сварочного тепла при сварке плавлением является электрическая дуга, которая представляет собой один из видов устойчивого электрического разряда через.
«8
питании дуги переменным
Рис. Ш.7
газовый промежуток. Этот разряд характеризуется высокими плотностью тока и температурой. Ток при этом протекает через газ, находящийся между двумя электродами, присоединенными к источнику электрической энергии достаточных мощности и напряжения. Эти электроды называются полюсами дуги. Электрод, являющийся отрицательным полюсом, называется катодом, а электрод, являющийся положительным полюсом, — анодом. При током полярность электродов меняется с частотой, определяемой частотой источника тока, питающего дугу.
Протекание электрического тока в проводниках определяется наличием в них свободных заряженных частиц. В металлах такими частицами являются свободные электроны.
В обычном состоянии газовые молекулы электрически нейтральны. Для того чтобы газ стал проводником тока, необходимо, чтобы в нем находились электрически заряженные частицы — электроны и ионизированные молекулы — ионы. Ионами являются молекулы, потерявшие или присоединившие к себе электрон. Соответственно первые имеют избыток положительного заряда, а вторые приобретут отрицательный заряд.
Под действием напряжения, имеющегося между полюсами, электроны и отрицательно заряженные ионы перемещаются к аноду, а положительно заряженные ионы — к катоду, чем и определяется перенос некоторого количества электричества через газовый промежуток, т. е. протекание электрического тока в дуге. Электроны поступают в дугу вследствие их эмиссии (выбрасывания) из катода, а также в результате ионизации молекул газа (паров) дугового промежутка. Положительно заряженные частицы могут появляться в дуговом промежутке только в результате ионизации газа.
Масса электронов очень мала и составляет 9,03-10-28 г. Масса ионов практически не отличается от массы молекулы. Наиболее легкой является молекула водорода (1,66-Ю-24 г), но ион водорода примерно в 1800 раз тяжелее электрона. Заряд электрона е=1,59х ХЮ-19 Кл или 1,59-Ю-19 А-с.
Изменение энергии электрона при его прохождении в электрическом поле между двумя точками, разность потенциала между которыми равна одному вольту, определяется произведением заряда электрона на напряжение: eU=l-1,59-10“19 А-В-с=1,59-Ю—19Вт-с= = 1,59-Ю-12 эрг Эта величина изменения энергии (единица измерения работы) носит название электрон-вольт (эВ).
89
chipmaker.ru
Ионизация газовых молекул обычно достигается «выбиванием» из них электронов. Для этого должна быть затрачена определенная работа — работа ионизации, которая выражается в электрон-вольтах. Численно она равна потенциалу ионизации, измеряемому в вольтах.
Если сообщенная молекуле энергия недостаточна для выбивания электрона, а достаточна только для перемещения его на более дальнюю орбиту, такая молекула останется электрически нейтральной, но будет находиться в другом состоянии, которое называется «возбужденным». Последующие сообщения энергии могут ее ионизировать.
Для молекул различных веществ требуется различная энергия для их ионизации. Величина потенциала первичной ионизации для различных элементов приведена в табл. II 1.3.
Таблица 1Й.З Потенциал ионизации различных элементов
Элемент	Cs	Rb	К	Na	Са	Fe	с	н	О	N	Аг	Не
Потенциал ионизации, В	3,88	4,20	4,30	5,11	6,11	7,83	11,22	13,50	13,60	14,50	15,70	24,50
Ионизация может быть вызвана различными видами воздействия: ионизация соударением; ионизация облучением (фотоионизация); ионизация нагревом (тепловая, термическая ионизация).
Ионизация соударением обычно происходит при «столкновении» быстролетящего электрона с малоподвижной газовой молекулой. При этом кинетическая энергия электрона, определяемая его скоростью, должна быть больше или во всяком случае равна работе ионизации, т. е.
то*12>еи,	<111.21)
где eU •— работа ионизации, эрг; т — масса электрона, г; v — скорость электрона, см/с.
Минимально необходимая скорость движения электрона, обеспечивающая при соударении ионизацию молекулы,
и=У 2eU!m.	(III.22)
В качестве примера подсчитаем минимальную скорость электрона, необходимую для того, чтобы при одном соударении ионизировать железо:___________________________
о=|/2 • 1,59 • 10-12 • 7,83/(9,03 • 10~2«) = 1,66 • 108 см/с=5 970000 км/ч.
Ионизация облучением (фотоионизация)1 заключается в осуществлении работы ионизации в результате воздействия квантов лучистой энергии. Для ионизации необходимо, чтобы квант
90
действия лучистой энергии был бы больше или равен работе ионизации:
hv>eU,	(II 1.23)
где h — постоянная Планка (6,62-10"27 эрг-с); v — частота колебаний, 1/с.
Для осуществления ионизации газы должны облучаться волнами высокой частоты. Например, для ионизации азота минимальная частота должна быть:
eU 1,59-10-«.14,5	„ _Q lnl5 , ,
v =—=---------------------=3,53 • 1015 1 /с,
h 6.62.10-27-	,
а длина волны этих лучей
Г	3 • 101®	°
—=0,85- 10~8см=850 А.
v 3,53-104
Соответствующие длины волн для ионизации других элементов приведены в табл. III.4.
Термическая ионизация сводится к тому, что при повы-число соударений молекул и увеличи-
Таблица Ш.4
шении температуры растет вается возможность образования ионов. Основные соотношения, определяющие возможность 100%-ной ионизации за счет теплового движения, определяются формулой
(3/2)-kT>eU,	(111.24)
где k — постоянная Больцмана (1,36-10-16 эрг/К); Т — температура газа, К.
Для полной ионизации Так, например, 100%-ная
Длина волн, обеспечивающая ионизацию различных веществ
газа нужна очень высокая температура, ионизация азота произойдет при температуре
Т=—=2'1,59'10~12'14,5 =113000 К. 3k 3-1.36.10-16
При меньших температурах может происходить частичная ионизация, характеризуемая степенью ионизации, определяемая константой, зависящей от температуры и давления. Общее выражение этой константы /Ср при постоянном давлении имеет вид
КР=СИС9/СА,	(II 1.25)
где Cj,, С9 и Сд— концентрации соответственно ионов, электронов и неионизированных атомов.1 Для степени ионизации х при исходном количестве п атомов количество ионов, <электронов и неионизирован-
91
chipmaker, ru
ных атомов составит соответственно пи=пх; п9=пх; пА=п(1—х), а их концентрации в смеси
р ____	пх	__ X г X _ г ___________________1 --X
«1 	—-	, о 	. Су я	” <
nx-f-nx-j-n (1—X) 1+х	1-J-X А 1+Х
Тогда
R (X/l-j-X)2 X2
Р 1—Х/1+Х	1—X2’
(III.26)
4 X =]/%/(! +7Q.
(III.27)
При рассмотрении столба дуги как изотермической плазмы для определения степени ионизации при данных температуре и давлении можно использовать известное уравнение Сага:
_ е<7
-2£-_ p=2,t- IQ-W^e kT,	(III.28)
где p — давление, мм рт. ст.; U — потенциал ионизации, В; а2 — квантовый коэффициент (по расчетам К. К. Хренова, составляющий для различных элементов величину от 1 до 4).
Уравнение Сага в связи с принятыми допущениями дает только приближенное решение для степени ионизации и является более верным при малых значениях х. Зависимость степени ионизации различных веществ от температуры, рассчитанное по уравнению Сага, показана на рис. II 1.8. Как следует из рисунка, при 6000—7000 К легкоионизирующиеся вещества К, Na, Ва, Са могут иметь уже значительную степень ионизации.
Обычно в атмосфере дуги присутствует несколько элементов. В этом случае вводится понятие об эффективном потенциале
92
Рис. III.9 электронов может быть получен путем
ионизации 17Эф. Приняв некоторые допущения, В. В. Фролов вывел следующую формулу:
l=k	5800
* ui	(111.29)
OOUU	J
где Ct — газовые концентрации i-ro газа; — потенциал ионизации каждого газа.
Подсчитав в качестве примера эффективный потенциал ионизаций смеси паров железа и калия при 5800 К, В. В. Фролов получил значения, показанные на рис. Ш.9. Из рисунка видно, что уже небольшие количества лег-коионизирующей добавки значительно снижают эффективный потенциал ионизации.
Выше указывалось, что большую роль в обеспечении проводимости дугового промежутка имеет поток эмиттированных катодом электронов. Поток
термоэлектронной и автоэлектронной эмиссии, а также при бомбардировке катода движущимися частицами.
Термоэлектронная эмиссия определяется тем, что при достаточном нагреве конца катода от него могут «отрываться» электроны, обладающие запасом кинетической энергии, достаточным для преодоления сил электростатического притяжения твердого или жидкого электрода и преодоления потенциального энергетического барьера на поверхности тела. Плотность тока термоэлектронной эмиссии определяется уравнением Ричардсона и Дешмана:
_ ф.
jt=AT2e kT,	(Ш.30)
где /0— плотность тока термоэлектронной эмиссии, А/см2; <р — работа выхода электрона, эВ; А — коэффициент [для металлов, применяемых в качестве электродов при сварке, А=60— 70 А/(см2-К)].
Работа выхода электрона <р различных веществ и металлов является различной. Если на поверхности металла имеются окислы, то работа выхода уменьшается, т. е. при прочих равных условиях эмиссия электронов усиливается. Значения работы выхода электрона для некоторых металлов приведены в табл. Ш.5.
Влияние температуры на плотность тока термоэлектронной эмиссии может быть показана на примере расчета по формуле (Ш.30) применительно к поверхности железа с окислами (<р=3,92 эВ). Проще вести расчет, прологарифмировав формулу (III.30) с подстановкой численных значений. При этом получим
1g/о=—(5800/7) <р+2 lg Т+1,78.	(Ш.31)
Расчет для некоторых температур сведен в табл. III.6.
93
er.ru
На рис. 111.10 показана зависимость расчетной плотности тока термоэлектронной эмиссии окисленного Железа от температуры и такая же зависимость для натрия. Из этих зависимостей следует, что плотность тока уже при температурах около 3000 К может быть достаточно большой. Как будет показано дальше, такие температуры на электродах дуги являются вполне реальными.
Таблица Ш.5
Работа выхода электрона для некоторых металлов
Металл	Работа выхода электрона, эВ		Металл	Работа выхода электрона, ЭВ	
	чистая поверхность	поверхность с окнслами		чистая поверхность	поверхность с окислами
Калий	2,02	0,46	Барий	2,29	1,59
Натрий	2,12	1,8	Железо	4,74	3,92
Кальций	3,34	1,7	Вольфрам	4,54	—
При автоэлектронной эмиссии энергия, необходимая для вырыва электронов, сообщается внешним электрическим полем, которое как бы «отсасывает» электроны за пределы воздействия электростатического поля металла.
4
3
2
1
Таблица Ш.6
Плотность тока термоэлектронной энергии железа
т, к	58007Т	2 1g Т	*g/о	/о, Л/смг
1000	—19,6	6,0	—11,82	1,2-10-12
2000	—9,8	6,6	—1,4	0,04
3000	—6,6	7,0	+2,2	330
эффе
Изменение работы выхода электронов Дф под действием внешнего поля называют
к том Шот к и. Численно изменение Дф характеризуется величиной е3^Е1!2, а подставив значения заряда е электрона, получим Д<р=3,8-10—4£Ч2.
сварочным дугам, когда электрод — катод всегда нагрет, плотность тока j автотермо-электронной эмиссии может быть рассчитана по формуле
Применительно к
WOO 2000 3000 ГС
Рис. 111.10
1=АТ^ ~ Wk‘> =/ое3-8- ,0-‘£‘/2 /fer= . 4,39 Уе!т — Iе
(III.32)
Где j — плотность тока эмиссии при отсутствии внешнего поля [формула (III.30)], А/см2; Е — напряженность поля, В/см.
94
При напряженности поля 10е—107 В/см, которая, по данным М. Я. Бродского и Г. И. Погодина-Алексеева, характерна для при-катодных областей дуги, величина Д<р для железных и вольфрамовых электродов при их температуре кипения оказывается сопоставимой с работой выхода электрона <р и потенциальный барьер для выхода электрона исчезает.
Эмиссия в результате бомбардировки катода ионами возможна в связи с тем, что часть положительных ионов достигает катода с достаточным запасом энергии. Предполагается, что и этот процесс
играет определенную роль в создании потока электронов в свароч ных дугах при некоторых составах газов в дуге. Относительно не
большую роль в создании потока электронов, видимо, оказывает и облучение катода квантами излучения (фотоэлектронная эмиссия).
На работу выхода электрона в значительной степени влияют примеси в материале катода и особенно поверхностные пленки. Так, введение, например, небольших количеств Th или La в вольфрам значительно снижает работу выхода электрона при температурах ниже Ткип этих составляющих.
Известно также, что эмиссионная способность материала катода неоднородна по его пло-
щади и в отдельных участках может значительно отличаться (эмиссионная пятнистость).
В результате достаточно интенсивной эмиссии электронов с катода и соответствующей ионизации дугового промежутка устанавливается устойчивый разряд — электрическая дуга с протеканием в цепи определенной силы тока при определенном напряжении.
При горении дуги на электродах видны яркосветящиеся активные пятна, соответственно катодное и анодное. Центральная часть дуги, расположенная между катодной и анодной областями, носит название положительного столба дуги (или просто столба дуги).
Распределение падения напряжения в дуге соответствует рис. III. 11. Согласно рисунку, в дуге наблюдаются ясно выраженные области локализованного в приэлектронных областях падение напряжения и линейное падение напряжения в столбе. При сравнении с общей длиной дуги (расстоянием между электродами) линейные размеры приэлектродных областей невелики. Так, размер прикатод-ной области около 10-6 см. Несколько больше размер приаподной области. Возможно, что между приэлектродными областями и столбом дуги имеются зоны с постепенным переходом градиента падения напряжения от одной области к другой. Однако упрощенно можно
95
chipmaker, ru
считать, что общее падение напряжения в дуге определяется тремя составляющими:
ид=ик+ис+иа,	(III.33)
где ид, UK, Uc, Ua — соответственно общее напряжение на дуге и падения напряжений: катодное, в столбе дуги и анодное. Тогда мощность дуги
PK=IUa=IUK+IUc+IUa.	(III.34)
Общий ток дуги / складывается из тока ионов и тока электронов:
1=1И+1Э.	(II 1.35)
Приняв долю электронного тока	получим ток электронов
l9=fl и ток ионов /„=(1 —f)I.
Рассмотрим, из чего складывается приход и расход энергии в приэлектродных областях и в столбе дуги.
Энергия катоду сообщается бомбардирующими его ионами. Кинетическая энергия ионов составляет (1 — /) IUK. При нейтрализации ионы отдают энергию, израсходуемую на их ионизацию. Кроме того, должна быть учтена энергия, затрачиваемая на работу выходов электрона, т. е. (1 — /) I (UK — <р). Таким образом, приход энергии на катоде составляет:
(1 - f) iuK+(i - /) i(ua - Ф)=(1 - D i (ик+ия - Ф). (Ш.36)
Энергия на катоде расходуется на эмиссию электронов /7ф, нагревание, плавление и испарение металла катода V7K, а также радиацию RK. Тогда уравнение баланса энергии на катоде примет вид:
/(1 - f) (<4+^и - Ф)=//ф+^к+/?к-	(П1.37)
Баланс энергии в столбе дуги определяется: приходом энергии, выделяющейся в результате прохождения тока (IUC), и энергии, вносимой электронами, получившими ускорение при прохождении прикатодной области (fIUK); расходом на энергию, уносимую ионами, удаляющимися из столба дуги (1—и потерями на радиацию Rc, т. е.
/(7С+//ПК=(1 - f)IU„+Rc.	(Ш.38)
Энергия аноду сообщается электронами. Ее составляющими являются кинетическая энергия электронов, получивших ускорение при прохождении через анодную область IUa (так как в прианодной области имеет место только ток электронов и /=1), и энергия работы выхода, совершаемая при вхождении электронов в анод /ф. Энергия на аноде расходуется на нагревание, плавление и испарение материала анода Wa и радиацию Ra. Тогда баланс энергии на аноде
I (Ua+y)=Wa+Ra.	(III.39)
Применительно к электрической дуговой сварке главное значение имеют тепловые характеристики — тепло на нагревание, плавление и испарение материала электродов — WK и Wa. Решая уравнения
96
(III.37) и (III.39) относительно WK и Wa, пренебрегая потерями на радиацию и имея в виду, что UK~U„, получаем:
И7к=7(2(1-/)1/и-ф];	(111.40)
№а=7((/а+ф).	(1П.41)
Эти уравнения позволяют оценивать влияние различных факторов на нагревание, плавление и испарение материала катода и анода.
Для увеличения количества энергии WK необходимо увеличивать долю ионного тока и потенциал ионизации, а работу выхода электрода уменьшать.
Наоборот, для увеличения Wa работу выхода электронов надо увеличивать'. Увеличивает Wa также и повышение напряжения UB.
Наиболее рациональное использование W3 и WK зависит от способа электродуговой сварки (например, неплавящимся или плавящимся электродом), а также конкретных условий и задач выполнения той или иной сварочной операции (максимальное наплавление металла при малом расплавлении основного, глубокий провар основного металла и пр.). Так, например, при сварке плавящимся электродом для увеличения расплавления электрода при обратной полярности дуги (анод — плавящийся электрод, а катод — свариваемое изделие) необходимо увеличивать работу выхода ф.
Количество расплавляемого в единицу времени электродного металла при прямой полярности (электрод-катод):
g=0,24WK/ft„,H=0,24/[2 (1 - f) Un+4>]/hmu,	(Ш-42)
а при обратной полярности (электрод-анод)
^=0,24Га/йтм=0,247 (С7а+<р)/Лтм,	(Ш.43)
где g — количество расплавленного металла электрода, г/с; hm— удельная энтальпия (теплосодержание) расплавленного металла, кал/г. В технических расчетах для оценки расплавления электродов при сварке используют величину, которую называют коэффициентом расплавления электрода ар, выражаемую в г/(А-ч) (т. е. количеством г металла, расплавленного током в 1 А в течение 1 ч)
ctp=g3600/7.	(Ш.44)
Тогда соответственно при прямой и обратной полярности дуги:
czp=0,24[2(1	<р]3600/йтм;	(Ш.45)
ар=0,24 (С/а+ф) 3600/йтм.	(Ш.46)
Определяя экспериментально значения ар и hmu при прямой и обратной полярности, можно приближенно получить величины анодного и катодного падений напряжения в дуге, а также долю электронного тока f.
97
chipmaker.ru
При питании дуги переменным током плавящийся электрод является попеременно то катодом, то анодом. В этом случае
VF3«lFK+VTa/2=7 [2 (1 - f) U„+Ua]/2;	(111.47)
ар^0,24 [2(1 - /) 77и+Ua] 1800/Л^.	(111.48)
При стабильном дуговом разряде между электродами на конкретных материалах и постоянном составе газового промежутка устанавливается определенное соотношение между силой и плотностью тока в катодном пятне, напряжением и длиной дуги, а также температурой электродов и столба дуги. Изменение одних пара-
метров приводит и к изменению других. Так, зависимость между напряжением и силой тока дуги носит название статической вольтамперной характеристики. Характерный, вид этой зависимости показан на рис. III.12. Увеличение силы тока при малых его значениях и при постоянной длине дуги заметно снижает напряжение. Удлинение дуги приводит к увеличению и напряжения при /=const (рис. III.12, а). При дальнейшем увеличении силы тока (а следовательно, при постоянном диаметре катода и увеличении плотности тока) напряжение остается почти неизменным. При этом диаметр катодного пятна увеличивается. Когда диаметр катодного пятна вырастает до размера торца катода и его дальнейшее расширение затруднено (должно осуществляться перемещением на боковые поверхности электрода), при увеличении силы тока происходит повышение напряжения дуги — вольтамперная характеристика становится возрастающей. При большем диаметре электрода при прочих равных условиях возрастающая ветвь вольтамперной характеристики появляется при большей силе тока (рис. III.12, б).
Для относительно небольшой силы (плотности) тока зависимость между напряжением дуги 17д, силой тока I и длиной дуги 1Д описывается формулой Г. Айртон
ид=а+Ь/д+(с+(11д)/7,	(111.49)
где а, Ь, с и d — коэффициенты, зависящие от материала электродов и состава газового промежутка.
98
При достаточно большой силе тока последний член уравнения (111.49) невелик и зависимость упрощается:
1/д=а+Ыд,
(II 1.50)
Рис. Ш.13
где a=UK-}-Ua.
Для участка, где поднимается напряжение при увеличении силы тока и постоянной /д, удовлетворительной математической зависимости между этими параметрами не разработано.
В случае питания дуги переменным током вследствие переменной полярности на электродах при прохождении напряжения через нуль дуга гаснет и зажигается вновь. В связи с нарушением в эти моменты температурного состояния торцов электродов и газа в дуговом промежутке для возбуждения дуги требуется большее напряжение, чем установившееся. Поэтому изменение напряжения характеризуется наличием пиков при каждом возбуждении дуги после ее обрыва (рис. III. 13).
При различии материала электродов (различные работа выхода электрона, 7ЦЛ и Дкип, теплофизические свойства) в дуге пере-
менного тока наблюдается асимметрия тока и напряжения в различные полупериоды горения дуги (вентильный эффект). В ряде случаев его влияние весьма значительно, например при сварке алюминия вольфрамовым электродом.
Большое значение для сварки имеет температура при дуговом разряде. Температура на торцах электродов в пятнах дуги в связи с большой локализацией электрической, а следовательно, тепловой энергии может быть достаточно большой, практически ограничиваемой температурой кипения материала электрода.
В столбе дуги, несмотря на менее концентрированное выделение энергии (меньший градиент падения напряжения, чем в приэлек-тродных областях — см. рис. III.II), она расходуется на нагрев значительно меньшей массы, в связи с чем температура газа и паров в дуговом промежутке может быть весьма высокой. Температура столба дуги зависит и от тепловыделения, определяемого коэффициентом Ь в формуле (III.50), т. е. от проводимости (степени ионизации) дугового промежутка или при прочих равных условиях от состава этого промежутка. Влияние состава газа на температуру столба дуги приведено в табл. III.7.
Упрощенный подсчет температуры дугового промежутка в зависимости от эффективного потенциала ионизации для режимов сварки
99
chipmaker.ru
плавящимся электродом при относительно небольших плотностях тока может быть осуществлен по уравнению К. К. Хренова
Тс.«80017эф.	(Ш.51)
При больших плотностях тока (например, при сварке под флюсом) и в дугах с неплавящимся электродом максимальная температура столба дуги Тс « 1000{7эф.
Однако температура столба дуги зависит не только от плотности и силы тока» а также от поперечного сечения столба, определяемого, в частности, внешним давлением, воздействием внешнего маг-
Таблица III.7
Влияние состава газа в дуговом промежутке на температуру дуги при сварке стали. Ток 280А (М. Я. Броун)
Состав газа	Воздух	Пары Na2COs	Пары К2СОа
Температура, К	6100 + 200	4800 + 200	4300+100
нитного поля и пр. Так, с увеличением силы тока, в частности в сварочных дугах, происходит повышение температуры столба дуги. Повышается также температура дуги при сварке под водой по мере увеличения давления столба воды на образующийся вокруг дуги пузырек- газа. Повышает температуру столба дуги и обжатие столба различными способами: соответствующей конструкцией горелок; струей газа, охлаждающего периферийные части дуги; электромагнитным обжатием. Эти методы позволяют получить дуговую плазму с температурой примерно до 20000 К (см. § 18).
Количество тепловой энергии, используемой при сварке, зависит от способа сварки, т. е. от способа ее введения в свариваемое изделие. Так, например, при сварке дугой косвенного действия, когда изделие не является полюсом дуги (не включено в электрическую цепь), а дуговой промежуток в основном заполнен воздухом, при соответствующем расположении дуги свариваемое изделие получает 10—15% всей тепловой энергии из выделяющейся в дуге, т. е. только часть тепла столба дуги.
При продувании через дугу водорода он в результате процессов Диссоциации в дуге (Н2->2Н4-Ю3800 кал/моль или 541,8 кДж/моль) и ассоциации на холодной поверхности металла (2Н->Н2-|-4-103800 кал/моль) является переносчиком тепла. Эффективность нагрева изделия в этом случае при дуге косвенного действия значительно возрастает.
Включение изделия в цепь в виде одного из электродов дуги приводит к использованию приэлектродных выделений энергии, больших, чем в столбе дуги.
Так, даже при сварке неплавящимся электродом в среднем эффективность использования тепловой энергии дуги на нагрев металла составляет около 50% (0,5), а в некоторых случаях (при заглубленной дуге) и значительно больше.
100
При плавящемся электроде на одном из полюсов выделяется тепло одной приэлектродной области, а на другом второй приэлек-тродной области. Плавящийся электрод переносит полученное тепло в виде теплосодержания расплавленного металла на свариваемое изделие. Общий запас тепла, получаемый изделием, в этих случаях значительно более 50% и достигает 80—90%.
Определение эффективной тепловой мощности сварочной дуги осуществляется по уравнению
?и=<2дПи=0,24КША,	(III.52)
где qK — эффективная тепловая мощность дуги, введенная в свариваемое изделие, кал/с (в дальнейшем, для упрощения q„ будем обозначать просто q, подразумевая qu==q)', Qn — тепловая мощность дуги; Tj„ — коэффициент, представляющий собой отношение эффективной мощности дуги к ее полной мощности (определяется кало-риметрированием и измерением электрических параметров дуги); 0,24 — коэффициент перевода из электрических величин в тепловые, кал/(Вт-с); К— коэффициент, учитывающий влияние несинусоидаль-ности кривых напряжений и тока на мощность дуги (при постоянном токе /<=1; при переменном /<=0,7 — 0,97).
Значения т]и для некоторых типовых случаев сварки приведены в табл. III.8.
Таблица III.8
Значения т]и для различных случаев дуговой сварки
Способ сварки	Сварка неплавящимся электродом в защитных газах	Сварка плавящимся электродом (электродом со'стабилизирующим покрытием)	Сварка плавящимся покрытым электродом	Сварка плавящимся электродом под флюсом
Чи	0,45—0,70	0,65—0,75	0,75—0,85	0,75—0,90
Примечание. Некоторое участие тепловых эффектов химических реакций при этом • ие учитывается, ио их влияние отражается в виде изменений Т]и при калориметрических определени ях.
Дуга прямого действия (нагреваемое изделие включено в электрическую цепь и является одним из полюсов дуги) вводит тепло, так же как пламя (см. § 14), по некоторому пятну нагрева.
Распределение тепла, вводимого в металл различными сварочными дугами (в виде плоских разрезов подобно рис. III.6,б), показано на рис. III.14: а — при угольном неплавящемся электроде, б — плавящимся электродом под флюсом, в — плавящимся электродом открытой дугой при малой силе тока.
Степень локализации ввода тепла и максимальный удельный тепловой поток в центре дуги значительно больше, чем при газосварочном пламени (табл. П1.9).
101
chipmaker.ru
Так же как пламя, дуга создает механическое воздействие на разогреваемый, плавящийся металл. Механическое действие дуги неплавящегося электрода (например, при сварке вольфрамовым
Таблица III.9
Характеристики теплового потока сварочных дуг
Характеристика сварочной дуги	Максимальный удельный тепловой поток, кал/(см2-с)	Коэффициент сосредоточенности К [формула (111.19)] 1/см2
Дуга неплавящегося угольного электрода	1000—2000	1—1,5
Дуга неплавящегося электрода (вольфрам) в струе аргона	500—600	6—14,0
Дуга открытая плавящегося электрода (железо)	1000—2000	1—1,5
Дуга под флюсом плавящегося электрода (железо)	6QO0	6—10,0
увеличением силы тока
электродом в струе аргона) усиливается с и в целом отвечает зависимости:
P=kl2, где k — коэффициент, г/А2.
Как во всяком проводнике с током, магнитное поле. Продольная составляющая
(III.53)
вокруг дуги образуется этого поля придает по
току заряженных частиц вращение — вращает дугу. При плавящемся
электроде продольная составляющая магнитного поля оказывает
102
значительное влияние на отрыв капель от электрода и их перенос в дуге.
Поперечное магнитное поле может отклонять дугу от нормального направления (рис. III.15, а). Влияние собственного магнитного поля на дугу в зависимости от места подключения тока и свариваемому изделию показано на рис. III. 15, б.
Магнитное поле дуги усиливается пропорционально квадрату силы сварочного тока. Отклоняющее воздействие магнитного поля меньше при короткой дуге и сильнее при длинном столбе дуги.
Против магнитного отклонения («выдувания») дуги в некоторых случаях приходится принимать различные меры: стабилизацию дуги внешним магнитным полем; наложение магнитных масс в определенных участках вблизи свариваемого шва; использование наклона электрода.
Магнитное дутье дуги переменного тока значительно слабее, чем дуги постоянного тока. В ряде случаев это является существенным достоинством использования переменного тока для сварки.
На дугу можно воздействовать и внешним магнитным полем. Например, применяют стабилизацию направления дуги соленоидом, окружающим стержневой электрод. Для некоторых случаев (например, нагрев стыка труб) можно получить быстровращающуюся, бегущую дугу.
§ 16. НАГРЕВ ЭЛЕКТРИЧЕСКИМ ТОКОМ
ПРИ НАЛИЧИИ КОНТАКТНОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ
Выделение тепла фпри протекании по проводнику электрического тока, определяется известным законом Ленца — Джоуля: в калориях
<2=0,24Г7?/,	(Ш.54а)
или в джоулях
Q=I2Rt, .	(III.546)
где 1 — сила тока, A; R— сопротивление цепи, Ом; t — время протекания тока, с.
103
chipmaker.ru	---- ----- ----- ----
При наличии в цепи участков с различным сопротивлением тепло выделяется различно, пропорционально их сопротивлениям. Сопротивление протеканию электрического тока сплошного проводника
/?=p*(Z/F), -	(Ш.55)
где р* — удельное сопротивление, Ом-см; / — длина проводника, см; F — площадь поперечного сечения проводника, см2.
Значения удельного сопротивления некоторых металлов при температуре 18° С приведены в табл. ШЛО.
Таблица III.10
Удельное сопротивление некоторых металлов
Металл	Си	AI	Mg	W	Zn	Ni	Fe
р*. Ом-см -10~6	1,75	2,72	4,3	5,32	5,95	7,35	9,9
С повышением температуры сопротивление металлов возрастает Яг=/?0 (Ц-аТ),	(Ш.56)
где Ft — сопротивление металла при температуре Т; Ro — начальное сопротивление; а — температурный коэффициент электрического сопротивления.
У металлов, изменяющих свою кристаллическую решетку при нагреве (например, у железа), значения а для различных состояний решетки меняются.
Наличие легирующих элементов и примесей в металле также изменяет значения р * и а. Как общее 'правило, образование твердых растворов увеличивает электрическое сопротивление, а распад растворов с образованием гетерогенных систем уменьшает сопротивление, хотя оно остается более высоким, чем у чистого металла. Значительный наклеп металла увеличивает сопротивление.
Сопротивление проводников в месте их взаимного соприкосновения (контактное сопротивление) не подчиняется таким определенным зависимостям, как сопротивление самих металлов. Поверхности металла никогда не являются идеально ровными. Степень неровности зависит от свойств металла и его предшествующей обработки. Кроме того, на поверхностях обычно имеются те или иные посторонние вещества — жировые пленки, окислы и пр. Толщина окисных пленок зависит от свойств металла, степени предварительной зачистки, времени с момента окончания зачистки. В различных участках поверхности толщина пленок окислов обычно неодинакова.
При сближении двух металлических поверхностей вследствие их неровности соприкосновение происходит только в отдельных точках. В связи с тем что толщина пленок окислов в различных
104
местах неодинакова, образование контактных участков может иметь вид А, Б и В (рис. III.16). Так как электрическое сопротивление этих участков неодинаково, то при подведении напряжения и протекающий по этим участкам ток будет разным. При нагревании и наличии давления (внешней сдавливающей силы) контактные вы-
ступы сминаются, увеличиваются по площади, а сплошность окис-
ных пленок нарушается. В связи с этим первоначально большое электрическое сопротивление контакта уменьшается. Этот процесс сопровождается рядом побочных процессов: возникновением термотоков и др.
Изменение сопротивления холодного контакта £к между плоскими стальными листами в зависимости от приложенного давления (применительно к схеме точечной сварки) изображено на рис. III.17, где 1 — нижнее значение RK
при диаметрах электро-
дов D—7 мм и £>=10 мм; 2— верхнее значение при £>=10 мм: 3 — верхнее значение /?к при £>=7 мм; А — среднее значение RK
при £>=10 мм; Б — среднее значение RK при 0=7 мм.
Сопротивление холодного контакта сильно зависит от первоначальной обработки контактирующих поверхностей (табл. III.11).
Таблица II1.11 •
Контактное сопротивление при 20° С некоторых металлов и сплавов в зависимости от различной подготовки их поверхностей и давления
Металл *	Толщина пластин, мм	Давление р, кгс	Вид ПОДГОТОВКИ поверхностей	«к. мкОм
Низкоуглеродистая сталь	3+3	200	Поверхность не зачищена (с окалиной и ржавчиной)	500 000
	3+3	200	Поверхность с окалиной	80 000
	3+3	200	Обработка резцом	1 200
	3+3	200	Травление в кислд-те	300
	3+3	200	Обработка напильником	280
	3+3	200	Шлифование	110.
Дуралюминий	1+1	450	В состоянии поставки	1000
	1+1	450	Травление	20
	1+1	450	Очистка стальной щеткой	10
Алюминиево- марганцевый сплав АМц	1+1	450	Травление	50
105
chipmaker.ru
Приведенные в таблице величины контактных сопротивлений являются ориентировочными и в конкретных случаях могут иметь значительные отклонения.
Зависимость изменения контактного сопротивления низцоугле-родистой стали при различных температурах и давлениях показана
Рис. III.17
Рис. III.18
на рис. III.18. Для других материалов такая зависимость может быть количественно иной, что определяется характером изменения механических свойств с повышением температуры, главным образом предела текучести. Металлы, которые с повышением температуры имеют меньшее снижение ат, могут сохранять при прочих равных условиях большее значение RK при повышенных температурах.
Основные схемы использования нагрева электрическим током посредством выделения тепла в контактных сопротивлениях, применяемые при различных способах контактной сварки (а — при точечной сварке, б — при стыковой сварке сопротивлением, в — при стыковой сварке оплавлением), показаны на рис. III.19.
При пропускании тока по схеме точечной сварки через две пластины, сложенные внахлестку, общее сопротивление между электродами сварочной машины в начале сварочной операции определяется формулой
7?=2Дл+/?к+2/?эл,	(III.57)
где /?л — сопротивление металла свариваемых листов; /?к — контактное сопротивление между листами, подлежащими свариванию; R3n — контактное переходное сопротивление между торцом электрода и поверхностью свариваемых листов. 
106
Сопротивление Rn может быть ориентировочно подсчитано по формуле (Ш.55), приняв F — равной контактной поверхности электрода, а /=6, где 6 — толщина свариваемого листа.-Если для примера принять листы низкоуглеродистой стали (р~10-10~8 Ом-см) с 6=0,4 см и d3=l,2 см, то /?л^5-10~8 Ом, а 2/?л«10-10-8 Ом. При сопоставлении этого сопротивления с контактным сопротивлением очищенных пластин из низкоуглеродистой стали (табл. III. 11)
/?к=(110=300)-10~6 Ом получим, что в исходном состоянии 27?л составляют около 5% (0,05) от RK. При нагреве /?л увеличится [см. формулу (II 1.56)].
Сопротивление 7?зл между медными электродами и стальными пластинами много меньше, чем контактнее сопротивление между стальными пластинами. Так, если принять по аналогии с шинными контактами сопротивление медь-железо в пять раз меньшим сопротивления железо-железо, то /?зл»0,2/?к, а 2/?зл^0,47?к (40% от контактного сопротивления между стальными листами).
Тогда R— 1,45/?к, т. е. основную часть сопротивления составляет контактное сопротивление между листами, подлежащими сварке. Естественно, что в начале пропускания тока наибольшее тепловыделение будет происходить в этом контакте.
Контактное сопротивление складывается из внутреннего Ra (определяемого несовершенством прохождения тока через контактирующие поверхности) и геометрического Rr (сопротивление протеканию тока по искривленным путям, например в свариваемых листах, определяемым соотношением d3 и 6):
Як=Яв+Яг-	(Ш.58)
При протекании тока и нагревании металла соотношение между RB й R, изменяется. Характерная зависимость изменения этих составляющих (и их суммы RK) при точечной (сплошная линия) и рельефной (штриховая линия) сварках от температуры нагрева металла приведена на рис- III.20, а.
107
chipmaker.ru
Общее сопротивление при точечной сварке меняется относительно мало и характер тепловыделения при протекании тока качественно не изменяется. В связи с тем что отвод тепла в электроды (обычно охлаждаемые водой для ограничения их нагрева и повышения стойкости), как правило, больше, чем в свариваемые листы, наиболее интенсивно температура повышается вблизи контакта между листами. При этом металл вблизи контакта может быть нагрет до температур, при которых возможно сваривание в твердом состоянии, или до температуры плавления. При точечной сварке обычно более стабильное качество получается при местном расплав-
лении — образовании литого ядра. Размеры этого литого ядра определяются меняющимися соотношениями тепловыделения при протекании тока и теплоотвода, в частности в электроды. При выключении тока жидкий металл охлаждается, кристаллизуется и получается сварная точка диаметром, обычно несколько большим диаметра электрода.
Аналогично происходит соединение при рельефной и шовной сварках.
Схема нагрева протекающим электрическим током при сварке стержней встык сопротивлением в целом также подобна случаю, рассмотренному выше, но имеет некоторые особенности. Так, имеет при этом меньшее значение, чем при точечной сварке (контактная поверхность между зажимами машины и контактом между деталями, подлежащими сварке, расположены дальше; эта поверхность в ряде случаев более развита). Меньшее значение имеет также и теплоотвод в зажимные устройства.	_
Второй особенностью является меньшее значение /?г в составе 7?к. При окончании процесса сваривания стыка геометрическая составляющая - контактного сопротивления снижается до нуля. Характерные кривые изменения 7?в, /?г и /?к при стыковой сварке сопротивлением в зависимости от температуры показаны на рис. III.20, б»
108
При стыковой сварке сопротивлением торцы свариваемых деталей
сводят друг с другом, дают то или иное давление, а затем включают ток. Общий характер распределения температур по длине, например, свариваемых стержней, зависящий и от величины контактного сопротивления, определяемой давлением, показан на рис. III. 21 сплошной линией.
Если торцы тех же стержней подводят друг к другу при вклю ченном напряжении, то первое касание произойдет только в одной-двух отдельных точках, как бы при очень малом давлении. Через эти контактные перемычки пойдет достаточно большой ток и они быстро, почти мгновённо, нагреются и расплавятся. Жидкий металл будет выброшен из зазора, а прилегающие к этим выступам (контак
там) участки металла быстро нагреются до достаточно высокой температуры. Дальнейшее сближение торцов приведет к повторению этого явления, в других участках — контактах, затем еще в других, пока вся поверхность такими последовательными процессами не будет оплавлена, а торцы нагреются до температуры, необходимой для сварки давлением. Тогда ток выключают и дают сва
рочное давление.
При таком процессе тепловыделение происходит в различных участках, каждый раз при большой плотности тока, и нагрев осуществляется более концентрированно. Общий характер распределения температур при рассмотренном процессе сварки оплавлением изображен на рис. III. 21 штриховой линией.
Тепловыделение при нагреве электрическим током определяется сопротивлением, силой тока и временем [формула (III. 54)]. Так как величина сопротивления при сварке конкретных изделий может регулироваться только в небольших пределах, практически сварочный нагрев достигается выбором силы тока и временем его протекания. При увеличении времени протекания тока одновременно растут потери тепла (в металл изделия, электроды, окружающую среду), поэтому энергетически наиболее эффективны процессы нагрева, осуществляемые в минимально короткое время. Это может быть достигнуто соответствующим увеличением силы тока.
Обычно при контактной сварке в зависимости от свариваемых изделий и способа сварки используют значения силы тока от 100 до—100000 А. Время протекания тока при контактной сварке обычно составляет от нескольких секунд до сотых и тысячных долей секунды. Для сварочного нагрева часто применяют переменный ток. При этом приходится учитывать и индуктивное сопротивление всей системы машины и свариваемого изделия.
Подробно эти вопросы рассматриваются в курсе «Электрическая контактная сварка».
109
chipmaker.ru
$ 17. ЭЛЕКТРОШЛАКОВЫЙ ИСТОЧНИК ТЕПЛА
Известно, что расплавленные шлаки, состоящие из окислов, галоидов или их смесей, являются пооводниками электрического тока. При этом тепло выделяется согласно формуле: в калориях
Q=0,24727?7’=0,24717/,
(III.59а)
или в джоулях
Q~FF>t=IUt,
(II 1.596)
где U — падение напряжения между металлическими электродами в объеме, заполненном расплавленным шлаком.	.
Схема' тепловых потоков при электрошлаковой сварке представлена на рис. II 1.22.
Электродная проволока (пластина или пластина с дополнитель-
ными проволоками) плавится в результате выделившегося тепла при
прохождении по ней тока и нагрева шлаком, перегретым выше тем-Если ско-скорости ее электрода и остается по-
пературы плавления- металла, рость подачи проволоки равна плавления, зазор между торцом зеркалом металлической ванны стоянным.
Часть теплового запаса шлаковой ванны расходуется на нагрев и плавление свариваемого металла.
Для обеспечения создания шлаковой и металлических ванн и исключения их вытекания по боковым поверхностям зазор . между свариваемыми изделиями перекрывается обычно подвижными медными водоохлаждаемыми ползунами. Тепло, отводимое в ползуны расходуется на ющей в них воды.
нагрев протека-
Часть теплового запаса шлака' тратится
на плавление флюса, как начального количества, так и добавляемых по ходу выполнения сварки порций флюса, а также на получение (радиацию) зеркалом шлаковой ванны.
Распределение температур в шлаковой ванне при электрошлаковой сварке в достаточной степени не изучено. Однако при сварке низкоуглеродистой стали на устойчивых режимах средняя температура шлака определялась в 1750—1800° С. Хотя, вероятно, что при большой электрической мощности процесса и относительно небольшой’ массе шлака в нижней части шлаковой ванны температура может быть выше, примерно 2000—2100° С.
Сопротивление протеканию тока в шлаковой ванне [7? . в формуле (III.59)] определяется размерами ванны, плавящегося электрода и удельным сопротивлением шлака ()*,, зависящим от температу-
। :о
ры. Общее сопротивление шлаковой ванны может быть определено по формуле
/?=5г('пт-‘)‘т-
где р‘, — удельное сопротивление шлака при средней температуре
Рис. Ш.23
груженного в шлаковую ванну (согласно рис. 111.22 L=Hm — а), см; d — диаметр электрода, см; е — коэффициент, учитывающий сильное изменение сопротивления при малых значениях а;’ е=1 — ё~23
т — поправочный коэффициент, зависящий от длины погруженной части электрода (рис. III.23).
Значения p*t для целого ряда практически применяемых шлаков при сварке сталей в зависимости от температуры показаны на рис. III.24.
При сварке несколькими (и) электродами сопротивление сварочной ванны уменьшается. Для случая, когда расстояние между электродами не менее L, приведенное сопротивление шлаковой ванны при п электродах
Rnp~R/n,	(III.61)
где R — сопротивление ванны при одном электроде [см. формулу (III.60)].
Электрошлакевая сварка применяется главным образом при необходимости соединения металла больших толщин. Обыч-
ными режимами сварки являются: сила	Рнс щ 24
тока 500—1500 А; напряжение 30—-50 В;
скорость сварки 0,6—1,5 м/ч. При таких режимах на единицу длины шва выделяется большое количество теплоты. Расход
111 ,
chipmaker.ru
этого тепла по различным составляющим зависит от толщины свариваемого изделия. С увеличением толщины свариваемого ме-
талла доля тепла на его нагрев возрастает, а потери тепла в охлаж-
Ш-9,8°/о
Рис. Ш.25
дающие устройства (на нагрев воды) при этом относительно уменьшаются. Тепловой баланс применительно к сварке стыкового шва стали толщиной 100 мм показан на рис. II 1.25, где / — потери тепла с поверхности шлаковой ванны; II — потери тепла на плавление шлака; III — отвод тепла в ползуны; IV — расход тепла на нагрев свариваемого металла; V —
расход тепла на плавление свариваемого металла; VI —
расход тепла на плавление
электрода.
Электрошлаковый источник тепла позволяет производить сварку металла весьма большей толщины (например, около 1000 мм) в один проход, что определяет эффективность его использования для изготовления целого ряда сварных конструкций.
§ 18. НОВЫЕ СВАРОЧНЫЕ ИСТОЧНИКИ ТЕПЛА
В последние годы для сварки начал применяться ряд новых источников тепла: электронный луч'(пучок), плазма дуги, трение, ультразвук и др.
Необходимость сварки тугоплавких и химически активных металлов привела к разработке сварки электронным лучом в вакууме. Электронный луч может являться источником нагрева свариваемого металла, превращая кинетическую энергию быстролетящих электронов в тепловую при бомбардировке металла электронами. Для того чтобы такой нагрев был достаточно интенсивным, необходимо иметь мощный поток электронов и большую скорость их в момент удара о поверхность металла.
В § 15 уже отмечалось, что в определенных условиях катод излучает электроны, которые могут ускоряться внешним электрическим полем. Ускорение электронов может быть наибольшим при достаточно большом свободном пробеге, без столкновения с другими частицами, в частности с газовыми молекулами. Такие условия достигаются при достаточно глубоком вакууме. Обычно для нагрева электронным пучком при сварке используют вакуум ~ 10“6 мм рт. ст. (0,0013 Н/м2).
Упрощенная схема использования электронного луча для сварки изображена на рис. III.26. Нагреваемый электрическим током металлический или металлокерамический эмиттер (катод /) излучает
112
электроны. Электроны в электрическом поле между катодным фокусирующим электродом 2 и анодной диафрагмой 3 формируются в виде луча (пучка). За счет высокого напряжения (10000—100000 В) электроны, излучаемые катодом, ускоряются. Получаемая скорость электронов зависит от приложенного напряжения и степени вакуума, определяющего свободный пробег электронов. В пределах свободного пробега скорость, приобретаемая электронами, может быть получена из формулы (II 1.21):
v=VЪЛЛт =]/ 2-1,59-10-12/9,03-10-28 =6-107]ЛЙ см/с,
т. е. при
U= 10 000 В; V=6 • 109 см/с=60 000 км/с; (7=100000 В; о«20- 10я см/с=200000 км/с.
Проходя через фокусирующую магнитную линзу 4 (иногда конструктивно связанную с магнитной отклоняющей системой), элек-
тронный луч фокусируется и достигает свариваемого изделия 5, подключенного параллельно аноду. Фокусировка магнитным (или электростатическим) полем позволяет ограничить площадь луча к моменту достижения им обрабатываемого изделия и тем самым регулировать локальность ввода тепла.
Комплект устройств, служащих для получения и фокусировки электронного луча, называют электронной пушкой.
При столкновении электрона, движущегося со скоростью 100000 км/с=1-1010 см/с, с поверхностью металла в случае полной отдачи электроном своей кинетической энергии металл получит тепловую энергию
Q=mv2/2=9-10-28-1020/2=
=4,5 -10-8 г-см2/с2«1,1-10-15 кал^
^4,6-10~16 Дж.
Рис. III.26
Необходимая для ряда условий сварки тепловая энергия в 100—1000 кал/с (420—4200 Дж/с) достигается бомбардировкой металла потоком (пучком) электронов с их общим количеством 1017—1018 электронов в секунду.
При столкновении с поверхностью металла электрон теряет свою энергию не мгновенно, а осуществляет некоторый пробег в глубь
113-
chipmaker.ru
металла. Длина этого пробега б (см) определяется уравнением Ше-кланда:
6=2,1 -10-12(t/2/p),	(Ш.62)
где р — плотность вещества, г/см3.
Например, пробег электрона в цирконии (р=6,5 г/см3) при разгоняющем напряжении [/=50000 В составит
6=2,1 -10-12 ^121=0,0081 см=81 мкм.
6,1
Следовательно, и тепло будет выделяться в этом случае не только на поверхности, но и на некоторой глубине в металле. Однако так как глубина проникания электронов практически много меньше по
Рис. III.27
Рис. II 1.28
перечного сечения луча (для многих случаев приближенно), то можно считать, то тепло выделяется на поверхности.
При столкновении с узлами кристаллической решетки электрон отклоняется от прямолинейного движения.
Распределение выделяемой электронным пучком тепловой энергии по глубине его проникания в металл показано на рис. Ш.27.
Малое количество тепловых потерь при нагреве металла электронным лучом в вакууме приводит к большому эффективному к. п. д. превращения электрической энергии в тепловую, составляющему 0,80—0,98 (т. е. 80—98%).
Система фокусирования (и расфокусирования) электронного луча позволяет в значительной степени регулировать его тепловое воздействие на металл. Значительно сфокусированный луч может сконцентрировать большое количество энергии на малом пятне нагрева, создавая наибольшую плотность теплового потока в сравнении с другими сварочными источниками тепла (более подробно см. § 19).
Плазма дуги как йсточник тепла для сварки может рассмат-
.114
риваться как специфическое использование дуги. В § 15 указывалось, что в случае обжатия столба дуги температура газов в не/д повышается. Обжатие столба дуги может быть обеспечено повышением давления, интенсивным теплоотводом от периферийных частей дугового разряда, а также воздействием внешнего электрического поля. В определенных условиях струя этих газов с весьма высокой температурой может выдуваться из дугового промежутка и использоваться как источник тепла.
 Простейшая схема технического использования такой плазмы дуги изображена на рис. III.28 Столб дуги 3, горящей между неплавящимся, например вольфрамовым, электродом 1 и охлаждением водой медным наконечником 2, создает в результате подбора характеристик подавляемой струи плазму дуги 4 с высокой температурой. Струя газа 5 выдувает плазму за пределы медного наконечника (сопла). Температура плазмы, полученная таким способом,
составляет 14 000—18000 К. Направленная на обрабатываемый металл она может обеспечить достаточно локализованный нагрев.
Однако при этом следует указать, что эффективный к. п. д. нагрева таким источником тепла не очень велик. Более эффективным является использование нагрева плазмой в комбинации с дугой прямого действия, т. е. когда изделие является одним из электродов дуги.
Сварка трением осуществляется за счет превращения механической энергии в тепловую при трении двух поверхностей друг об друга. Практически этот источник тепла наиболее часто приме-
няют для разогрева и сварки тел вращения, посредством вращения одной поверхности относительно другой. Если при этом коэффициент трения принять постоянным, независящим от скорости относительного движения трущихся поверхностей и величины удельного давления, то средняя плотность теплового потока (q кал/(см2-с) определяется формулой
q^kpfnR,
(III.63)
где р — удельное давление, кгс/мм2; f — коэффициент трения; п — частота вращения, об/мин (1/мин); R— радиус, по которому
115
chipmaker.ru
осуществляется относительное перемещение трущихся поверхностей, мм; k — коэффициент пропорциональности (при указанных размерностях величин равный ~0,067).
Однако по мере нагрева металла при трении происходит переход от сухого (граничного) трения к чистому. Коэффициент трения при этом снижается. Изменение коэффициента трения от скорости вращения удовлетворительно описывается формулой
f=kl(nR)2.	(III.64)
В соответствии с изменением преобладающего значения коэффициента трения в процессе относительного перемещения удельная тепловая мощность и продолжительность нагрева до сварочной температуры зависят (при прочих равных условиях) от скорости вращения (числа оборотов). Экспериментально полученные зависимости для низкоуглеродистой стали показаны на рис. III.29, а, б.
При дальнейшем нагреве процессы схватывания и разрушения металлических перемычек между трущимися поверхностями приводят к стабилизации выделения тепла.
Для ряда изделий использование нагрева трением дает значительную экономию затрачиваемой энергии в сравнении с электрической контактной сваркой встык.
Ультразвуковые упругие колебания также могут создать возможность нагрева металла. При их введении создаются микроперемещения в сопрягаемых поверхностях, которые нагреваются как от трения, так и в результате сложного взаимодействия между соседними кристаллитами, сопровождающимися их перемещением, дроблением и образованием микротоков. Этих процессов достаточно для определенного нагрева тонкого слоя металла и его сваривания.
§ 19. СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ РАЗЛИЧНЫХ ИСТОЧНИКОВ ТЕПЛА ДЛЯ СВАРКИ ПЛАВЛЕНИЕМ
Различные источники сварочного тепла характеризуются некоторыми особенностями, которые определяют эффективность их применения, технологическую гибкость использования для тех или иных сварочных операций.
Так, по степени локализации ввода тепла в свариваемое изделие (в пятно нагрева) различные источники тепла значительно отличаются друг от друга. Характер распределения удельного теплового потока, а при использовании некоторых сварочных источников тепла при одинаковом тепловложении в изделие показан на рис. Ш.ЗО. Наибольшая локализация ввода тепла может быть создана при нагреве свариваемого изделия лазером 5 и электронным лучом 4. Дуга плавящимся электродом 3 (особенно под флюсом) является также достаточно высоколокализованным источником тепла. Несколько меньшая локализация ввода тепла характерна для нагрева дугой косвенного действия 2, даже при ее обжатии плазмотроном. Наименее локализованно вводится тепло в свариваемое изделие газосва
116
рочным пламенем 1. Ввод тепла осуществляется по большой площади (мало локализовано) и при электрошлаковом источнике тепла.
Весьма важными являются и максимальная мощность сварочного источника, максимальный эффективный тепловвод в центре пятна нагрева, а также к. п. д, использования мощности для нагрева изделия.
Рис. III.30
Сопоставление предельных размеров пятна нагрева (d0), максимального тепловвода в пятно нагрева (<?тах) и практически применяемой мощности тех же источников тепла, что на рис. III.30, по данным Н. Н. Рыкалина, показано на рис. III.31.
Наибольшая максимальная мощность практически достигнута при электрошлаковой сварке 2 (~250 кВт) и электродуговой 3 (~ 100 кВт). Хорошим диапазоном мощностей (примерно от 1 Вт до 50 кВт) характеризуются электроннолучевые сварочные установки 4. Несколько меньшая максимальная мощность (~30 кВт) тока достигается в установке для сварки лазером 5. Максимальная мощность практически применяемого газосварочного пламени 1 ограничивается ~10 кВт.
По полезному использованию мощности источника энергии (по эффективному вводу тепла в свариваемое изделие) наиболее высоким значением к. п. д. характеризуются электронный луч, сварочная дуга, а при металле большой толщины — электрошлаковый источник сварочного тепла. Значительно менее эффективно использование мощности лазера и газосварочного пламени.
Важной характеристикой сварочных источников тепла является их технологическая гибкость, маневренность. Некоторые источники
117
chipmaker.ru
сварочного тепла не могут обеспечить нагрева металла без его расплавления даже в тех случаях, когда это было бы полезно, например при наплавке специальных сплавов. Так, электрическая дуга ‘при плавящемся электроде нагрев металла всегда сопровождает плавлением. В этом случае отделить нагрев от плавления не удается. Труднее, но возможно, осуществлять нагрев без расплавления металла дугой при неплавящемся электроде. Обычно в этом случае
приходится ограничивать тепловую мощность дуги, а следовательно, и производительность нагрева.
Газосварочное пламя, в частности ацетилено-кислородное, легко может обеспечить прогрев 'металла без его расплавления регулированием не только мощности, но и расстояния от горелки до нагреваемого металла.
Процесс нагрева без расплавления позволяет осуществлять и электронный луч посредством его расфокусировки, т. е. посредством бомбардировки большей площади лучом такой же мощности. Однако электронный луч требует приме-
нения специальных камер, в которых должен быть создан соответствующий вакуум. Манипулирование воздействием источника тепла в этом случае должно осуществ-
ляться на расстоянии, дистанционно. Это приводит к усложнению нагрева и сварки изделий больших размеров. Кроме того, применение высоких напряжений приводит к излучению вне камеры жестких лучей типа рентгеновских. Облучение рабочего персонала такими лучами при соответствующей длительности и интенсивности является недопустимым. Поэтому без утолщения стенок камер в целях обеспечения радиационной защиты рекомендуется ограничивать верхние значения напряжения. При более высоких напряжениях конструкция камеры должна учитывать и радиационную защиту. В Советском Союзе электронные установки для сварки обычно применяют с напряжением до ~ 40 000 В.
Электрошлаковый источник тепла не может обеспечить ввода
в свариваемое изделие небольшой тепловой мощности. Для обеспечения необходимой электропроводности расплавленного шлака его количество должно быть достаточно значительным; для поддержания такого количества шлака в расплавленном состоянии вводимая электрическая мощность должна быть достаточно большой, а следова-
тельно, и изделия, подвергающиеся электрошлаковой сварке, не могут быть небольшими.
В связи с комплексом рассмотренных характеристик источников тепла более удобными для изготовления разнообразных сварных конструкций являются электрическая дуга и в меньшей степени
118
газосварочное пламя. Менее универсальными являются другие источники тепла, хотя каждый из них' в специфических условиях может оказаться наиболее целесообразным для использования при изготовлении тех или иных сварных изделий.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Изложите общие требования к сварочным источникам тепла.
2.	Как определяется термический к. п. д. нагрева горючими газами? Какие процессы определяют неполную отдачу тепла при контактировании пламени с нагреваемым металлом?
3.	Как происходит горение водорода и какова температура водородно-кислородного пламени?
4.	Изложите схему горения углеводородов. Дайте сравнительную характеристику различных углеводородов применительно к их использованию для газопламенного нагрева.
5.	Каковы особенности строения и температуры ацетилено-кислородного пламени различной регулировки?
6.	Каковы основные закономерности механического воздействия плащрни на свариваемый металл?
7.	Какие условия определяют возможность горения электрической дуги?
8.	Какие известны виды ионизации газов?
9.	Каковы основные закономерности ионизации газов и газовых смесей?
10.	Что такое эмиссия электронов? Какие процессы протекают в дуге вблизи катода?	»
11	Как распределяется падение напряжения в дуге? Каковы вольтамперные статические характеристики дуги?
12.	Перечислите основные составляющие балансы энергии на катоде, в столбе дуги и на аноде.
13.	Какие температуры характерны для сварочной дуги?
14.	Какой характер механического действия сварочной дуги на металл?
15.	В чем Заключается магнитное дутье в дуге?
16.	Как изменяется электрическое сопротивление при сварке в результате протекания сварочного тока?
17.	Что такое сопротивление контакта? Как изменяется это сопротивление в процессе контактной сварки?
18.	В чем заключается различие сварочных источников тепла при электрической контактной стыковой сварке сопротивлением и оплавлением?
19.	Что представляет собой электрошлаковый источник тепла? Чем определяется сопротивление расплавленного шлака протеканию электрического тока?
20.	Дайте характеристику электронного луча как сварочного источника тепла-
21.	Что такое плазма дуги у. как ее используют в качестве источника тепла?
22.	Дайте характеристику сварочных источников тепла для сварки трением и ультразвуком.
23.	Произведите сравнение различных источников сварочного тепла по локальности нагрева.
24.	Чем отличаются различные сварочные источники тепла для сварки плав*, лением по их технологическим характеристикам?
chipmaker.ru
Chipmaker.ru
ГЛАВА IV. НАГРЕВ МЕТАЛЛА
СВАРОЧНЫМИ ИСТОЧНИКАМИ ТЕПЛА
§ 20. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ И ОСНОВЫ
ТЕПЛОВЫХ РАСЧЕТОВ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К УСЛОВИЯМ СВАРКИ
Как было показано в гл. 1, все основные виды сварки выполняют при местном нагреве свариваемого изделия сварочными источниками тепла. От температурного состояния объемов металла в месте сварки и распределения температур в свариваемом изделии в определенной степени зависит качество сварных соединений — прочность, пластичность, ударная вязкость металла шва и прилегающих к месту сварки участков металла, а в ряде случаев также и другие особые свойства металла (сопротивляемость коррозии, жаропрочность и др.). Неправильный (не оптимальный для конкретного металла, сплава) режим нагрева и охлаждения изделия в условиях сварки может привести к появлению различных пороков сварных соединений — трещин, непроваров, подрезов, а также к повышенным деформациям и напряжениям в сварном изделии. Тепловое состояние и тепловые процессы при сварке в значительной степени определяют и такие характеристики, как производительность и техникоэкономическую эффективность сварки. Таким образом, ряд основных процессов, сопровождающих выполнение сварки, связаны с тепловым состоянием металла на различных стадиях получения сварных соединений.
Температурное состояние металла при сварке является неравномерным и может изменяться в различных объемах в весьма широком диапазоне — от нормальных температур (10—30° С в обычных условиях и даже -—30 или —40° С при сварке на морозе) до весьма высоких, сопоставимых с температурой кипения металла (для железа ~3000°С). В этом диапазоне температур происходит ряд превращений в металле, в частности его плавление с последующим затвердеванием, физико-химическое взаимодействие металла с окружающей средой, металлургическая переработка участвующих в процессе материалов и пр. Непрерывное и достаточно быстрое изменение температур, характерное для сварочных условий, создает ряд специфических особенностей, затрудняющих изучение как самих этих процессов, так и их влияния на различных этапах процесса сваривания на конечные свойства сварных соединений. Чисто эксперимен-
те
тальное изучение всех этих процессов для разнообразных случаев сварки чрезвычайно трудоемко и практически неосуществимо. Поэтому для понимания тепловых процессов при сварке и управления ими необходимо знать общие, хотя бы приближенные представления о законах нагревания и охлаждения металла сварочными источниками.
В течение ряда лет многими исследователями экспериментально и теоретически изучались тепловые процессы при сварке, которые в настоящее время можно представить как тепловые основы сварки, являющиеся частью теоретических основ сварки. В разработке тепловых основ сварки и тепловых расчетов при сварке, используемых в настоящее время, основная роль принадлежит советским ученым, в первую очередь акад. Н. Н. Рыкалину.
Для тепловых расчетов, расчетных методов определения температурных полей, скоростей нагрева и охлаждения необходимо иметь представление об основных теплофизических величинах и процессах теплообмена.
Количество тепла, содержащееся в данном теле или выделяемое источником тепла, измеряется в'калориях (кал) или джоулях (Дж). Тепло q, выделяемое источником, часто характеризуют в кал/с (Дж/с).
Повышение температуры тела АТ при поступлении в него тепла Q определяется из следующей зависимости:
Q=mcAT,	(IV. 1)
где т — масса тела, г (кг); е — удельная теплоемкость тела, кал /(г -°C) или Дж/(кг-°С).
Удельная теплоемкость различных веществ неодинакова. Кроме того, она зависит от температуры c=f(T). Например, зависимость величины удельной теплоемкости технически чистого железа от температуры показана на рис. IV.1. В связи со сложной зависимостью c=f(T) для упрощения в технических расчетах часто применяют средние значения удельной теплоемкости в интересующем интервале температур.
В тепловых расчетах часто используют также понятие объемной теплоемкости [т. е. количества тепла, необходимого для нагрева единицы объема на 1°С — кал/(см3-° С)], получаемой произведением ср, где р — плотность вещества, г/см3. Характер зависимости ср от температуры для твердых тел мало отличается от зависимости с== =/(Т).
При различных фазовых превращениях (например, при перестройке решетки в твердых металлах, плавлении или конденсации) изменение количества тепла в теле не сопровождается изменением температуры. Для таких превращений понятие теплоемкости теряет физический смысл. Поэтому общее количество тепла, содержащегося в теле (например, в единице его массы или объема) при какой-то температуре, оценивают удельной энтальпией hm или hy соответственно в кал/г, кал/см3 (или Дж/кг, кДж/м3).
121
chipmaker.ru
Изменение удельной энтальпии й, например технически чистого железа, при температуре плавления в жидком состоянии оценивается формулой
768	906	J401
^mFe(IS271= J cidT+Qieg+ ( c2dT+Q906+ J c3dT-\-'	'	0	768	906
1527
+ Q1401+ j C4^T’+QlS27>	(IV.2)
1401
где q, q, c3 и ct — средние значения удельных теплоемкостей в соответствующих интервалах температур; Q,6g — тепловой эффект превращения железа в .точке Кюри (768° С); Qeo6 — тепловой эффект
Рис. IV.1
фазового превращения Fea->FeT; Q1W1 — тепловой эффект превращения Fev->Fe6; Qi527*—тепловой эффект превращения твердого железа в жидкое (скрытая теплота плавления железа). Изменение удельной энтальпии hm железа в зависимости от температуры также показано на рис. IV. 1.
Среднее значение удельной теплоемкости твердого железа от 0°С до температуры плавления 1527° С может быть получено из зависимости:
Со — 1527=Лт1527/1527=260/1527^0,17 кал/(г-°С).
* В настоящее время для очень чистого железа считают Тпл—1540° С, однако для технически чистого железа эта температура ниже. Здесь и далее в некоторых расчетах оиа принята 1527° С.
122
Следует обратить внимание, что скрытая теплота плавления железа, равная примерно 65 кал/г (0,272 МДж/кг), составляет около 20% от удельной энтальпии расплавленного железа при температуре плавления (—325 кал/г или ~1,36 МДж/кг).
Температурным полем называют совокупность значений температуры в данный момент во всех точках пространства (тела). Температурное поле удобно характеризовать изотермами. Изотермические поверхности являются геометрическими местами точек тела, имеющими одинаковую температуру. Геометрические места точек пересечения изотермической поверхности с какой-либо поверхностью являются изотермой (рис. IV.2). В частном случае нагрева'металлического листа каким-либо неподвижным сосредоточенным сварочным источником тепла (дугой, газовым пламенем, электронным лучом) изотермы на наружной поверхности представляются окружностями.
Температурное поле можно описывать уравнениями, отнесенными к определенной системе пространственных координат,
=Т (х, у. z) или к цилиндрической Т—Т (г, <p, z). Уравнения температурного поля, изменяющегося во времени t, например для прямоугольной системы координат, в. общем случае изображаются Т<=Т(х, у, г, t). При перемещении в поле по заданному направлению хх (рис. IV.2) температура непрерывно изменяется. Среднее изменение температуры между двумя изотермами равно (7\ — где (7\ — 7\) — разность температур рассматриваемых изотерм, Дх— расстояние между этими изотермами по направление хх. Уменьшая величину Дх в пределе, получаем
lim (Tt - Т2/Дх)д^0=дТ/дх.	' (I V.3)
Величина дТ(дх носит название градиента температуры по данному направлению. Очевидно, что градиент по касательной к изотерме (вдоль по изотерме) равен нулю. Максимальное значение имеет градиент по нормали к изотерме dT/dN.
Градиент температуры в данной точке есть вектор, совпадающий с направлением наибольшего изменения температуры, нормальным к изотермической поверхности. Положительный градиент соответствует возрастанию температуры.
При неравномерном температурном поле пространства (тела) происходит выравнивание температуры в связи с передачей тепла от
123
chipmaker.ru
участков объема (поверхности) с более высокой "Температурой соседним объемам с меньшей температурой.
В общем случае передача тепла может осуществляться посредством теплопроводности, конвекции, радиации (лучистой энергии).
Для передачи тепла в твердых телах характерным является процесс, определяемый теплопроводностью. В жидкостях и газообразных средах большую роль играют конвекция и передача лучистой энергии. Конвекция и лучистая энергия определяют и про-
цесс передачи тепла от поверхности твердого тела в контактирующую с ней газовую фазу.
Теплопроводность характеризуется передачей тепловой энергии движением частиц от одного слоя к другому, непосредственно к нему примыкающему. Чем резче изменяется температура по заданному направлению (чем больше градиент температуры), тем большее количество тепла протекает в этом направлении. Количество тепла dQ, протекающее вследствие теплопроводности за время dt через элемент dF изотермической поверхности, пропорционально падению температуры (dT]dN) по направлению нормали к этой поверхности, площади dF и времени dt:
dQ=b(—dT/dN) dF-dt,	(IV.4)
где А— множитель пропорциональности, называемый коэффициентом теплопроводности; А— обычно измеряется в кал/(см-с-°С) или Вт/(м-К); 1 кал/(см-с-°С)=418,7 Вт/(м-К).
Удельный тепловой поток q(x, у, г, t) через данную поверхность, в данной точке (х, у, г), в данный момент t является пределом отношения AQ к &F и А/ при их бесконечном уменьшении:
<7 = lirn [AQ/(AF At)]Kl.^0=dQ/(dFdt).	(IV.5)
bt—O
124
Подставив значение dQ из уравнения (IV.4), получим закон теплопроводности Фурье:
q=—K(dT/dN).	(IV.6)
Максимальный удельный тепловой поток пропорционален нормальному градиенту температур. Коэффициентом Л характеризуется способность тела проводить тепло.
Коэффициент теплопроводности металла зависит от его химического состава, структуры и температуры. Значения X различных металлов и сталей в зависимости от температуры приведены на рис. IV.3, а, б.
Значения А для различных марок стали при температурах ниже 800° С отличаются довольно сильно, а выше 800° С стали имеют примерно постоянную величину X в пределах 0,06—0,08 кал/(см-с-°С) или 25—3313 Вт/(м-К) [рис. IV.3, б, где 1 — электролитическое железо; 2 — кизкоуглеродистая сталь (0,1% С); 3 — углеродистая сталь (0,45% С; 0,08% Si; 0,07% Мп); 4 — хромистая сталь (0,1% С; 0,4% Мп; —5% Сг); 5 — высокоуглеродистая хромистая сталь (1,5% С; 0,4% Si; 0,4% Мп; 13% Сг); 6 — аустенитная хромоникелевая сталь (0,15% С; 8% Ni, Г7,8% Сг)].
При конвективном теплообмене тепло переносится движущимися частицами жидкости и газа, в частности, вследствие неодинаковой плотности различно нагретых зон.
Если в жидкость с температурой То поместить твердое тело с более высокой температурой 7’1, то в результате повышения температуры частиц жидкости, омывающей нагретые поверхности твердого тела, и понижения плотности они будут подыматься вверх, а более холодные объемы жидкости опускаться и вступать в контакт с нагретым твердым телом. Такой естественный (свободный) конвективный ток способствует выравниванию температуры. Он может быть усилен вынужденными перемещениями жидкости (например, механическим ее перемешиванием, в условиях сварки движением жидкости в ванне, дутьем дуги, механическим воздействием пламени и т. д.).
Удельный поток конвективной теплоотдачи твердого тела жидкости или газа (qK в кал/(см2-с) или Вт/м2) обычно выражают правилом Ньютона:
9к=ак(Г-Т0),	(IV.7)
где ак — коэффициент конвективной теплоотдачи, кал/(см2 • с • ° С) или Вт/(м2-К).
Этот коэффициент зависит от формы и размеров поверхности, отдающей тепло (шар, цилиндр, пластина), и от ее положения в пространстве (вертикального, горизонтального, наклонного); от физических свойств теплоотдающей поверхности; от свойств окружающей среды (ее плотности, теплопроводности и вязкости), в свою очередь зависящих от температуры; от разности температур (Т — То).
Обычно значение ак выражают эмпирическими зависимостями.
.125
chipmaker.ru
Тепловое излучение (радиация) свойственно всем нагретым телам. Тепловые колебания молекул вызывают электромагнитные волны, распространяющиеся в пространстве. В прозрачных
поверхности простейшим соотношением,
средах это излучение проходит насквозь, а в непрозрачных поглощается, превращаясь снова в тепло.
Удельный поток излучения qr [кал/(см2-с) или Вт/м2] тела, нагретого до температуры Т (°C) через его поверхность, согласно закону Стефана — Больцмана пропорционален четвертой степени абсолютной температуры поверхности этого тела
qr=C(T+273m\ (IV.8)
где С — коэффициент излучения, зависящий от состояния поверхности тела. Для абсолютно черного тела (т. е. поглощающего все падающее на него излучение) Со= 1,378 х X 1О-4 кал/(см2 • с х К4)= =5,76 Вт/(м2-К4). Для серых тел С—еС0, где е — коэффициент черноты. Для полированных металлических поверхностей е = =0,2 — 0,4; для окисленных и шероховатых — от 0,6 до 0,95; для металлов при температурах, близких к температуре плавления, от 0,9 до 0,95.
Для расчета нагрева и охлаждения тел удобно связать поток лучистого теплообмена qr с перепадом температур Т — То у подобным (IV.7)
Чг=аг(Т — То),
(IV.9)
126
где ar — коэффициент лучистого теплообмена в кал/(см2-с-° С) [Вт/(м2-К)]. Значение аг весьма сильно зависит от температуры.
Полная теплоотдача поверхности нагретого твердого тела, омываемого жидкостью или газом, определяется наложением процессов конвективного и лучистого теплообменов. Удельный поток в этом случае равен сумме удельных потоков конвективного и лучистого теплообмена
? = ?к+?,=(ак + аг)(Г-70)=а(Т-7’0), .	(IV.10)
где а — коэффициент полной поверхностной теплоотдачи в кал/(см2-с-°С) [Вт/(м2-К)].	. -
Зависимость аг и а от температуры при е=0,9 для вертикальных листов в спокойном воздухе показана на рис. IV.4. При относительно невысоких температурах (до 200—300° С) в общем теплоотводе значительную роль играет конвекция, а при больших температурах основной теплоотвод определяется лучистым теплообменом.
Как указывалось’ выше, в общем случае изменяющееся в теле температурное поле может быть представлено зависимостью Т — — Т (х, у, z, t). Конкретные расчетные уравнения могут иметь разнообразные формы в зависимости от характера температурного поля и его изменения во времени. Исходным общим уравнением, из которого могут быть получены различные частные решения, является дифференциальное уравнение теплопроводности, которое выводится из рассмотрения теплового баланса элементарного объема, находящегося в условиях непрерывного распространения тепла.
Выделим в теле элементарный объем в виде параллелепипеда со сторонами dx, dy, dz вблизи точки А (рис. IV.5). В объем dx-dy-dz поступает тепло от более нагретых частей тела и из него уходит тепло в менее нагретые. Если отдается тепла меньше, чем поступает, то температура рассматриваемого объема повышается.
Подвод тепла к рассматриваемому объему и его отдача в общем случае может происходить через любые грани в направлениях хх, уу, гг. Поэтому тепловые потоки для оценки теплового баланса необходимо рассмотреть по всем трем координатным направлениям. Если по ребру AAt температура изменяется в зависимости от х, т. е. Т=Т(х), где 7’(х) — мгновенное распределение температур на оси, параллельной Ох, то градиенты температуры в точках А и At являются различными, а следовательно, и удельные тепловые потоки тепла, притекающего к грани х и отводимого от грани x~l~dx, различны. Будем считать, что соответствующими тепловыми потоками являются qx и qx+dx и что поток qx+dx равен qx плюс приращение (или уменьшение) потока dqx.
Тогда qx+dx=qx+dqx или
Qx+dx~ qx=dqx=(dqx/dx)dx. I.	(IV.ll)
Изменение количества тепла dQx в выделенном объеме dxdydz ва время dt-
dQx=qxdydzdt — qx+dxdydzdt—-^dqxdydzdt=—^dxdydzdt.
127
chipmaker.ru
Рассуждая аналогично в отношении тепловых потоков по координатным направлениям уу и zz, находим общее накопление тепла в объеме dxdydz:
dQx=— — dxdydzdt,
dQ =— — dxdydzdt, y dy
dQz= — — dxdydzdt ________dz_______ dQ = —(dxdydzdt \ dx dy dz)
(IV. 12)
Представив в соответствии с законом Фурье значение теплового потока через коэффициент теплопроводности и градиент температуры, получаем
—Х,г —Я dxdydzdt. dz ) J
(IV. 13)
Если принять, что коэффициенты теплопроводности по различным направлениям одинаковы (тело изотропное), т. ё. Х,х=Ху=Хг=Х, и вынести X за знак дифференциала, тогда уравнение (IV.13) примет вид
dQ=k(—+— +—\ dxdydzdt.	(IV.14)
\dx2 dy2 dz2 )-
Это количество тепла повысит температуру рассматриваемого объема dxdydz на величину dT=(dT!dt)dt. Поэтому dQ можно выразить через объем, объемную теплоемкость и приращение температуры:
dQ=dxdydzcp (дТ/df)dt.	(I V.15)
Приравняв правые части равенств (IV. 14) и (IV. 15) и сократив на
dxdydzdt, получим
, { д2Т , &Т , d2T\	дТ
\dx2 dy2 dz2)	dt
(IV. 16)
Сумму вторых частных производных функций Т (х, у, г, t) по осям х, у и z называют оператором Лапласа; для прямоугольной ^Т	д2Т д*Т
системы координат—г—]----1----=у? Т.
Эх2	dy2	dz2
Тогда
(dT/df)=(%/ср) V2T=av2^-	(IV. 17)
Положительное значение оператора Лапласа указывает, что тепло подводится к рассматриваемой точке, а отрицательное — тепло отводится.
Сложный параметр	называют коэффициентом тем-
пературопроводности (см2/с или м2/с). Так как X и с, а
128
в некоторой степени и р зависят от температуры, то и значение а в зависимости от температуры изменяется достаточно заметно.
Общее уравнение теплопроводности в ряде частных случаев можно упростить. Например, в пластине, в которой по толщине температурное поле может быть одинаковым и не зависит от г, плоский процесс распространения тепла выражается формулой
dT/dt-=a [(d277dx2)+(<3277dy2)].	(IV.18)
Этот случай достаточно близок к условиям сварки листов встык в один проход как тонких (газовой и дуговой сваркой), так и толстых (например, при электрошлаковой сварке).
В стержне температура может быть распределенной равномерно по поперечному сечению и тогда распространение тепла не зависит ни от у, ни от z, т. е. дТ/ду=О и дТ!дг=0. Распространение тепла описывается уравнением
дТ/dt=a(d2T/дх2).	(IV.19)
Такое допущение может быть принято при стыковой контактной сварке или при нагреве электрода дугой, горящей на одном из торцов.
При стационарном процессе распространения тепла каждый элемент получает столько же тепла, сколько отдает, температура остается постоянной, следовательно, T=const и dTjdt=G. Для такого стационарного процесса дифференциальное уравнение теплопроводности определяется тем, что оператор Лапласа равен нулю (\72Т=0). Тогда уравнение распространения тепла для стационарного плоского процесса будет (д2Т/дх2)+(д^Т/<?у2)=0, а для линейного d27'/dx2=0.
Хотя процесс распределения тепла в любой точке тела в каждый момент времени удовлетворяет дифференциальному уравнению теплопроводности (IV. 17), связывающему частные производные температуры по переменным координатам, для расчетов распространения тепла в различных случаях необходимо знать краевые условия: начальное распределение температуры в теле и условия теплообмена на границах тела.
Начальное распределение температуры задается вс всем объеме тела в определенный момент процесса £=0, принимаемый за начало отсчета времени,
Т (х, у, г, t)=T0(x, у, г).	(IV.20)
От исходного состояния и рассматривается последующий процесс распределения тепла.
Граничные условия выражают тепловое взаимодействие тела с окружающей средой. Неограниченное теплопроизводящее тело характерно тем, что во всем объеме процесс распространения тепла подчиняется уравнению теплопроводности. Никакие граничные поверхности не искажают тепловых потоков, поэтому, хотя таких тел в действительности не существует, для ряда тепловых расчетов оказывается удобным считать тело неограниченным: бесконечное тело (трех измерений), неограниченная пластина, неограниченный стержень.
129
chipmaker.ru
Условия, которые существуют или задаются на поверхностях ограниченного тела, как бы выделяют из бесконечного пространства (тела) область, в которой процесс распространения тепла определяется теплопроводностью. Граничные условия могут быть разнообразными Наиболее интересны граничные условия 1-го, 2-го и 3-го рода.
Условие 1-го рода: температура поверхности теплопроводящего тела задается в зависимости от поверхностных координат и времени Ts=Ts(x, У, z, t). Это условие требует, чтобы темпера
тура граничных точек равнялась заданной, как бы не была она распределена внутри тела.
Изотермическое граничное условие представляет частный случай условия 1-го рода. При этом принимают Т$ =const (например, при интенсивном омывании поверхности жидкостью с определенной температурой — рис. IV.6, а). Для расчетов удобно принимать эту температуру поверхности за начало отсчета температур 7'$=0 (рис. IV.6,6).
Условие 2-го рода: распределение удельного теплового потока через поверхность тела задается в зависимости от поверхностных координат и времени qs~qs(x, у, г, I). При этом кривая температуры на границе может иметь любую величину, но обязательно заданный градиент, в частном случае постоянный (рис. IV.6, в).
Адиабатическая граница представляет собой частный случай условия 2-го рода. При этом тепловой поток через границу равен нулю 9<5=О (рис. IV.6, г). Если теплообмен тела с окружающей средой незначителен в сравнении с тепловыми потоками внутри тела, границу его можно считать практически адиабатической.
Условие 3-го рода: теплообмен на границе задается условиями наличия среды заданной температуры. По правилу Ньютона удельный поток теплоотдачи qs=a(T—То). Удельный поток тепла.
130
подтекающий к граничной поверхности, ^s=—Простейшее условие 3-го рода получается при равенстве a(Ts—T0)= =—^^|s- условие характеризуется схемой, представленной на рис. IV.6, д.
В частном случае, когда температура окружающей среды постоянна (T0=const), для расчетов удобно принимать То=0. Тогда aTs = —h — I (рис. I V.6, е). dN |s	’
Изотермическое условие представляет предельный случай теплообмена на границе при а/Х->оо, т. е. когда коэффициент теплоотдачи настолько велик, а коэффициент теплопроводности настолько мал, что температура поверхности оказывается почти равной постоянной температуре окружающей среды.
Адиабатическое условие представляет другой предельный случай при а/Х->0, когда поток тепла через границу Приближается к нулю. Поверхность металлического изделия при непродолжительном контакте со спокойным воздухом может приниматься адиабатической.
Методы расчета задач теплопроводности разделяются на аналитические и численные. Из аналитических методов наиболее часто используют метод Фурье, операторный метод и метод источников. Для расчетов применительно к сварке наиболее простым является метод источников.
Существующие аналитические методы дают возможность получить решения только для процессов, описываемых линейными дифференциальными уравнениями при линейных граничных условиях. Это исключает возможность принятия теплофизических свойств зависимыми от температуры. Поэтому для тепловых расчетов применительно к сварке значения коэффициента теплопроводности X, объемной теплоемкости ср и коэффициента теплоотдачи а принимаются постоянными, не зависящими от температуры. Так же пренебрегают и теплотой фазовых превращений. Значения теплофизических величин X, ср и а берутся средними в рассматриваемом диапазоне температур, хотя это и приводит к определенным искажениям расчетных температурных полей по сравнению с реально существующими.
Значения теплофизических величин, принимаемые в расчетах применительно к сварке различных металлов и сплавов, приведены в табл. IV. 1.
§ 21. ОСНОВНЫЕ РАСЧЕТНЫЕ СХЕМЫ НАГРЕВА МЕТАЛЛА СВАРОЧНЫМИ ИСТОЧНИКАМИ ТЕПЛА
Хотя процессы распространения тепла в условиях сварки являются чрезвычайно сложными, для их решения в ряде случаев удается применять упрощенные методы, сводящие конкретную задачу к идеальным теоретическим схемам. Так как характер распространения тепла в теле сильно зависит от его формы и размеров, то
131
chipmaker.ru
для расчетов принимают следующие схемы нагреваемого тела (рис. IV.7).
1. Бесконечное тело — тело, которое имеет такую протяженность по осям хх, уу, гг, при которой его границы не влияют на характер теплового поля (рис. IV.7, а). Это понятие использу-
тело — тело, имеющее только одну со стороны которой действует источник
ется только для предварительных выводов.
2.	Полубесконечное граничную поверхность 2=0, тегита (рис. IV.7, б). Поток тепла в таком теле пространственный. Применительно к сварке такая схема может использоваться, например, при наплавке валика на поверхность массивного тела.
3.	Плоский слой — тело, ограниченное параллельными плоскостями 2=0 и 2=6 (рис. IV.7, в). Этой схеме отвечает лист средней толщины при больших длине и ширине. Тепловой поток в таком теле пространственный, но искаженный наличием граничных поверхностей.
4.	Пластина — это плоский слой такой толщины 6, в котором температуру по толщине можно считать выравненной (рис. IV.7, д).
Тепловой поток плоскостной. Эта схема применима при сварке со сквозным проплавлением на всю толщину и при разделительной кислородной резке.	4
5.	Стержень — тело с прямолинейной осью достаточной длины, чтобы концевые поверхности не влияли на распределение тепла (рис. IV.7, г). Тепловой поток является линейным.
Источники тепла, встречающиеся в практических случаях сварки, также разнообразны. Их схематизируют так:
а)	по признаку распределенности: сосредоточенные (точечный, линейный, плоский, объемный) и распределенные (по определенному закону ввода тепла в изделие) источники тепла;
б)	по времени действия: мгновенное и непрерывно действующее;
в)	по расположению относительно рассматриваемой точки во времени: неподвижные, подвижные, быстродвижущиеся источники тепла.
Фактически тепловой поток сварных источников тепла всегда распределен по нагреваемой поверхности или объему. Как указы-
133
chipmaker.ru	------ — --------
валось в гл. III, при поверхностном нагреве газосварочным пламенем или дугой распределение теплового потока по пятну нагрева приближенно описывается законом нормального распределения. При дуге, заглубленной в свариваемое изделие, распределенность теплового потока имеет сложный характер и опытных данных по такому его распределению очень мало. Распределенным в определенном объеме металла является и ввод тепла при различных видах сварки давлением, например контактной.
Учет распределенности ввода тепла от сварочных источников весьма затрудняет получение формул, удобных для расчетов. Поэтому применяют различные упрощенные схемы точечного, линейного, плоского и объемного источников тепла. Эти упрощения в непосред-венной близости от источников значительно искажают температурные поля, а на некотором расстоянии от него дают удовлетворяющую практике сходимость с реальными полями.
Некоторое упрощенное представление о возможности учета распределенности поверхностного нагрева дугой рассмотрено в § 26.
Точечный источник тепла — это такой источник, объем которого бесконечно мал и в пределе представляет собой точку. Например, при нагреве дугой все вводимое в изделие тепло считают в точке, геометрически расположенной в центре пятна нагрева.
Линейный источник тепла — это такой источник, у которого тепло равномерно распределено вдоль прямой: можно представить, что тепло в этом случае сконцентрировано в цилиндре с г->0.
Плоский источник тепла — это источник тепла, равномерно распределенный по некоторой плоскости, например поверхности контакта между свариваемыми элементами при стыковой контактной сварке.
Объемный источник тепла — источник, равномерно выделяющий тепло в некотором объеме, например при протекании тока в стержне (электроде при дуговой сварке и др.).
Мгновенный источник тепла —это источник, длительность действия которого стремится к нулю (принимается только для общей исходной схемы).
Непрерывно действующий источник тепла — это источник постоянной тепловой мощности, действующей непрерывно или достаточно длительно.
Неподвижный источник тепла — это неперемещающийся в теле (или по. телу) источник тепла постоянной мощности. Для основных способов сварки плавлением эта схема источника в расчетах имеет вспомогательное значение.
Подвижный источник тепла — это источник постоянной мощности, перемещающийся в теле или по поверхности тела прямолинейно с постоянной скоростью.
Быстродвижущийся источник тепла — это подвижный источник тепла, перемещающийся с такой скоростью, при которой распространением тепла перед источником можно пренебречь. Эта
134
схема более далека от реальной, но позволяет некоторые процессы рассчитывать по более простым формулам.
Выбор правильной схемы тела и источника тепла определяет возможность приближения расчета к реальным условиям в соответг ствующих конкретных случаях. Некоторые из рекомендованных расчетных схем для различных случаев расчета приведены в табл. IV.8.
Рассмотрим некоторые расчетные формулы для различных случаев тепловых процессов, имеющих отношение к тепловым расчетам при сварке. Некоторые из этих формул даются без выводов*.
Начнем с рассмотрения распространения тепла мгновенных источников, сосредоточенных в точке, линии или плоскости в телах различных принятых схем. Предположим, что в некоторой точке О бесконечного тела в течение короткого времени точечным источни-. ком внесено тепло Q (кал или Дж). Если считать, что границы тела не искажают теплового потока (они удалены в бесконечность) и в начальный момент времени температура тела То постоянна по всему объему и равна нулю, то уравнение теплопроводности примет вид:
-----~-e~m4al,	(IV.21)
ср (4 ла/)3'2
где Т(k,Z) — температура в °C рассматриваемой точки, находящейся на расстоянии /? в см от точки О через t с от момента внесения тепла (аГ=]/"х2 + y2+z2, где х, у и z— расстояния в см по координатным осям от рассматриваемой точки до точки О, являющейся началом координат); с — удельная теплоемкость тела, кал/(г-°С); р — плотность тела, г/см3; а — коэффициент температуропроводности, см2/с; е — основание натуральных логарифмов.
С увеличением и t температура точек падает.
Изотермы в теле представляют собой правильные шаровые поверхности с центром в точке О.
Если тело предположить полубесконечным с расположением точки О на поверхности (z=0) и эту поверхность считать не отдающей тепла в окружающую среду, то все тепло будет распространяться от точки О не по всем направлениям, а только как бы в одну половину бесконечного тела, рассмотренного выше. Каждая точка такого полубесконечного тела получит тепла вдвое больше, чем бесконечного. Тогда расчетная формула будет
Лд.п =-----<IV'22)
ср (4ла/)3'2
Для линейного источника, вводящего мгновенное тепло Q в пластину толщиной 6 см, при принятых условиях (граничные поверх-
* Более подробно эти формулы рассмотрены в работе Н. Н. Рыкалина «Расчеты тепловых процессов при сварке» М., Машгиз, 1951-
135
chipmaker.ru
нести z=0 и z=6 не пропускают тепло) решение дифференциального уравнения теплопроводности примет вид
Trt=-^-e-r^at	(IV.23)
ср4ла<
где г—расстояние рассматриваемой точки от источника тепла; в данном случае г=]/Лх2 + у2, так как тепловой поток плоский и от г не зависит.
В этом случае изотермы представляют собой цилиндры с общей осью г, проходящей перпендикулярно к поверхностям пластины через точку О.
Если в бесконечный стержень по одному из его сечений F плоским источником мгновенно введено тепло Q, то оно (при отсутствии отвода тепла через боковые поверхности в окружающую среду) распределится только по оси хх. Тогда уравнение имеет вид
cpFy 4ла(
(IV.24)
где х— координата рассматриваемого сечения от сечения, в которое вводилось тепло.
Изотермы в этом случае представляют собой плоскости, параллельные плоскости ввода тепла.
Следует отметить, что при принятых допущениях в месте действия источника тепла (т. е. соответственно когда /?=0; г=0; х=0) при /О температура является бесконечной.
Качественно можно рассмотреть изменение температуры в различных точках тела во времени на примере полубесконечного тела.
136
Пусть в теле с теплофизическими свойствами Х=0,1 кал/(см-с-°С)= =41,8 Вт/(м-К); ср=1 кал/(см3-°С)=4,18 МДж/м2; а=0,1 см2/с= = 1 -10—5 м2/с в точке О (рис. IV.8) введено мгновенным точечным источником тепло Q=500 кал (2090 Дж). Распределение температуры различных точек тела (характеризуемых расстоянием R и временем t), рассчитанное по формуле (IV.21), представлено кривыми на рис. IV.8, а и б. На рис. IV.8, в
показана схема действия точечного источника.
В зависимости от R в первый момент времени t—0 температура точки О совпадает с осью ординат и уходит в бесконечность. С течением времени (/=0; 5; 1; 2; 5 с) кривые становятся более пологими и температура выравнивается, стремясь к нулю (рис. IV.8, а).
Рассматривая изменение температуры различных точек во времени (см. рис. IV.8, б), видим, что в точке 0(/?=0) температура
Рис. IV.9
с увеличением времени t монотонно падает. У всех остальных точек (/? > 0) температура сперва повышается, достигает максимального значения, а затем снижается. Чем больше R, тем ниже Ттах и мо-
мент достижения этой максимальной температуры наступает позже. С увеличением времени температуры всех точек сближаются, стремясь к начальной (Т=0).
Для случаев линейного источника в пластине, и плоского в стержне характер изменения температуры в различных объемах качественно подобен рассмотренному для полубесконечного тела, но
скорость процесса распространения тепла различна.
Если рассматривать изменение температуры во времени только в месте приложения тепла (точка О в полубесконечном теле, ось 00' — в пластине, сечение х=0 в стержне), то можно установить, что значения экспонент в формулах (IV.22) и (IV.24) равны единице (в связи с тем, что R=r=x=0), и процесс определяется только первым членом правых частей уравнений. Тогда для полубесконечного тела (кривая 1 на рис. IV.9) То,/=Л//3/2 (где A—2Q/cp (4ла)3^2), для пластины (кривая 2) To,t=Blt и для стержня (кривая 3) То t=dtxl2, где величины В и С, аналогичные А, не зависящие от времени. Как следует из рис. IV.9, наиболее интенсивно тепло отводится полубесконечным телом и наименее интенсивно — стерж
нем.
Упрощенно в рассмотренных схемах можно учесть и поверхностную теплоотдачу в окружающую среду введением в правую часть формул (IV.22-s-IV.24) дополнительного сомножителя е~ь‘, где b — коэффициент температуроотдачи, зависящий от а — коэффициента теплоотдачи (см. § 20), объемной теплоемкости и формы тела.
Для реальных случаев распространения тепла при сварке в
137
chipmaker.ru
полубесконечных телах (например, при наплавке валика на массивное тело) поверхностная теплоотдача играет небольшую роль и ею можно пренебречь.
Для пластин, особенно тонких, эти потери могут играть существенную роль. В этом случае Ь=2а/(срё). Коэффициент 2 указывает на отдачу тепла в среду по двум поверхностям г=0 и г=ё. Для стержней b=ap/(cpF), где р — периметр стержня, см, a F— его поперечное сечение, см2. Тогда формулы (IV.23) и (IV.24) преобразуются и принимают вид: для пластины
Лг.о-	{4а‘ A	(IV.25)
ср4лйго для стержня
+ьА
;	~-----е	(IV.26)
epF V 4nat "
Такая теплоотдача ускоряет процессы охлаждения; на рис. IV.9 ее влияние для пластины и стержня показано линиями 2' и 3'.
Для условий сварки, особенно плавлением, основное значение имеют не мгновенные, а непрерывно действующие подвижные источ-
ники постоянной мощности. В этих условиях для получения уравнений процесса распространения тепла используют принцип наложения, позволяющий рассматривать температуру в любой точке как результат суммирования самостоятельного действия тепловых потоков различных мгновенных источников, произвольно расположенных в объеме тела. Для этого весь период действия непрерывно действующего источника разбивают на бесконечно малые элементы и рассматривают отдельные элементарные воздействия на теплопроводящее тело. В случае подвижного источника при рассмотрении теплового состояния какого-либо элементарного объема тела приходится учитывать и изменение расстояния от каждого мгновенного источника до рассматриваемого объема (точки).
138
Пусть по поверхности полу бесконечного тела с непропускающей тепло граничной плоскостью х0Оу0 движется прямолинейно с постоянной скоростью v точечный источник тепла постоянной мощности q. Начало Оо неподвижной (связанной с телом) системы координат совместим с положением источника в момент /=0 начала его действия. Ось ОдХд совместим с направлением движения источника; ось О„у0 расположим в граничной плоскости тела, а ось 0nz(l направим в глубь тела (рис. IV. 10). Через время t источник "будет находиться в точке О на расстоянии vt от точки Оо. Через точку О можно провести другую систему координат, подвижную Ох, Оу, Ог, не связанную с телом, а перемещающуюся вместе с источником. При этом ось Ох совпадает по направлению с осью О^, а оси Оу и Ог соответственно параллельны осям Ооу0 и Оого.
Выделим в объеме тела некоторую точку А (соответственно с координатами х0, у0, г„ в неподвижной и х, у, г в подвижной системах координат) и рассмотрим изменение ее температуры, вызванное совокупностью действия подвижного источника тепла за время его перемещения из точки Оо в точку О.
Пусть в какой-то момент времени t' после начала нагрева источник находится в точке О' с координатами (vt’, О, О). За бесконечно малый промежуток времени dt' находящийся в точке О' источник выделит тепло dQ=qdt. Это тепло за время перемещения источника в точку О, распространяясь в течение времени / — f, вызовет в точке А изменение температуры, которое обозначим dT (/'). Совокупность всех мгновенных источников на пути О0О при суммировании даст изменение температуры в точке А:
t
Tw=\dT(t'}.	(IV.27)
о
Изменение температуры dT (/') легко получить из формулы (IV.22), учитывая, что квадрат радиуса-вектора точки А (т. е. расстояние 071) в неподвижной системе координат R'2 = (О'Л)2 = =(хп—&Z')2-|-y24-Zy. Длительность действия источника t — t'. Подставив эти величины в формулу (IV.22), получим
Уо* г». О
= 2qdt' ср [4ла(/-П]3/2
ехр
(х0 —1>г')2+,Уо+2о1 4а (t — t') J
Просуммировав элементарное повышение температуры от всех мгновенных источников за время действия дуги от 0 до t
т	_ ( 2qdt'	Г (*о —^')2+>o+Zq'|
Jcp[4na(Z— l')]3^2 L 4a — t) J получим уравнение распространения тепла непрерывно действующего точечного источника, перемещающегося с постоянной скоростью v по полубесконечному телу. Уравнение отнесено к неподвижной системе координат.
139
chipmaker.ru
Решение упрощается, если его отнести к подвижной системе координат хуг, связанной с источником. При этом связь между координатами следующая: х==х0 — vt; у—уо; г—г0.
Введением переменной времени t"—t — t' и преобразованием подынтегральной функции получим уравнение процесса распространения тепла подвижного источника, отнесенное к подвижной системе координат,
t
rr	2q	/ vx\ Г dt" / v2t"
Tx,y,z.t=--------ч—т— exp - — ——exp----------------------—
ср (4ла)3^2	\ 2а / J / 3/2	\ 4а
R2 \
4аГ/:
(IV.28)
где R2 = x2 + у2 + г2 — квадрат пространственного радиуса-вектора точки А температурного поля
Интегралы подобного типа берутся не при всех значениях входящих в него параметров. Приведенный интеграл можно выразить» через изученные функции (см. § 22).
Аналогично, используя формулы (IV.23) и (IV124) для линейного и плоскостного мгновенных источников тепла соответственно в пластине и стержне, при учете теплоотдачи от поверхности можно получить уравнения распространения непрерывно действующего подвижного источника тепла, перемещающегося с постоянной скоростью v:
для линейного источника в пластине
где г2=х2+у2.
Для плоского источника в стержне
(IV.29)
(IV.30)
.Уравнения (IV.28)-=-(IV.3O) являются основой для ряда решений применительно к условиям сварки.
§ 22.	ТЕРМИЧЕСКИЕ РАСЧЕТЫ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К СВАРКЕ МАССИВНОГО ТЕЛА ТОЧЕЧНЫМ ИСТОЧНИКОМ ТЕПЛА
Если проследить за изменением температурного поля в свариваемом изделии при сварке сосредоточенным источником тепла (например, дугой или электронным лучом), то легко установить, что в начале его действия область повышенных температур меньше, затем она возрастает до определенных размеров. После прекращения действия такого источника (например, дуга погашена) охлаждение металла происходит интенсивнее, так как дополнительного ввода
140
тепла нет, а введенное тепло только распространяется в теле. В связи с этим следует различать три различные стадии:
1)	теплонасыщение, когда размеры связанной с источником нагретой зоны увеличиваются;
2)	предельное, или установившееся состояние, когда температурное поле, оставаясь одинаковым, перемещается вместе с источником тепла (квазистационарное температурное поле);
3)	выравнивание температуры, когда источник тепла перестает действовать.
Рассмотрим вначале предельное или установившееся состояние, характерное для сварки большей части длины достаточно протяженных швов. Как уже указывалось, в ряде случаев сварочный нагрев металла можно схематизировать в виде действия источника тепла на полубесконечном теле. Полагая в формуле (IV.28) /->-ео, получим предельное состояние для этого случая нагрева в виде уравнения в подвижной системе координат. Интеграл в этом уравнении в пределах от 0 до со приводится к известным. Конечная формула для температуры любой точки тела в любой момент времени в предельном состоянии будет:
Т(К, *) = ~Т77 е~(о12а} <х+Л)-	(IV.31)
В частном случае предельное состояние процесса нагрева массивного тела неподвижным непрерывно действующим источником постоянной мощностью q получим, подставив о=0. Тогда
Т(Ю=<7/(2пХ«).	(IV.32)
Температура при данной мощности источника q (по существу при сварке эффективной мощностью, обозначаемой </„) и определенном металле (X) зависит только от R. Зависимость T=f(R) является простой гиперболой. При заданном q температура на данном расстоянии Z? обратно пропорциональна коэффициенту теплопроводности X.
При" перемещении источника тепла по оси хх температура точек тела на этой оси позади источника (где значения х являются отрицательными) также не зависит от скорости его перемещения и равна температурам предельного состояния неподвижного источника. Действительно, в этом случае /?=—х и 7'(д)=<7/(2лХ7?).
На положительной полуоси х > 0; R=x и уравнение (IV.3I) имеет вид
7'^=^F^/a-	<IV33)
Так как e~v^a всегда меньше единицы, то чем быстрее движется источник тепла (увеличивается и) или чем меньше коэффициент температуропроводности а (зависит от металла), тем резче убывает температура впереди источника.
141
chipmaker.ru
Влияние скорости перемещения точечного источника тепла на характер распределения температур по оси хх полубесконечного тела представлено в виде примера на рис. IV. 11.
Распределение температур по оси уу, т. е. в направлении, перпендикулярном к оси движения источника (а также для полубесконечного тела по оси Oz), можно получить, полагая в уравнении (IV.31) х=0,
г<«>=тЪ^/2а- <IV-34>
Температура на данном расстоянии R по оси Оу равна температуре на том же расстоянии на отрицательной полуоси Ох, умноженной на коэффициент g—vR12a 1 Так- как е~vRiia > e—vRja убывание темпе-ратуры по осям Оу  и Oz происходит медленнее, чем на положительной полуоси Ох.
На основании приведенных формул имеется возможность рассчитать изменение температур во времени для любой точки тела, нагреваемого сосредоточенным подвижным источником.
Рассчитаем в качестве примера изменения во времени температуры точек, лежащих на оси хх (точки А с координатами у=0 и г=0), и точки Б в плоскости хОу с координатами у = 1 см иг=0 — рис. IV. 12. Все точки, одинаково расположенные по отношению к оси хх, при квазистационарном температурном поле испытывают одинаковый характер теплового воздействия, только смещенный во времени. Так, тот термический цикл, который получен точкой А, будет получен и любой другой точкой, лежащей на оси движения источника тепла.
Цикл, полученный точкой Б, будет также получен любой точкой, лежащей на принятом расстоянии у=1 см от оси хх (а также, и точками с /?' =]/^у2 + z2= 1 см).
Пусть на массивное тело из низкоуглеродистой стали (А = =0,1 кал/см-с-°С; а = 0,1 см2/с) осуществляется наплавка валика дуговой сваркой плавящимся электродом на постоянном токе режимом /св=400Л; 1/д=26 В; осв=7,2 м/ч=0,2 см/с. Тогда приняв К=1 и т]и=0,8, по формуле (III.52) получим <7=0,24/свЦд-0,8= =0,24-400-26-0,8=2000 кал/с (8370 Вт).
142
Подставим найденные величины в формулу (IV.31) и получим
Ти, Л=______________g-<o,2/2.o,i)	3180 р-гг-гк)
' ’	2-3,14-0,17?	/?
Для удобства результаты расчета сведем в табл. IV .2.
Полученные значения приведены на рис. IV. 13, а, причем по оси абсцисс кроме масштаба х дан и масштаб времени 1?=|х|/о с.
Таблица, IV.2
Расчетные значения температур некоторых характерных точек полубесконечного тела
х, см	у» см	Д. см	fx-f-ДД см	е-х+«	3180 R	Гд.<(. “С
1.0	0	1,0	2	0,135	31 800	430
0,5	0	0,5	1	0,368	6 360	2340
0	0	0	0	1	оо	ОО
—0,5	0	0,5	0	1	6 360	6360-
—1,0	0	1.0	0	1	3 180	3180
—2,0	0	2,0	ч; о	1	1 590	1590"
—4,0	0	4,0	0	1	795	795
—6,0	0	6,0	0	1	530	530
1,0	1,0	1,41	2,41	0,09	1 310	113
0,5	1.0	1,12	1,62	0,196	2 850	560
0	1,0	1,0	1,0	0,368	3 180	1170
—0,5	1,0	1,12	0,62	0,538	2 850	1530
—1,0	1,0	1,41	0,41	0,664	2 250	1495
—2,0	1,0	2,23	0,23	0,803	1 440	1160
—4,0	1,0	4,1	0,1	0,905	776	700
—6,0	1,0	6,06	0,06	0,942	525	493
Как следует из, табл. IV.2 и рис. I.V.13, а, на оси хх (у=0) максимальная температура получается под источником тепла (х=0), а для точек у—1 см максимальная температура ниже и достигается позже (при х — 0,5 см). Для более отдаленных точек этот характер сохраняется и при у2 > I см; соответствующие кривые T=f(t) имеют еще меньшую максимальную температуру и она достигается еще позже (х > — 0,5 см). Общий характер таких зависимостей показан на рис. IV.13, а штриховыми линиями.
Аналогично можно рассчитать и изохроны — линии температурного распределения в определенном поперечном сечении в различные моменты времени. Для того же примера рассчитаем изохроны для сечений, перпендикулярных к оси хх, при значениях х=1,0; — 1,0; —2,0 и —6,0 см, т. е. для сечений за 5 с до прохождения Дуги (—5,0 с), и через 5, 10 и 30 с после прохождения дуги Расчет сведен в табл. IV.3
На рис. IV. 13, б изображены соответствующие изохроны, отвечающие сечениям, связанным с временем прохождения источника
143
chipmaker.ru
тепла, как —5; 5; 10 и 30 с. Графически по этим кривым можно получить координаты у любой температуры при координатах х=1,0 и —1,0; —2,0 и —6,0 см в плоскости 2=0. В связи с тем что для плоскости на отрицательной полуоси Ох могут быть получены координаты точек для любой температуры (исходя из преобразования формулы (IV.32) в виде R=q/(2^.T), так как R=—х), то в
Рис. IV.13
плоскости хОу можно построить и температурное поле в виде изотерм. Например, изотерма 300° в сечении х=1,0 см имеет координату у«0,51 см, в сечении х== —1,0 см узоо«2,3 с; в сечении х=—2,0 см узоп~3,О см; в сечении х——6,0 см уЛОо«3,5 см, а при у30о=0 значение /?=2000/(2-3,14-0,1-300)= 10,6 см.
Соединив на рис IV.13, в в координатной сетке эти точки плавной кривой, получим вид в плане изотермы 300° С в рассчитанном температурном поле, отнесенном к поверхности нагреваемого полубесконечного тела. Так же построены и другие изотермы.
Изохроны на рис. IV.13, б позволяют провести и кривую максимальных температур, достигаемых на различных расстояниях у (или г) от оси хх. Эта огибающая штриховая линия указывает пре
144
дельные значения температур, достигаемых на различных расстояниях у, хотя и в различное время.
Соответственно на температурном поле в плане (рис. IV. 13, в), соединив штриховой линией точки изотерм, при которых касательная к ним параллельна оси хх, получим расположение кривой максимальных температур в плоскости хОу или во времени t. В области
Таблица IV.3
Расчет температур различных точек для построения изохрон
X» см	у. см	R, см	(x+R), см	е (x+R)	3180 R	т (R, t)
1,0	0	1,0	2,0	0,135	3180	430
1,0	0,5	1,12	2,12	0,117	2850	333
1,0	1,0	1,41	2,41	0,090	1310	118
1,0	2,0	2,23	3,23	0,040	985	39
—1,0	0	1,0	0	1,0	3180	3180
—1,0	1,0	1,41	0,41	0,664	2250	1495
—1,0	2,0	2,23	1,23	0,292	1440	420
—1,0	4,0	4,1	3,1	0,045	103	5
—2,0	0	2,0	0	1,0	1590	1590
—2,0	1,0	2,23	0,23	0,795	1440	1140
—2,0	2,0	2,81	0,81	0,445	1135	507
—2,0	4,0	4,45	2,45	0,086	715	62
—2,0	5,0	5,40	3,4	0,033	590	20
—6,0	0	6,0	0	1,0	530	530
—6,0	2,0	6,3	0,3	0,741	505	360
—6,0	4,0	7,18	1,18	0,307	445 •	135
—6,0	6,0	8,42	2,42	0,089	378	34
—6,0	7,0	9,15	3,15	0,043	348	16
/ перед этой кривой температура будет повышаться — это область нагрева, а в области II— внутри кривой—температура будет понижаться (область охлаждения).
В связи с тем что в полубесконечном поле изотермы представляют собой тела вращения, в любом поперечном сечении, перпендикулярном к оси хх, изотермы представляют собой полуокружности радиусом, равным координате у этой изотермы в плоскости г=0. Так, например, если взять произвольное сечение А А' (рис. IV. 13, в), в частном случае проходящее через точки с максимальным распространением температуры ~ 1500° С* по ширине (в этом сечении У = Укос max), то в поперечном сечении изотермы соответствуют рис. IV.13, г. Заштрихованная область внутри изотермы 1500°С представляет собой как бы область, где металл нагрет выше температуры плавления, т. е. расплавлен.
* В ряде примеров для простоты будем считать температуру плавления низкоуглеродистой стали равной 1500е С.
14S
chipmaker.ru
Возможен другой метод расчета температурных полей, также графо аналитическим способом, но в безразмерных параметрах. Представим, что ох/(2а)=а, а о/?/(2а)=р, где а и р — безразмерные величины. Так как а представляет собой величину, характеризующую измерения по оси хх, ар — радиуса-вектора, то между ними в полярных координатах существует связь a=pcos<p, где <р— угол между направлениями х и R. Тогда при подстановке R=2ap/v формула (IV.31) преобразуется в вид
Т=—е-pd+cosq»	(IV.35)
2л%2« р
ИЛИ
е-р (I+cos ф)	(1V.36)
(Д' р
Обозначив безразмерную величину левой части уравнения (IV.36) как некоторый безразмерный параметр температуры 0= =4лка77(до), получим равенство 0=—e~p<1 + cos<₽), представляющее
Р
собой связь между величинами 0, р и <р. Задаваясь постоянными значениями <р, можно построить графические зависимости 0=/(р). Такая номограмма для построения температурных полей предельного состояния полубесконечного тела показана на рис. IV. 14.
Для построения изотермы в плоскости хОу вычисляют 0= =4nkaT/(qv), проводят в номограмме горизонталь от этого значения и от мест ее пересечения с кривыми для различных <р находят на абсциссе соответствующие величины p = b/?/(2a), а следовательно, и R, т. е. радиусов-векторов под углами <р от точки нахождения точечного источника тепла.
В качестве примера построим изотерму 600° С для условий расчета, рассмотренного выше (^=2000 кал/е, Х=0,1 кал/(см-с-°С), о=0,1 см2/с; о=0,2 см/с). Определяем 0=4-3,14-0,1-0,1/(2000х X 0,2)600=0,1884. Проведя горизонталь в номограмме (см. рис. IV.14), получаем значения, сведенные в табл. IV.4, где R — 2ap/v = (2х х0,1/0,2)р=р.
Результаты расчета в виде изотермы 600° построены на рис.IV-15.
Сопоставление этой изотермы с изотермой на рис. IV. 13, в показывает, что принятый метод получения температурного поля посредством использования номограммы является достаточно точным.
В связи с тем что с развитием сварки возрастают мощности источников тепла и скорости их перемещения, представляет интерес рассмотрение температурных полей для предельного случая, когда о->оо; <7/a=const.
Процесс нагрева полубесконечного тела мощным быстродвижу-щимся источником тепла может быть представлен с учетом этого условия в выражении (IV.31).
При большой скорости движения источника тепло перед ним не распространяется. По оси хх сзади источника распространение тепла от скорости не зависит [(формула (IV.32)]. Поэтому тепло
446
практически распространяется в направлении, перпендикулярном к оси хх.
Выделив в полу бесконечном теле один из плоских слоев толщиной dx и предположив, что граничные поверхности M'K'L'N' и
Рис. IV.14
к мгновенному действию источника тепла в пластине. При 'Этом время действия источника тепла dt=dxlv, количество тепла, внесенное источником, dQ=(qlv)dx (рис. IV. 16). Переход от бесконечной пластины к ограниченной нагреваемой поверхностью приводит к необходимости удвоить количество тепла [см. например, формулы (IV.21) и (IV.22)], т. е. Q=2qdt. Если толщина пластины 6=dx= ~vdt, то удельный ввод тепла по толщине Q1=Q/6=2^/o. Квадрат радиуса-вектора в такой пластине ^=Уо+^. Подставив все эти значения в уравнение (IV.23), получим

о)/4а<- ? c-r2Jiat
2nkvt
(IV.37)
где t — время, отсчитываемое от момента, когда источник тепла пересек плоскость yaOzo, в которой находится рассматриваемая точка; у0 и г„ — неподвижные координаты рассматриваемой точки (они не отличаются от подвижных координат у и г); координата х заменена через v и t.
147
chipmaker.ru
Схема предельного состояния процесса распределения тепла при мощном быстродвижущемся (о->со) источнике тепла в полубесконеч-ном теле на плоскости z=0 показана на рис. IV. 17, а. По распределению температур по оси хх (например, рис. IV, б) все изотермы от 7=0 до 7=00 сходятся в точке 0, в которой действует источник тепла. Физически это конечно невозможно. Поэтому схема быстро-движущегося источника
совершенно не позволяет оценивать тепловые процессы источником и в заштрихованной на рис. IV. 17, в зоне, но позволяет проще и с относительно небольшой погрешностью определять температурные поля позади источника, в области охлаждения.
Применительно к рассматриваемой схеме можно аналитическим способом выразить связь
между координатами точек изотермы определенной (заданной) температуры. Это решение получено К. М. Гатовским. Заменив в формуле (IV.37) vt на [—х], получим выражение	х>‘
Заменив направление оси хх на обратное и решив это уравнение относительно г, получим 14ах /, — In V \
тепла
перед
Таблица IV.4
Результаты вычисления координат точек 7’=600°С
<₽°	0	60	90	120	160	170	180
р	0.88	1,05	1,35	2,0	3,3	4,5	5,3
R, см	0.88	1,05	1,35	2,0	3,3	4,5	5,3
172
(IV.38а)
—-------1пх
2лХ7' 0	,
где То — любая заданная конкретная температура.
Продифференцировав и приравняв производную нулю, получим абсциссу максимальной ширины изотермической поверхности с температурой То, хтах=[1/(2ле)]х х|1/(Х7п)]9 и максимальный радиус изотерми-ческой поверхности rmaX— =/ [2/(ле)][1/(СрТ0)](<7/ц).
Для быстродвижуще-гося источника по полубе-сконечному телу также просто определяются значения г — расстояния от источника тепла до точки с заданной температурой Т„ в данной плоскости.
Из формулы (IV.37)
—[ r2/(4at)]\ge=\g2nkvtT0/q, откуда гх = ]/’(—4at/\ge)\g(2nkvtT0/q). Задаваясь значениями t = x/vt определяющими заданное сечение.
— I (4ai)
следует е х — 2nKvtTJq или
позади быстродвижущегося источника тепла, можно вычислить значения г0(а следовательно, у при z=0 или z при у=0) для любой принятой температуры.
Рис. IV. 16
Для вычисления г0 максимального распространения какой-то заданной температуры необходимо найти производную температуру по времени и приравнять ее нулю. Прологарифмировав выражение
100 2Ц0 300 500 1000°С
Рис. IV. 17
(IV.37), получим In Т (1) = In [<7/(2лХо)] — In t — r2/(4atz). Последующее Дифференцирование, учитывая, что первый член правой части
148
149
chipmaker.ru
уравнения в логарифмическом виде не зависит от времени, дает -i- х
X——L	, Л (,_2-11 Отсюда скорость изменения
dt	t bat2 t \ bat /
(2	\
— — 1).
4at	)
Случаи, когда T=0 или /=со, превращающие правую часть выражения производной дТ (t)/dt в нуль, интереса не представляют (они отвечают конечному состоянию процесса, когда температура полностью выравнялась и равна нулю). Тогда остается случай —----1=0, который и отвечает моменту / х, когда изотерма дости-
Aat гает своей максимальной величины. Отсюда
^ах=гх/(4а) или г2=— (4а/о) •Хщах’
(IV.39)
так как vt№m=x max-
Максимальная температура в точке, определяемой гя, очевидно, равна температуре в момент /тах. Подставив значение t~tmax в формулу (IV.37), получим Лпах /тах) = [#-4а/(2лХаг*)}е-1, а заменив а = К/(ср) и е-1 = 1/е = 0,368, получим выражение Tmax(r^ =
Приведенные решения позволяют выполнять ряд расчетов применительно к получению температурных. полей при сварке массивных изделий, при источнике, нагревающем их с поверхности.
§ 23. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ поля в пластине при ее ПРОПЛАВЛЕНИИ НА ВСЮ ТОЛЩИНУ
Так же как и при нагреве точечным источником тепла полубес-конечного тела, рассмотрим квазистационарное температурное поле для случая нагрева пластины толщиной б линейным источником тепла, расположенным по оси г и равномерно распределенным по толщине.
Проинтегрировав уравнение (IV.29) в пределах 0 и оо и произведя необходимые замены, получим формулу температуры для предельного состояния нагрева пластины непрерывно действующим подвижным линейным источником тепла
Лг.х,—-%^vri'2a^	|/~+-) >	V.40)
2лд0	\ 1 4аг а /
где г —плоский радиус-вектор элемента подвижного поля, т. е. расстояние данной точки от мгновенного положения источника тепла; [г гг/(4а2)+£/п ] == Ло (L0— функция Бесселя от мнимого аргумента второго ряда нулевого порядка. Значения такой функции табулированы по значениям, U.
150
Изотермы температурного поля по толщине пластины не меняются.
Пример рассчитанного температурного поля предельного состояния при сварке встык со сквозным проплавлением для режима 6=1 см; 9=1000 кал/с (4187 Вт); Х=0,1 кал/(см-с-°С); о=0,1 см2/с; 6=28-10-1 кал/(см2-с-°С) показан на рис. IV. 18, где: а — схема
Рис. IV. 18
координатных осей; б — распределение температуры в плоскостях y=const, параллельных плоскости хОу; в —изотермы на поверхности хОу и кривая максимальных температур (штриховая); г — распределение температуры в поперечных плоскостях x=const.
Процесс распространения тепла при линейном источнике в пластине отличается от процесса при точечном источнике в полубеско-нечном теле только количественно.
В предельном случае нагрева неподвижным источником, приняв в уравнении (IV.40) скорость р=»0, получим
Т(и=;(9/2л%6)К0(г]ЛьМ)	(W .41)
Согласно формуле (IV.41) температура , зависит только от радиуса-вектора г. Изотермические поверхности являются цилиндрами с осью, совпадающей с источником тепла. С удалением от источника температура убывает в соответствии с изменением функции 7<о(17), стремясь к нулю при г-»-оо.
Распределение температуры в пластине при подвижном источнике тепла характеризуется вытянутыми изотермами. Распределение
151
температур в пластине, в отличие от полубесконечного тела, на отрицательной полуоси Ох зависит от скорости v перемещения источника.
Общий характер влияния теплофизических свойств нагреваемого металла при одинаковой мощности (<7=1000 кал/с) скорости перемещения (о=0,2 см/с) источника тепла и толщины (6=1 см) нагреваемой пластины показан на рис. IV. 19, а — г. Сравнивая температурные поля в низкоуглеродистой и хромоникелевой сталях (рис. IV. 19, а, б), имеющих практически одинаковую объемную теплоемкость [—1,15 кал/(см3°С)], но различную теплопроводность [соответственно 0,09 и 0,06 кал/(см • с • °C)], можно отметить, что при более низком коэффициенте теплопроводности область высоких температур (например, Т = 600°С), заштрихованная на рис. IV.19, оказывается более широкой и длинной. Отсюда следует, что, например, для получения определенной зоны расплавления хромоникелевой аустенитной стали в сравнении с низкоуглеродистой нелегированной можно пользоваться источником меньшей мощности.
Более высокая теплопроводность алюминия значительно уменьшает высокотемпературную область (рис. IV. 19, в), несмотря на меньшее значение объемной теплоемкости (0,65 кал/(см3-°C). Высокой теплопроводностью алюминия (0,65 кал/(см-с-°C) и температуропроводностью (а=1 см2/с) определяется и меньшая сгущенность изотерм перед подвижным источником тепла. Поэтому и расчеты по схемам с быстродвижущимися источниками тепла применительно к сварке алюминия дают значительно большую погрешность, чем при сварке стали. Так, например, если при сварке сталей погрешность в расчетах полей незначительна при v > 25 м/ч (« 0,7 см/с), то при сварке алюминия малая погрешность применения расчетных схем быстродвижущихся источников становится только при «100 м/ч («2,8 см/с).
Медь еще более теплопроводна, чем алюминий (0,90 кал/(смх ХС-°С), и для ее расплавления в условиях сварки необходимо иметь достаточно мощный и концентрированный источник тепла.
Влияние различных параметров режима сварочной дуги на температурное поле предельного состояния иизкоуглеродистой стали в пластине толщиной 1 см показано на рис. IV.20.
Увеличение скорости сварки при постоянной мощности источника (<7=const) приводит к сужению изотерм в направлении, перпендикулярном к перемещению источника, и их укорочению (рис. IV.20, а).
Увеличение мощности источника сварочного тепла (при o=const) приводит к значительному развитию области нагретого металла; изотермы соответствующих температур и по ширине, и по длине имеют большие размеры (рис. IV.20, б).
При постоянной погонной энергии (<?/o=const) влияние увеличения мощности преобладает над влиянием скорости. Нагретые зоны возрастают с увеличением мощности (рис- IV .20, в).
Подобно уравнению температурного поля в безразмерных параметрах для полубесконечного тела при его нагреве точечным источником тепла (см. § 22, рис. IV.14), можно получить решение и для
153
chipmaker.ru
-20 -16 -12	-8 -4	0 2см -20 -16 -12 -f>	-4	0 2см -20 -16 -12
Рис. IV.20
температурного поля в пластине при его нагреве линейным источником тепла.
Если пренебречь поверхностной теплоотдачей пластины, то уравнение (IV.40) можно упростить
7’(r.x)=-^-^2a/<0 W -	(lV-41a)
2лХо	\2а j
Примем нх/(2а)=а и vr/(2a)=p', откуда r=2ap’/v. Перепишем уравнение (IV.41) в следующем виде: 2лХ67'/^=е—Х/Сп(р'). Левую часть этого уравнения, связанную с температурой, обозначим безразмер-
Рис. IV.21
ной величиной 0', т. е. 0'=е~“/(о(р'). Так как x=rcos<p, то а= =р'cosq>. Тогда 0'=е~“/(о(р')=е~ае₽'е~₽'/<о(р'). Отсюда окончательная формула зависимости получается как
0'=ep'e-p' <1+cos<i’>/(0(p'),	(IV.42)
что в целом подобно выражению (IV.34)
Номограмма для расчета температурных полей в виде 0'=/(р') для бесконечной пластины, нагреваемой линейным подвижным источником тепла без теплоотдачи в окружающую среду, изображена на рис. IV.21, а. Пользоваться этой номограммой нужно так же, как при определении температурных полей в полубесконечном теле по номограмме рис. IV. 14 (§ 22).
Исходя из подобных же соображений, можно получить уравнение 2лкЬТ [q=f (vy/2d), которое используют для определения ширины разогрева металла до определенной температуры Т. Эта номограмма дана на рис. IV.21, б.
155
chipmaker.ru
Так же как при точечном источнике, на полубесконечном теле и при линейном источнике на пластине иногда применяют расчеты предельного состояния по схеме быстродвижущегося источника. В этом случае из бесконечной пластины (подобно рис IV. 16) выделяют пластины толщиной dx, расположенные перпендикулярно к направлению перемещения источника тепла. Считая такие пластины непропускающими тепла по своим граням, можно принять, что в каждой из них элементы тепла dQ=(q/v)-dx распространяются только по оси Оу в соответствии с уравнением (IV.24) для мгновенного плоского источника тепла в неограниченном стержне. Подставив в это уравнение тепловую мощность источника тепла в виде q/(vS) кал/см2 (Дж/м2) и заменив координату х координатой Уо, можно получить уравнение предельного состояния распространения тепла для рассматриваемого случая.
Так как в большинстве случаев применительно к пластине приходится учитывать теплообмен от боковых поверхностей введением коэффициента e~bi, где Ь=2а/(срб) (см. § 21), в конечном виде уравнение предельного состояния распространения тепла быстродвижущегося линейного источника в пластине примет вид

об 4л?.ср/
(IV.43)
Характер процесса в этом случае качественно подобен процессу распространения тепла от быстродвижущегося точечного источника в полубесконечном теле.
Уравнение изотерм температурного поля быстродвижущегося линейного источника в пластине позволяет аналитически получить ординату у для заданной температуры То (без учета отдачи тепла поверхностью) аналогично быстродвижущемуся точечному источнику на полубесконечном теле (см. § 22). Это выражение имеет вид
V" 4л1срч27’0
(IV.44)
Уравнение кривой максимальных . температур при линейном источнике в пластине получается, если приравнять нулю скорости изменения температуры, вычисленной из уравнения (IV.43).
Прологарифмируем уравнение (IV.41):
\ 4лХср
Продифференцировав почленно по t (первый член постоянен и от t не зависит), получим
_L.^<n= 1  >о Т dt	2t "Г 4а/2
156
Для отыскания максимального времени	т. е. времени
достижения максимальной температуры в рассматриваемой точке, приравняем производную нулю:	'
(—l.+_2L _ Хо. \ 2<max 4Чпах /
dt
Скорость изменения температуры обращается в нуль!
а)	при 7=0 (вместе с самой температурой);
б)	при t=co (т. е. при полном выравнивании);
.	(	1	, У20 Д А
в)	при I--------1------ — b 1=0, т. е. при
\ 2<max 4aimax J
2	2
-------------1	b или -^—=Д-+М.	(IV.45) 4а^тах 2/1па1-----------------------------------4а/тах 2
Подставив полученное из п.в) время /^ах в уравнение (IV.43) и упростив его, предположив Wmax<^l/2 (что оправдано для точек, близких к оси перемещения тепла), получим выражение для максимальных температур точек у0:
т _ 0,484?
т тах(у0)—	~
терд2>0
0,242? осрбуо
(IV.46)
где 0,484=]/ 2/л—числовой коэффициент; уп — расстояние точки от оси перемещения источника тепла; двучлен в скобках оценивает интенсивность теплоотдачи; чем больше Ь, тем ниже температуры точек при том же расстоянии у0.
Максимальные температуры в соответствии с уравнением (IV.43) прямо пропорциональны мощности источника тепла и в первом приближении (пренебрегая теплоотдачей) обратно пропорциональны расстоянию данной точки от оси перемещения источника тепла.
Пример. Рассчитать, на каком расстоянии от шва стальной пластины толщиной 5 мм (0,5 см) будет достигнута температура 250° С при сварке на режиме /=450.4; С7Д=ЗО В; и=36 м/ч=1 см/с.
При решении поверхностной теплоотдачей пренебрегаем. Определяем ?=0,24/17 дт] = 0,24-450-30-0,8=2600 кал/с.
Решаем упрощенное уравнение (IV.46) |без члена byg/2aj относительно у0. Находим его значение. При этом 7,тах(У(1)=250о С.
_у0=0,242-2600/1-1,15-0,5-250=4,4 см, или 44 мм.
§ 24.	НАГРЕВ ПЛОСКОГО СЛОЯ ТОЧЕЧНЫМ
ИСТОЧНИКОМ ТЕПЛА
При плоском слое (см. определение в § 21) тепловой поток, вводимый через поверхность г=0, является пространственным, но искажается граничными поверхностями. Обычно упрощенно принимают, что обе граничные поверхности z=0 и z=d [где 6 — толщина
157
chipmaker.ru
плоского слоя (листа)] являются непроводящими тепла и все введенное тепло остается внутри тела.
Представим полубесконечное тело и как бы выделенный из него плоский слой толщиной 6 (рис. IV.22). В результате действия на его поверхность z=0 точечного источника тепла мощностью q=q' распределение температур в глубь тела по оси Oz может быть рассчитано согласно методике, приведенной в § 22. Представим, что оно соответствует кривой T=f(z) на рис. IV.22,a. При плоском слое толщиной 6, при котором 6<z„ (где zn — максимальное расстояние по оси Oz, при котором наблюдается повышение темпера-
туры по сравнению с исходной температурой тела, часть нагревавшегося металла в случае полубесконечного тела оказалась бы за пределами слоя z=6. Так как, по условию, поверхность z=6 не пропускает тепла, то тепловой поток от этой поверхности отражается. Качественно можно представить, что за пределами z=6 кривая температуры T=f(z) (показанная на рис. IV.22, б пунктирной линией) отсекается нижней границей плоского слоя, внутри которого температурное поле от источника q' показано штриховой линией. Непропускание тепла поверхностью z=6 схематически можно представить следующим образом. Пусть при z>6 продолжается тело с такими теплофизическими свойствами, как в плоском слое, и в него на поверхности z=26 действует другой, фиктивный источник тепла q"=q', который приводит к температурному полю, симметричному относительно плоскости z=6, как и от основного источника тепла q'.
Так как кривые дТ’/дг и дТ'/дг в любой точке плоскости z=6 равны между собой (одинаковые темпе ратуры, градиенты температур и теплофизические свойства) и направлены в разные стороны, то их сумма равна нулю: (d7^=6/dz)+(dT"=6/dz)=0. Таким образом, тепловой процесс на границе z=6 отвечает адиабатическому условию. Граница z=6 тепла не пропускаёт. Во всех остальных плоскостях, где z=£6, это условие нарушается и сумма тепловых потоков не равна нулю. Конечная же температура в этих сечениях, по принципу независимости действия различных источников, является результатом их суммирования. Определим температурное поле только в плоском слое. На рис. IV.22,6 оно показано сплошной линией.
158
Математически температура в таком плоском слое с адиабатической границей г—6 выразится алгебраической суммой температур от действительных и отраженных (принятых фиктивных) источников

(IV.47)
Графически такое температурное поле можно получить, повернув вверх через границу z=6 продолжение поля T~f(z), нанесенное с полем внутри слоя
пунктиром на рис. IV.22, б, и сложив его (штриховым). Результат такого сложения показав сплошной линией, а наложенная часть поля (которая должна была расположиться в области z>6, но отразилась на плоскости z=6) заштри-
хована. На границе z=6 температура в этом случае равна двойной температуре в полубесконечном теле. —
При значении z<fi степень
искажения поля значительно меньше.
Если толщина слоя 6 невелика по сравнению с z(„> — протяженностью распространения температуры по оси z, то повернутая часть кривой температуры вокруг плоскости z=6 выйдет (при z(z!)>26) за плоскость гч=0. Так как плоскость z=0 также не пропускает тепла, то это привело бы к отражению теплового потока и от этой плоскости. Для получения результирующего поля было бы необходимо опять кривую температур развернуть из внешней части z<Q
внутрь плоского слоя.
Общее сравнение влияния точечного источника в полубесконечном тепе и плоском слое при одинаковых характеристиках источника и теплофизических свойствах тела показывает, что распространение тепла в плоском слое затруднено, область высоких температур в нем больше, а изотермы в сечении ие имеют вида сфер с постоянным радиусом.	'	>
Качественная картина распределения изотерм в поперечном сечении полубесконечного тела (а) и плоского слоя (б) представлена на рис. IV.23. Увеличение областей, ограничиваемых различными температурами при плоском слое, и форма искаженных изотерм по сравнению с полубесковечным телом (рис. IV.23) являются характерными при сопоставлении температурных полей при дуговой сварке на массивном теле и сварке листов средней толщины (в несколько проходов).
Аналогичную схему решения с отражением тепловых потоков можно применять для определения температурного поля при сварке от края полубесконечной пластины (начало шва в ряде реальных конструкций) и для расчета полей от действия источника, перемещающегося параллельно краю пластины (распространение тепла ограничивается сравнительно узкой полосой металла).
169-
chipmaker.ru
§ 25.	ПЕРИОДЫ ТЕПЛОНАСЫЩЕНИЯ
И ВЫРАВНИВАНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ
В § 22-Т-24 рассматривалось поле предельного состояния при неподвижном и подвижном источниках тепла. При подвижных источниках достижение предельного состояния характеризуется установлением квазистационарного поля, которое, не изменяясь, перемещается вместе с источником. Такое предельное состояние наступает не сразу. Например, при дуговой сварке в начальный момент тепло дуги вводится в холодный металл, температура которого постоянна во всем объеме. По мере горения дуги металл нагревается; при этом зоны нагретого металла, прилегающего к месту ввода тепла источником, увеличиваются. Когда при данном режиме нагрева зона металла, нагретая выше какой-либо температуры Т, перестает увеличиваться, то можно считать, что для этой зоны поступает предельное состояние. Ясно, что в зонах вблизи источника тепла, т. е. нагретых до более высоких температур, предельное состояние наступает раньше, чем в более отдаленных зонах. Период процесса распространения тепла до достижения предельного состояния (стационарного при неподвижном источнике и квазистационарного — при подвижном) называется периодом тепло-насыщения. В этом периоде температура Т (0 любой точки тела, отнесенной к координатной системе и связанной с источником тепла (неподвижным или подвижным), возрастает от Т (0)=0 до температуры предельного состояния Т (оо)=7'пр, теоретически достигаемой при ?->оо.
Температуру Т (t) точки с координатами (х, у, г) в периоде теплонасыщения (при 0</<оо) удобно представлять через изученные температуры предельного состояния (например, по формуле (IV.31) при точечном источнике на полубесконечном теле; по формуле (IV.40) при линейном источнике в пластине с теплоотдачей) и дополнительный коэффициент теплонасыщения ф(0 для той же точки:
Т(0=ф(07’пр.	(IV.48)
Такой коэффициент теплонасыщения, очевидно, возрастает от нуля в начальный момент (ф(0)=0) до единицы в предельном состоянии (ф(оо)=1). Возрастание этого коэффициента во времени характеризует процесс насыщения данной точки тела теплом.
Величина коэффициенте • ф (t) зависит не только от времени, но и от расстояния рассматриваемой точки от источника тепла Ф=/(Я, о-
Для удобства вычисления ф обычно вводят безразмерные параметры расстояния и времени:
а)	для пространственного процесса распространения тепла точечного источника в полубесконечном теле — безразмерные критерии расстояния p=vR/(2a), времени т=Л/(4а);
б)	для плоского процесса распространения тепла линей
160
ного источника в пластине с теплоотдачей — безразмерный критерий расстояния р'=иг/(2а), времени т'=/[и/(4а)4-Ь].
Вычисленные Н. Н. Рыкалиным значения коэффициентов теплонасыщения для пространственного (а) и плоского (б) процессов приведены на рис. IV.24.
Порядок расчета температур в период теплонасыщения состоит в отыскании для точки с заданными координатами температуры предельного состояния [по формулам (IV.31) или (IV.40)], вычислении значения безразмерных критериев и определении ф по соответствующим номограммам для пространственного поля в полубесконечном теле (рис. IV.24, а) и плоского поля в пластине (рис. IV.24, б). После этого температуру в период теплонасыщения определяют по формуле (IV.48).
Пример. На массивное тело из низкоуглеродистой стали (1=0,1 кал/(см-с-°С); а=0,1 см2/с) наплавляют валик дуговой сваркой при <?=2000 кал/с н о=0,2см/с. (Для предельного состояния при таком режиме наплавки расчет выполнен в § 22 — см. табл. IV.2.) Рассчитать термический цикл точки, расположенной в 1 см от линии перемещения источника тепла (_у=1 см), впереди места начала сварки иа 1 см (х=1 см).
161
chipmaker.ru
Решение. Температуры предельного состояния для этого случая
3180
e-(x+R}
Расстояние R до рассматриваемой точки в различные моменты времени g^j/'x^y2 =р<х2+1. Безразмерные критерии расстояния и времени: р=—/? = 0,2	г2 0-2“
«=—х~~4~ ^~4 о 1	Время, прошедшее от начала сварки,
t=Llv=xlv-
Результаты расчета температур в период теплонасыщения в рассматриваемой точке за период времени, характеризуемый абсциссами от *=1 см до х=—4 см, приведены в табл. IV. 5.
Рис. IV.25
Изменения температуры во времени для выбранной точки, находящейся вблизи начала наплавки в 1 см от оси перемещения дуги, изображены сплошной линией на рис. IV.25. Штриховой линией показано изменение температуры точек у=1 см при квазистацио-нарном поле (перенесено с рис. IV.13, а).
Таблица IV.5
Результаты расчета температур в период теплонасыщения
х, см	Xs, см*	R, см	(x+R). см	~(х+К>	1380 R	Г °C пр,	t, с	Г	р	4	Г', “С
1.0	1.0	1.41	2,41	0,09	1310	118	0	0	1,41	0	0
0,5	0,25	1,12	1,62	0,196	2850	560	2,5	0,25	1,12	0,2	118
0	0	1.0	1,0	0,368	3180	1170	5,0	0,5	1,0	0,68	795,
—0,5	0,25	1,12	0,62	0,538	2850	1530	7,5	0,75	1,12	0,76	1160
—1,0	1.0	1,41	0,41	0,664	2250	1495	10,0	1,0	1,41	0,77	1150
—2,0	4,0	2,23	0,23	0,803	1140	1160	15,0	1,5	2,23	0,77	890
—4,0	16,0	4,1	0,1	0,905	776	700	25,0	2,5	4,1	0,65	525
Из сопоставления кривых на рис. IV.25 следует, что если при квазистационарном процессе металл в точках у—1 см при рассмат-
162
риваемом режиме нагрева получает температуру более 1500° С и расплавляется, то в начальном участке выполняемой наплавки максимальная температура точки у=1 см достигает только —1160° С. Следовательно, зона расплавления здесь уже.
Обычно в начальном участке и скорости охлаждения металла больше, чем у таких же точек в области установившегося квазиста-ционарного поля.
Некоторые общие закономерности периода теплонасыщения в полубесконечном теле при подвижном точечном источнике (q= — 1000 кал/с, о=0,1 см/с, Х=0,1 кал/(см-с-°C), а=0,1 см2/с) изображены на рис. IV.26. Как следует из схемы изменения вида изотерм (рис. IV.26, а) и приведенных характеристик влияния основных факторов на достижение состояния, близкого к предельному тепло-насыщению (ф=0,95), кроме расстояния (рис. IV.26, б) большое влияние' оказывает и скорость перемещения источника тепла (рис. IV.26, в). Так, при скорости v=0,3 см/с период теплонасыщения на расстоянии /?=3 см от оси дуги практически заканчивается в течение 10 с. При меньших скоростях сварки влияние периода теплонасыщения проявляется в большей степени и должно учитываться при выполнении сварки.
После окончания действия источника тепла введенное тепло продолжает распространяться в теле вследствие теплопроводности. Период процесса распространения тепла, начиная от момента
163
chipmaker.ru
прекращения действия источника, называется периодом вырав-
нивания температуры.
мент его нахождения в точке К
Рассмотрим расчетную схему для этого периода, предложенную Н. Н. Рыкалиным (рис. IV.27). Пусть после прохождения отрезка О/С источник мощностью q, прекративший ввод тепла в тело в мо-
(рис. IV.27, а), продолжает действовать и дальше (вплоть до достаточно отдаленной точки М) как фиктивный источник той же мощности (рис. IV.27, б). Одновременно в момент К введен и фиктивный сток тепла мощностью — q, приложенный к тем же участкам тела, что и фиктивный источник -\-q, т. е. на участке КМ тело тепла не получает.
Температуру Тв(п в момент М в периоде выравнивания можно представить как алгебраическую сумму температуры Т (/) от продолжающего действовать источника q и температуры —Т (t — tK) от начавшего действовать стока тепла —q (рис. IV.27, в):
ТвМ=Т(й-Т(^к) (IV.49)
при />7К.
Обе температуры по уравнению (IV.48) можно выразить через температуру предельного состояния Тпр и соответствующие коэффициенты теплонасыщения
T'b(z) Гпр [Фо,	Ф(7—(’к) ]•
(IV.50)
Для основных схем расчет удобно вести, пользуясь графиками рис. IV.24. При расчете периода выравнивания следует иметь' в виду, что фиктивные источник и сток движутся так же, как двигался бы действительный источник, перенося с собой и начало подвижной системы координат.
Пример. На поверхность массивного тела наплавляют валик ОК длиной 100 мм=10 см (рис. IV.28). Режим наплавки: д=1000 кал/с; v=0,l см/с; теплофизические свойства металла: Х=0,1 кал/(см-с-°С), а=0,1 см2/с.
Рассчитать температуру точки К через 10 с после окончания наплавки.
Решение. При наплавке действительный точечный источник на длине валика 10 см перемещался со скоростью о=0,1 см/с. Длительность его действия /к= = 10/0,1 = 100 с. После окончания наплавки фиктивные источники сток, двигаясь с той же скоростью, через 10 с находятся в точке М Координаты точки К, температура которой нас интересует, относительно фиктивного источника и стока хк ——0,1-10=—1 см; _ук=0; гк=0.
164
Температура предельного состояния точки (—1; 0; 0), лежащей на отрицательной полуоси х<0, вычисляется по уравнению (IV.32):
1000
Длительность действия источника (действительного и фиктивных — см. рис. IV.27, о, б) (=100-1-10=110 с. Длительность действия фиктивного стока t—/к=10с.
Безразмерные критерии для нахождения коэффициентов теплонасыщения: расстояния
р=цД/2а=0,1-1,0/(2-0,1)=0,5;
времени действительного и фиктивного источников
V=v4/4a=0.I2-110/(4-0,1) = 1,75;
Рис. IV.28
времени стока
т'=0,12-10/(4-0,1)=0,25.
Соответствующие коэффициенты теплонасыщения по рис. IV.24, а ф=1,0 и 1|’,=0,7. Температура точки Д через 10 с после окончания наплавки Т(—1.110) = = 1590(1,0 — 0,7) =477° С.
§ 26. ТЕМПЕРАТУРНЫЕ ПОЛЯ РАСПРЕДЕЛЕННЫХ ИСТОЧНИКОВ ТЕПЛА
В рассмотренных ранее случаях тепловые источники считались сосредоточенными: точечными, линейными (сосредоточенными в геометрической линии) и т. д. Фактически источники рочного тепла являются пределенными в объеме по поверхности.
Расчетные схемы,
тывающие распределенность источников, значительно сложнее, чем для сосредоточенных, и для практических случаев применительно к сварке они используются редко. Поэтому здесь огра-некоторыми. общими положениями и простей-формулами.
сва-рас-или
учи-
ничимся только шими расчетными
Предположим, что источник тепла воздействует на поверхность полубесконечного тела по некоторой площади, по которой тепловой поток распределен' равномерно. Рассмотрим распространение тепла по оси Oz (рис. IV.29). Выделим точку А, расположенную на оси Oz под центром пятна нагрева с координатой z=z'. Если бы источник тепла был сосредоточенным в точке О, то расстояние " ‘ ~ определяло бы количество тепла, полученное точкой А в ленный момент времени, а следовательно, ее температуру.
опреде-
165
chipmaker.ru
При тепловом потоке, распределенном по какой-то площади, от элемента теплового потока в центре пятна расстояние R остается таким же. Тепловые потоки от участков, не совпадающих с центром, должны проходить расстояние R'>R, что приведет к меньшему повышению температуры рассматриваемой точки. Различие R' и R, определяющее тепловые потоки и температуру в точке А, зависит как от размеров пятна нагрева, так и от г'. При этом увеличение пятна нагрева усиливает различие R' и R, а увеличение z' уменьшает эту разницу.
Температурное состояние нагреваемых распределенным источником объемов тела Тр удобно выражать через температуру, которая имела бы место при сосредоточенном источнике нагрева Тс, и дополнительный коэффициент е, учитывающий различие условий распределения тепла в этих случаях. Рассчитанные Н. Н. Рыкалиным значения этого коэффициента в зависимости от z/r0 приведены в табл. IV.6. У
Таблица IV-6
Значения коэффициента* е
г/г0	0.1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6	1,0	2,0	3,0	5,0
е	0,131	0,328	0,446	0,542	0,618	0,679	0,828	0,944	0,975	0,99
Тогда температура в интересующей точке тела при нагреве распределенным источником тепла может быть получена по формуле
Тр=еТс.	(IV.51)
Пример. Массивное тело нагревается сварочной дугой. Режим горения дуги: /=200 А; 1/д=20 В; теплофизические свойства нагреваемого тела: Х== =0,1 кал/(см-с-°С); а=0,08 см2/с.
Решение. Примем для оценки размера анодного пятиа дуги плотность тока (по данным А. А. Алова) в этом пятне 1 = 500 А/см2. Тогда размер анодного пятна дуги получим из выражения Аа-П=200/500=0,4 см2, г0= г 0,4/л=0,36 см.
Известно, что тепловой поток нагрева тока дугой распределен не равномерно, а по закону, близкому к закону нормального распределения (см. § 15), и что пятно нагрева дуги по своим размерам больше, чем величина анодного пятиа. Эти уточнения для схематического расчета учитывать ие будем и примем, что пятно нагрева равно анодному пятну и тепловой поток в ием равномерен (круговой источник).
Согласно выводу Н. Н. Рыкалина, температура в центре пятна Т д = д/(лкг0), тогда Тл=670/3,14-0,1-0,36= 6000°.
Рассчитаем распределение температуры по оси Oz Т=[r//(2nXP)| ё~°Л/2а=а «4д/(2лХг)1 ё~vzl2a прИ /=200 А; (7д=20 В; о=0,1 см/с; т]=0,7; с/=670 кал/с и f =(1070/г) е~0,63г.
Результаты расчета сведены в табл. IV.7.
Как следует из сопоставления, температуры вблизи распределенного кругового источника значительно отличаются от температур 166
при действии сосредоточенного источника. Так, если в точке О при сосредоточенном источнике (рис. IV. 13) температура равна бесконечности, то при принятом распределенном источнике она конечна и равна 6000° С. Фактически при большем пятне нагрева она будет еще ниже. В отдалении от действующего источника, например при
Таблица IV.7
Распределение температуры по оси Oz при сосредоточенном и распределенном источнике
2. СМ	1070 2	—0,63г	Ige-0,63z	е—0,63г	Температура при точечном источнике тс . °C	2 'о	е	Температура при круговом источнике Гр. °C
0	СО	0	0	1	со	0	0	6000
0,25	4380	—0,158	—0,068	0,87	3720	0,7	0,71	2600
0,5	2140	—0,315	—0,136	~ 0,73	1560	1,4	0,9	1400
1,0	1070	—0,63	—0,272	0,53	570	2,8	0,97	550
2,0	535	—1,26	—0,567	0,27	144	5,6	0,99	142
z=l,0 см, разница в температуре уже практически не существенна и составляет Тс— 7'р=570 — 550=20° С.
Глубина зоны расплавления (приняв Тпл=1500°С) получается различной; при действии сосредоточенного источника гпл.с=0,53 см, а при действии распределенного источника 2пл.р=0,46 см.
Рассмотрим схему, более близкую к фактической. Как известно (гл. III), удельный тепловой поток q(r) как газового пламени, так и дуги распределен нормально по радиусу г пятна нагрева, подчиняясь уравнению qT^=qmaJer-krt. Для конкретных случаев значения ?тах и Q, определяются из опытных измерений и расчетов по полученным величинам. Пятно нагрева в виде окружности с удельным потоком, нормально распределенным по площади, получается, когда ось газового пламени или дуги направлена перпендикулярно к нагреваемой поверхности. Такой источник называют нормально-круговым. Связь между общей мощностью q такого источника и переменным удельным тепловым потоком q (г), распределенным по окружности площадью F, представляется в интегральной форме
<7=f qtx.yydF. F
(IV.52)
Примем распределение теплового потока по пятну нагрева в соответствии с рис. IV.30. Рассмотрим кольцевой элемент ' радиусом г и шириной dz. Удельный тепловой поток q (г) остается по всей площади такого кольца постоянным Через это кольцо вводится тепло q(r)2nrdr. Кривая нормального распределения, как известно,
167
chipmaker.ru
асимптотически приближается к оси абсцисс и интегрирование должно производиться от г=0 до г=оо. Практически тепловое воздействие нормально-кругового источника сходит на нет при конечных значениях г, но это уточнение на конечных результатах расчета при правильно выбранных коэффициентах сосредоточенности к практически влияния не оказывает. Итак,
ОО
<7= | qM2nrdr. о
(IV.53)
Подставив вместо q (г) общее его выражение через коэффициент сосредоточенности и применив подстановку /гг2=[/ и соответственно 2krdr—dU, получим
q — — f/max31' J	— f, ?maxJ1' j CUdU,
О	’	О
q=(n/k) qmax. (IV.54)
Если заменить нормально-круговой источник фиктивным с равной мощностью q, но с равномерно распределенным удельным теп-
Рис. IV.30	Рис. IV.31
ловым потоком по окружности радиусом г0, то г0 можно найти из простейших геометрических расчетов (рис. IV.31). Объем цилиндра с площадью основания лг?, равновеликий объему, ограниченному поверхностью удельного теплового потока ^(г), q=nr'(tqra... Отсюда rl=q/(nqmax). Заменив q/qmax=n/k [из выражения (IV.54)], получим rl=l/k‘, г0=1/ГГ	(IV.55)
Чем больше коэффициент сосредоточенности к, тем меньше радиус г0 эквивалентного цилиндра.
Приняв наиболее вероятные значения коэффициентов сосредоточенности для сварочной дуги от 1,5 до 6,0 (см. § 15) и для газо
168
сварочного пламени от 0,16 до 0,4 (§ 14), получим предельные значения радиусов г0 эквивалентных цилиндров: для сварочной дуги г0 в пределах 0,4ч-0,8см; для пламени в пределах 1,6—2,5 см.
Таким образом, если расчеты температурных полей при нагреве сварочной дугой могут в ряде случаев заменяться нагревом сосредоточенными источниками тепла и это дает погрешность в областях нагрева, сопоставимых с пятном нагрева (т. е. в поле на расстоянии только ~1 см от места действия источника), то для газосварочного пламени эта погрешность значительно больше и здесь следует учитывать распределенность ввода тепла в изделие.
Рассмотрим мгновенное повышение температуры элементарной призмы с основанием dF и высотой б (толщина пластины настолько невелика, что прогревается равномерно), ось которой расположена в точке, находящейся на расстоянии г от точки О — центра пламени (рис. IV.32). Пусть источник тепла является мгновенным, нормальнокруговым, мощностью q при коэффициенте сосредоточенности к. Тогда элементарная призма за время dt получит тепло q{r)dFdt, а ее температура
dt dF!(c^ dF)=[qmax dtKcpt>)\	(IV.56)
Такой источник вызывает в пластине повышение температуры, также распределенное по нормальному закону.
Подберем фиктивный сосредоточенный источник, тепло которого, распространяясь в пластине в течение времени /(|, вызывает такое же распределение температуры, как и от нормально-кругового источника [по формуле (IV-56)]. Таким фиктивным источником тепла является линейный, распределенный равномерно по отрезку оси Ог, проходящей через центр О. Согласно уравнению (IV23) распределение температуры в момент t0
T^^=-^Te~rtl4at°-
cp4nat0
Сравнивая это выражение с уравнением (IV.56), видим, что они построены однотипно, что позволяет установить взаимосвязи между входящими в них величинами.
Таким образом, распределение температуры от мгновенного действия нормально-кругового источника можно рассматривать как распределение температуры от мгновенного сосредоточенного источ
169
chipmaker.ru
ника, введенного в точке О на отрезок времени t0 ранее. Этот вывод может быть положен в основу упрощенных зависимостей нагрева металла распределенными подвижными непрерывно действующими источниками тепла.
Прежде чем привести соответствующую формулу, рассмотрим связи величин в формуле температуры мгновенного линейного источника в пластине и в формуле (IV.56). Из показателей экспонент следует kr2=r2l(4at^, откуда Л=1/(4а/0), а длительность действия фиктивного источника тепла /0=1/(4а£) обратно пропорциональна коэффициенту температуропроводности тела и коэффициенту сосредоточенности источника тепла. При малых значениях k (например, при нагреве газовым пламенем) значение /0 увеличивается.
Из приравнивания первых сомножителей тех же выражений получаем Q/(cp4na/06)==^maxd//(cp6). Отсюда количество тепла, вводимого сосредоточенным линейным источником тепла на оси Oz, проходящей через центр О эквивалентного нормально-кругового источника, Q=4jta^09maxd/. Подставляя значение /0=1/(4аЛ) и используя замену ~qm3X—q [по формуле (IV.54)], получаем
Q=qdt,	(IV.57)
т. е. мгновенное количество тепла, которое нужно сосредоточить на центральной оси эквивалентного линейного источника тепла, равно количеству тепла, вводимому нормально-круговым источником за время dt.
Введение вместо нормально-кругового подвижного источника тепла фиктивного линейного, расположенного впереди центра О фактического источника тепла на величину to=xjv, приводит к большему нарушению температурного поля в области нагрева, чем в области охлаждения.
В § 22 было отмечено, что подобное же искажение получают от применения схемы быстродвижущегося источника тепла. Поэтому если пренебречь необходимостью точного расчетного определения температурного поля в области нагрева и удовлетвориться полем в области охлаждения, то схему быстродвижущегося- источника тепла можно применить и при ограниченных скоростях перемещения сварочного источника тепла. Так, например, процессы охлаждения при сварке тонких листов (пластин) при их нагреве или сварке газосварочным пламенем можно рассчитать по формуле
- [———+w|
----- 9 е [4“ ,ж“)	(IV.58) об У^4пКср (/-Но)
которая подобна формуле (IV.43) с заменой t—t+t0, где t0 — время, на которое фиктивный источник тепла действует ранее действительного нормально-кругового. Величина t0 для нагрева пластин низкб-углеродистой стали составляет ~10 с.
Более сложные случаи учета распределенности источника тепла здесь не рассматриваются.
170
§ 27. РАСЧЕТ НАГРЕВА И ПЛАВЛЕНИЯ ЭЛЕКТРОДНОЙ ПРОВОЛОКИ
В огромном большинстве случаев сварки плавлением формирование сварочной ванны обеспечивается расплавленными основным (в зоне, нагреваемой выше Тпл) и добавочным (присадочным) металлами. При некоторых видах сварки (газовой, дуговой неплавящимся электродом) интенсивность плавления добавочного металла непосредственно не связана с возможностями сварочного источника тепла (во всяком случае до некоторой максимальной величины, определяемой видом и мощностью источника) и при выполнении сварки регулируется визуальным наблюдением за процессом. При других видах сварки (дуговой плавящимся- электродом, электрошлаковой) интенсивность плавления добавочного металла (металла плавящегося электрода) непосредственно связана с конкретными сварочными режимами, оставаясь применительно к ним в среднем постоянной, за' исключением периода начала процесса сварки. При таких процессах производительность самой сварочной операции в основном определяется количеством этого наплавленного металла в г/с или кг/ч. В основном количество наплавленного металла при этих видах сварки определяется количеством расплавляемого металла электрода. Применительно к весьма распространенному процессу механизированной дуговой сварки в защитных газах или под флюсом плавящийся электрод нагревается и расплавляется с торца, на который непосредственно действует дуговой разряд, теплом этого дугового разряда и теплом, выделяющимся при протекании по электроду сварочного тока при его достаточно высокой плотности. Для установившегося процесса средняя скорость подачи электродной проволоки с-’под равна скорости ее плавления г?пл.
Для такого установившегося процесса можно представить уравнение теплового баланса
»плЛтк=?э+9п.п—9пот,	(1V.59)
где опл — средняя скорость плавления, г/с; hmK — удельная энтальпия расплавленного на торце электрода металла перед отрывом капель электрода, кал/г (Дж/г); q3— эффективная мощность дуги, вводящая тепло в электрод, кал/с; дп.п— тепло, выделяющееся в электроде вследствие протекания в нем тока, кал/с; qnm — потери тепла вследствие теплопроводности электрода и теплоотдачи в окружающую среду, в основном через боковые поверхности электродной проволоки, кал/с.
При обычно применяемых режимах механизированной сварки и достаточно больших скоростях подачи электродной проволоки (100^-220 м/ч=2,7-е-6 см/с) потери qnm, по опытным данным акад. Б. Е. Патона, В. П. Демянцевича и других авторов, составляют относительно небольшую величину от вносимого в электрод тепла. Применительно к сварке под флюсом они составляют от ~1 до
171
chipmaker, ru
~5%. При обдуве электрода защитным газоМ величина этих потерь возрастает.
Рассмотрим для упрощения влияние различных факторов на температурное поле, подогрев и плавление электродной проволоки без учета этих потерь.
Количество тепла, вводимого в электродДУ10 проволоку дугой за единицу времени, может быть выражено как часть полной электрической мощности дуги
<?э=0,24П7дт]э,	(IV.60)
где т]э — эффективный к. п. д. процесса нагрева плавящегося электрода дугой.
Если принять, что поступающий к торцу электрода металл вследствие тепловыделения от протекающего в н£м тока нагревается до температуры Т„,п и имеет удельную энталв™10 hmnn, то затраты тепла на нагрев и перегрев капель выше тёмпературы плавления, равные поступлению тепла q3, определяются соотношением:
<7э=»ш/р (hmK — hmn п)>	(IV.61)
где F — поперечное сечение электрода (F=nd?l4), см2; р — плотность металла электродной проволоки, т)си?.
Тогда
О,24767дт]э=ЦплЕр (hmK -	(IV.62)
Величина пплЕр=^пл характеризует производительность расплавления электрода в г/с.
Практически при дуговой сварке плавящемся электродом производительность плавления определяют коэффициентом расплавления электрода ар, отнесенным к единице силы сварочного тока (см. § 15). При этом
г/(А.с)=3600£пл/7 Г/(А-ч).	(IV.63)
Комбинируя формулы (IV.62) и (IV.63), получаем в г/(А-ч) ар=86467дт]э/(Лтк — Лтп „)•	(i V .64)
Величина hmK также связана с условиями горения дуги, теплофизическими свойствами металла электрода и составом газовой фазы дуги. По исследованиям И. К. Походки, Для низкоуглеродистой и аустенитной электродных проволок, а такж£;_ для некоторых марок штучных электродов для ручной сварки сталей hmK находится в пределах 400—500 кал/г, более всего завися от полярности дуги и плотности тока в электроде. Применительно к нескольким маркам штучных электродов эффективный к. п. д. нагрела электрода дугой т]э составлял 0,20—0,27. Изменение hmп рассмотрено ниже.
Конкретные значения ар при режимах ручной сварки обычно изменяются в пределах от 9 дс) 15 г/(А-ч) (с меньшими колебаниями в пределах +1 г/(А-ч) для конкретной марки электрода). При автоматической сварке сталей под флюсом ар характеризуется значением в пределах 13—23 г/(А-ч), а при сварке в углекислом газе от 12 до
172
~25 г/(А-ч) (завися и от состава защитного газа, и величины выДета электрода от токоподводящего устройства до торца, на которой го-рит дуга).
Влияние нагрева электрода теплом дуги в связи с достаточно быстрой его подачей по мере плавления и перехода капель в сварочную ванну ограничивается относительно небольшим участком, прилегающим к расплавленному торцу. Используя формулу (IV 30) для подвижного плоского источника тепла, можно установить предельное состояние в линейном поле при х>0 для /->оо. Это врфа-жение имеет вид
тм - Тп.„ =(ТК - Тп п) е~^х'а,	(IV-65)
где х — расстояние (см) от торца электрода, где температура Т принимается равной средней температуре капель (Тк, °C).
При выводе принято, что и в оплавленном конце электрода передача тепла осуществляется теплопроводностью, что допустимо в связи с малой величиной капли.
Градиент температурного поля у торца электрода получается посредством дифференцирования зависимости (IV.65)
к- ,
dx а
^1 —^-(Тк-Тп.п).	(IV-66)
ах |х=о а
Тепловой поток дэ определяется по уравнению теплопроводности:
=^-(Тк-Тп,п).
dx |х~о а
Заменяя а=К/ср, получаем уравнение количества тепла, поступающего от дуги в электрод в единицу времени
?9=FcpoIul(TK—7П.П),
аналогичное уравнению (IV.62), базирующемуся на физической трактовке нагрева электрода дугой.
Нагрев электрода проходящим в нем током зависит от силы (плотности) тока, теплофизических свойств материала электрода, в частности удельного электрического сопротивления р*, поперечного сечения электрода и длины проводника /, определяющего и время нагрева Z=//t>noA=//unJ1.
В связи с тем, что для многих сталей, применяемых в качестве электродных проволок, удельное электрическое сопротивление в зависимости от температуры изменяется в 5ч-7 раз (рис. IV.33), использование для расчета усредненных значений р* (как было принято для ряда ранее приведенных решений с использованием усредненных значений теплофизических свойств) дает очень большие погрешности. Поэтому следует использовать температурную зависимость р‘=р* (l-j-aT), которая в пределах до 500—800° С (б(?лее высокие температуры подогрева электродной пловолоки и стержня
173
chipmaker.ru
штучных электродов приводят к ухудшению сварочных характеристик) может приближенно быть принята со значениями a=const (см. рис. IV.33).
Температуру предварительного нагрева электродной проволоки при подходе ее к дуге можно приближенно оценить интенсивностью
400 &DO 1200 Т,°С
Рис. IV.33
тепловыделения элемента длины вылета у торца электрода (кал/с):
9п.п—^српПОдТп.п- (IV.67)
Пренебрегая потерями (теплопроводностью проволоки и излучением ее боковой поверхностью), можно считать, что ^/п.п^^выд» где ^выд тепло, выделяемое проходящим током. Тогда для элемента длины проволоки dl:
^выд=0,24р* - 72=0,24p*F/d/,
F
где / — плотность тока в электродной проволоке, А/см2. Подставляя температурную зависимость р* в виде р‘, получаем
0,24^dl=cpvnoK^dT.
(IV.68) '
Отсюда
О	т0=о
Решение этого равенства представляется выражением
0,24Р;/	ипод— In (1+«Тп.п),	(IV.69)
/ а
а решение относительно температуры
Тп.п=( е°-1)/а,
(IV.70)
где Р=0,24р'«/а//(срипад) — величина, зависящая и от режима сварки (/, I и Ппод=рПл) и теплофизических характеристик электродной проволоки.
Так как gn=an„Fp=ap//3600 [см. формулу (IV.63)], получаем Рпл = спод=вр7/(3600Гр)=ар/7(3600р). Подставляя значения оПОд в величину D, получаем
D=(864p*a/c)-(/7/ap).
(IV.71)
1.74
формуле
(60 мм). При расчете
по
Расчетный вылет, мм
Рис. IV.34
Для низкоуглеродистой проволоки марки Св-08А (р* = 14х Х10~6 Ом-см; а=72-10-4 1/°С ис=0,148 кал/(г-°С)) значение О= =58,8 (/7/ар) 10~5.
На рис. IV.34 показано распределение температуры по длине электродной проволоки диаметром 4 мм при /св = 840 А и опод= =3,45 см/с, при автоматической сварке под флюсом и свободном вылете проволоки 7^=6,0 см (IV.70) расчетный участок нагреваемой части электродной проволоки условно принят	хотя
практически при прохождении ее по каналу токоподводящего мундштука контактная поверхность каким-то образом распределена от входа проволоки в мундштук до ее выхода из мундштука. Сопоставление такого расчета В. П. Демянцевича (штриховая линия) с экспериментальными измерениями Л. А. Гобарева, В. Ф. Лященко и А. Г. Мазеля (сплошная линия) показывает возможность использования формулы (IV.70).
Применительно к автоматической сварке под флюсом при различных диаметрах низкоуглеродистой проволоки и питания дуги переменным (штриховая линия) и постоянным током обратной полярности (сплошная линия) на рис. IV.35 показана зависимость температуры подогрева Т„.п от величины расчетного вылета электродной .проволоки при практически максимальных применяемых плотностях
тока.
Величина предварительного подогрева электродной проволоки при питании дуги постоянным током обратной полярности больше, чем при питайии переменным током, из-за меньшего коэффициента расплавления, а следовательно, меньшей опл=оПОд и поэтому большей длительности нахождения вылета проволоки под током при тех же значениях I. При питании дуги постоянным током прямой полярности в связи с увеличением ар (как следствие большего прикатод-ного падения напряжения, чем прианодного) величина Тп.п оказывается еще меньше, чем при переменном токе.
Приведенная упрощенная схема расчета может быть использована для ориентировочного подсчета плотности и силы тока по величине температуры подогрева электродной проволоки в вылете. Подставив в формулу (IV.69) значение unOfl=ap//(360OFp), получим
864p*a/j=cap In (14-a7’n.n),
ЯТ6
откуда
j=capln(l+aTn.n)/(864P;a/)	(IV.72)
и
/=capln (H-aTn.n)/(864p;a/j.	(IV.73)
Из формулы (IV.72) может быть получена и предельно допустимая сила тока [/=/F=j(jtd2/4)] для допустимой температуры подогрева электродной проволоки в расчетном вылете:
Расчетная длина вылета электрода, мм
Рис. IV.35
Если принять осредненные значения с, ар, р* и а, то можно в обобщенном виде представить
/max=/<(d2//),	(IV.75)
где К — коэффициент, зависящий от Тп_п, причем эта зависимость •пределяется выражением 1п(1-|-аТп.п).
Для частного случая низкоуглеродистой электродной проволоки [С=0,148 кал(г-°С); р’ = 14-10—6 Ом-см; а=72-10“4 1/°Си принимая для питания дуги переменным током значение ар=17 г/(А-ч)], то, например, для 7\1.п=400°С значение К=3,05-104.
В связи с тем что зависимость К=/(7’п.п) в пределах температуры подогрева электродной проволоки током от 100 до 500°С упрощенно может быть заменена линейной зависимостью (с погрешностью не более ±6%), можно для различных случаев питания дуги применительно к низкоуглеродистой прцволоке марки Св-08А формулу (IV.75) представить в более простом виде:
для питания дуги переменным током
7max=(8000-h55Tn.n)d2//i	(IV.76a)
176
l=3HA„j=11A/MM
Рис. IV.36
chipmaker.ru
для постоянного тока прямой полярности /тах=(100р0+68Тп.п) d2lh для постоянного тока обратной полярности /max=(6500+45Tn.n)d2//-
(IV.766)
(IV.76b)
Аналогично могут быть получены зависимости и для других .составов электродных проволок применительно к автоматической •сварке под флюсом. Увеличение вылета электродной проволоки для повышения производительности сварки (наплавки) используется и при дуговой сварке плавящимся электродом в защитных газах, в частности в СО2.
Несколько иначе происходит нагрев и плавление при дуговой сварке штучными электродами. В этом случае в связи с постоянным местом токоподвода на конце электродного стержня, противоположном дуге, длительность нагрева током различных участков по длине электрода различна и по мере расплавления электрода его оставшаяся часть все более подогревается и Тп.п увеличивается. Не рассматривая расчетной схемы, предложенной акад. Н. Н. Рыкалиным, по его материалам для сварки штучными электродами на рис. IV.36 показано изменение температуры электродного стержня по мере плавления электрода для одного из конкретных примеров (а) и характер возрастания температуры стержня и скорости плавления некоторых типовых марок электродов (б; в и г; д) по мере их плавления при различных плотностях тока. Увеличение скорости плавления электрода по мере его подогрева протекающим по стержню током приводит и к увеличению коэффициента расплавления ар. Так, при средних для штучных электродов значениях ар=10 г/(А-ч) повышение температуры подогрева с ~ 100 до 600—700° С увеличивает ар на 15—20%. Это приводит к неравномерности скорости плавления электрода по его длине, которое может характеризоваться коэффициентом неравномерности плавления
|=Упл lVaaT *	(IV.77)
'п.п /	'•
Для исключения большой неравномерности размеров и формы выполняемого валика (шва) значения коэффициента неравномерности плавления не должны превышать ~1,3, что приводит и к ограничению максимальной величины силы тока для каждого диаметра конкретной марки.
§ 28. ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ РАСЧЕТОВ ПРИМЕНИТЕЛЬНО К УСЛОВИЯМ СВАРКИ
Рассмотренные процессы, распространения тепла позволяют в ряде случаев получить расчетным способом температурные поля в свариваемых изделиях и находить рациональные технологические решения изготовления различных сварных конструкций.
Температурные поля, связанные со сварочными режимами размерами и свойствами свариваемых металлов, позволяют определять области металла, нагревающиеся при сварке до различных максимальных температур, и термические циклы T=f(t) для различных объемов свариваемого металла. При этом следует иметь в виду, что целый ряд допущений, принятых при выводе расчетных формул (сосредоточенность ввода тепла источником; независимость теплофизических свойств от температуры; исключение учета теплот фазовых превращений, включая скрытую теплоту плавления), довольно сильно искажают размеры температурных областей металла, нагревающегося до высоких температур. Так, например, если при дуговой сварке сталей рассчитанные изотермы температуры ниже 700—800° С удовлетворительно совпадают с определенными экспериментально, то изотермы более высоких температур (1200—1500° С) уже значительно отличаются от фактических. Поэтому, например, контур сварочной ванны, рассчитанный по приведенным схемам расчета, может довольно значительно отличаться от реального.
Оценивая погрешности при расчете изотермы температуры плавления, определяющей контур сварочной ванны, необходимо учитывать. не только схематизацию ввода тепла, но и относительный тепловой эффект скрытой теплоты плавления в энтальпии расплавленного металла при Т=ТПЛ. Так, например, у железа скрытая теплота плавления (Апл) составляет от его энтальпии при Тпл — Нт (ж) около 20% (£пл/Ятпл(Ж) =0,2) [см. § 20], а у алюминия Апл/Ятпл(ж) = 0,45, т. е. скрытая теплота плавления, которая схемой расчета не учитывается, составляет почти половину энтальпии жидкого алюминия при Тпл. Поэтому погрешность в расчете изотермы при сварке алюминия может быть относительно больше, чем при сварке сталей.
Некоторые схемы расчета изотерм температуры плавления при сварке с введением дополнительных экспериментально определенных коэффициентов приведены в гл. VI.
Размеры зон термического влияния сварки в свариваемом металле, например при сварке сталей или термически обрабатываемых сплавов алюминия, расчетными методами определяются достаточно хорошо. Расчетные методы для таких областей металла в свариваемом изделии позволяют определять термические циклы нагрева, максимальные температуры нагрева и скорости охлаждения, влияющие на конечную структуру и свойства. С помощью тепловых расчетов удается находить рациональные пределы режимов сварки таких металлов и сплавов. Некоторые практически применяемые для этих целей расчетные методы приведены в гл. VII.
В результате неравномерного температурного поля в свариваемом изделии возникают деформации и появляются внутренние напряжения. Методы учета изменения температурных полей во времени позволяют осуществлять расчеты получаемых во времени сварочных деформаций и эпюры напряжений. Использование тепловых расчетов ДЛЯ этих целей рассматривается в специальных курсах.
Для правильной оценки температурных полей, областей нагрева
178
179
chipmaker.ru
Таблица IV.8
Расчетные схемы процессов распространения тепла при сварке
Характеристика источника	Процесс	Форма Изделия	Характеристика расчетной схемы	Рассчитываемая стадия процесса
Длительное	1. Наплавка	Массивное	Точечный подвиж-	Нагрев и
воздействие; ис-	валика на по-	тело	ный источник тепла	ох л аж де-
точник перемещается практически прямолинейно и равномерно	верхность дуговой сваркой	Толстый лист	на поверхности по-лубесконе иного тела То же, на поверхности плоского слоя	ние То же
	2. Дуговая сварка стыковых швов за один проход	Тонкий лист	Линейный подвижный источник .тепла в пластине с теплоотдачей	
	3. Электро-шлаковая сварка стыковых швов	Толстый лист	Комбинация линейных подвижных источников тепла в пластине без теплоотдачи (большая толщина) или с теплоотдачей (средняя толщина)	»
	4. Газовая сварка стыковых швов за один проход	Тонкий лист	Распределенный (фиктивный линейный) подвижный источник тепла в пластине с теплоотдачей	Охлаждение
Кратковре-	5. Заварка	Массивное	Точечный мгно-	То же
менное воздействие; источник практически неподвижен	небольших поверхностных дефектов	тело Толстый лист	венный источник тепла на поверхности полубесконечного тела То же, на поверхности плоского слоя	
	6. Прихватка стыков	Тонкий лист Стержни малого поперечного сечения	Линейный мгновенный источник в пластине с теплоотдачей Плоский мгновенный источник тепла в стержне с теплоотдачей	»
необходим выбор правильной расчетной схемы для
н охлаждения
решения различных конкретных задач. Некоторые основные рекомендации по выбору рассмотренных выше расчетных схем для реше
ния конкретных вопросов тепловых расчетов применительно к сварке приведены в табл. IV. 8.
Некоторые из расчетных методов, имеющих специфическое применение (например, нагрев металла специальными многопламенными горелками, тепловые процессы при конкретной сварке и др.), в учебнике не рассматриваются.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Какими величинами измеряют количество тепла, имеющегося в теле и выделяемого источником тепла?
2.	Что такое массовая и объемная теплоемкости? Единицы их измерения и характер зависимости от температуры.
3.	Что характеризует энтальпия при' определенной температуре? Каков общий характер зависимости энтальпии от температуры металла?
4.	Дайте определение температурному полю в теле. Каков характер общих зависимостей, которые его описывают?
5.	В чем заключается передача тепла теплопроводностью и основные факторы ее определяющие?
6.	В чем заключается обмен тепла конвекцией и лучистой энергий? В каких случаях такие виды теплообмена играют значительную роль и какими закономерностями они определяются?
7.	Рассмотрите вывод уравнения теплопроводности. Какие основные закономерности вытекают из этого уравнения?
8.	Какие краевые условия, определяющие распространение тепла в теплопроводящем теле, необходимо учитывать?
9.	Какая схематизация формы и размеров теплопроводящих тел применяется в идеализированных случаях тепловых расчетов?
10.	Рассмотрите классификационные признаки и классификацию источников тепла применительно к тепловым расчетам при сварке.
И. Какими закономерностями определяется распространение тепла и распределение температуры в теплопроводном бесконечном и полубесконечном телах при действии мгновенных сосредоточенных источников тепла?
12.	Как определить распространение тепла в пластине и стержне при действии мгновенных сосредоточенных источников тепла, учитывая теплоотдачу в окружающую среду и без учета такой теплоотдачи?
13.	Какой общей схемой учитывается влияние подвижности источника тепла на изменение температуры в нагреваемом теле?
14.	Рассмотрите основные закономерности температурного поля в полубесконечном теле от действия точечного источника, перемещающегося по его поверхности с произвольной скоростью.
15.	Рассчитайте температурный цикл T=f(t) для" течки с координатами x=c=ji=1 см; z=l см в полубесконечном теле при режиме q= 1000 кал/с; о=0,1 см/с. Материал тела: низкоуглеродистая сталь; нержавеющая хромоникелевая сталь.
16.	Рассчитайте длину сварочной ванны сзади точечного источника тепла при дуговой автоматической наплавке на поверхности массивного тела при режиме: /==500 А, {/д=32 В, v =12 м/ч. Материал тела: низкоуглеродистая сталь, нержавеющая хромоникелевая сталь.
17.	Рассчитайте квазистационарное температурное поле (изотермы 600, 400, 300 и 150° С) в массивном теле из алюминия при воздействии точечного' источника тепла мощностью </=3000 кал/с, движущегося со скоростью 0,5 см/с; 1 см/с; 3 см/с.'
18.	В чем заключаются основные особенности и закономерности нагрева по-лубесконечного тела быстродвижущимся источником тепла?
19.	Рассчитайте квазистационарное температурное поле (изотермы 600, 400, 300 и 150° С) при сварке низкоуглеродистой стали точечным быстродвижущимся источником мощностью д=3000 кал/с; ot=l см/с; см/с.
180
181
chipmaker.ru
20.	Рассмотрите основные положения и расчетные формулы распространения тепла в пластине с теплоотдачей и без теплоотдачи при различной скорости перемещения линейного источника тепла.
21.	Рассчитайте квазистационарное температурное поле (изотермы 1500, 1000, 600, 400 и 200° С) при дуговой сварке листов низкоуглеродистой стали 6 = 2,5 мм на режиме /=300 А; 1/д=25 В; и=1 см/с (этот режим обеспечивает сквозное проплавление).
22.	Рассчитайте и постройте кривую максимальных температур при режиме п. 21.
23.	Какие особенности имеют температурные поля при нагреве листов средней толщины точечным источником, движущимся по поверхности листа? Схема их расчета.
24.	Какая стадия нагрева относится к периоду теплонасыщения? Дайте общие закономерности расчета температур в период теплонасыщения. Рассчитайте температурный цикл точки с координатами х=0,5 см; j>=l,0 см (где х—расстояние от начала сварки) при движении точечного источника (<?=2000 кал/с, о=0,3 см/с) по массивному телу из низкоуглеродистой стали.
25.	Рассмотрите особенности расчета температурных полей в период выравнивания температуры. Рассчитайте температуры точки конца шва при дуговой сварке на режиме <у=2000 кал/с; о=0,2 см/с (тело массивное, из низкоуглеродистой стали) через 2; 5; 10 и 20 с, но после прекращения действия дуги.
26.	Как влияет распределенность источника тепла на температуру объемов нагреваемого металла, расположенных близко к источнику и далеко от него? Модель процесса и схема расчета.
27.	Рассмотрите особенности нагрева металла нормально-круговым распределенным источником тепла в сравнении с нагревом сосредоточенным источником.
28.	Рассмотрите основные особенности нагрева пластин быстродвижущимся нормально-круговым источником тепла и области возможного применения расчетных формул.
29.	Рассмотрите области применения расчетных методов тепловых основ сварки и дайте примеры использования различных расчетных схем.
ГЛАВА V. МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ
ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
§ 29. ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА МЕТАЛЛУРГИЧЕСКИХ ПРОЦЕССОВ ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
Chipmaker.ru
Применение при сварке плавлением мощных, высококонцентрированных, высокотемпературных источников тепла приводит к интенсивному расплавлению свариваемого и добавочного присадочного материалов и часто к их значительному перегреву выше температуры плавления. Наличие жидкого, а в связи с перегревом и частично парообразного металлов при сварке при большой относительной поверхности создает возможность их значительного взаимодействия с окружающей материальной средой. Это взаимодействие в ряде случаев Кюжет быть вредным, снижая механические (в общем случае эксплуатационные) свойства сварных соединений. Так, например, при сварке открытой дугой голым плавящимся металлическим электродом металл сварных швов получается хрупким, даже если свариваемый металл и электрод представляют собой  пластичные низкоуглеродистые стали. Эта хрупкость, полученная в результате пере-плавления металла сварочной дугой, определяется процессами его взаимодействия с кислородом и азотом воздуха. В результате этого взаимодействия наплавленный металл (металл переплавленного сварочной дугой электрода) и металл шва (смесь наплавленного метал? ла и расплавленной части основного свариваемого металла) содержат значительно больше кислорода и азота, чем исходные стали, полученные металлургическими методами обработки, а следовательно, отличаются от них по свойствам. Так, на рис. V.1, а сплошными линиями показано влияние кислорода, а штриховыми — азота на свойства железа. Аналогично сильно влияют эти элементы на механические свойства большинства других металлов, например титана (рис. V.1, б) и молибдена (рис. V.1, в).
При газовой сварке плавлением газосварочное пламя в значительной степени изолирует области расплавленного при сварке металла от его взаимодействия с воздухом. В связи с этим при газовой сварке практически азотирование металла не наблюдается. Однако при сварке • обычно применяемым ацетилено-кислородным пламенем в зависимости от его регулировки (соотношения кислорода и ацети
183
chipmaker.ru
лена в горючей смеси) возможно различное взаимодействие металла с газами пламени. Так, при некотором избытке кислорода в пламени (например, при Vo2/Vc,h2> 1,2—1,25, где объемы газов, подаваемых в горелку в единицу времени) при сварке низкоуглеродистых нелегированных сталей наблюдается окисление металла шва. При Vo2/Vc2h2=1 —1,2 значительного окисления >келеза не наблюдается, но в легированных хромом сталях хром всё же будет окисляться.
а)	8)
6Й, 6Т кгс/нмг	бв,кгс/ммг
120
100
80
60
40
20 0 1,8ес.°/в 1,Вес.7„
Рис. V.1
В случае, когда Vo27Vc2h,<1, низкоуглеродистая сталь практически не окисляется, но в результате наличия в пламени недогоревшего углерода растворяет его и приобретает хрупкость.
Науглероживание расплавленного металла имеет место и при сварке неплавящимся угольным или графитовым углеродом короткой дугой при обратной полярности (+ на электроде; — на свариваемом изделии).
При сварке плавлением некоторых металлов (алюминия, титана, магния и их различных сплавов) никакие практически применимые соотношения Vo2 и Ус2н2 в газосварочном пламени (Vo,/Vc2h22>0,6) не могут предохранить металл от его окисления
При наличии в пламени водорода, особенно при избытке горючего газа, наблюдается его проникновение в жидкий металл, что значительно ухудшает свойства металла шва или может привести к пористости в сварных швах.
184
Применение электрической дуговой сварки для изготовления разнообразных ответственных сварных конструкций, к сварным швам которых предъявляют требования их достаточной пластичности и вязкости, оказалось возможным только после разработки мер по ограничению вредного воздействия воздуха (кислорода и азота) на металл, переплавляемый в условиях сварки. Это было достигнуто применением специальных электродных покрытий, сварочных флюсов и защитных газов.
Электродные покрытия это смеси газообразующих и шлакообразующих веществ, которые в процессе сварки предохраняют металл от воздействия воздуха и производят желаемую металлургическую обработку металла. Для этой цели в покрытия часто вводят различные металлические добавки.
Однако вводимые в покрытие газообразующие (для оттеснения воздуха) и шлакообразующие (частично изолирующие поверхность расплавленного металла) вещества, как правило, при сварке не нейтральны по отношению к металлу.
Обычно в качестве газообразующих веществ в покрытиях применяют органические добавки (крахмал, декстрин, целлюлозу и пр.) или углекислые .соли — карбонаты (мрамор, магнезит и пр.). Первые, разлагаясь, образуют водород и различные сложные газы СО, СО2. Н2О при наличии некоторого количества свободного кислорода. Вторые дают СО, СО2, а также кислород и некоторое количество паров воды, наличие которых определяется технологией изготовления покрытий.
Шлакообразующие вещества представляют собой системы окислов различных элементов / и галоидных соединений (чаще всего фторидов). Некоторые из них при сварочных условиях также взаимодействуют с металлом, в частности, окисляя его.
Флюсы-шлаки, применяемые при автоматической (полуавтоматической) дуговой и электрошлаковой сварках, как правило, представляют собой системы более простые, чем электродные покрытия. Однако они также содержат окислы, а иногда и газообразующие добавки. Почти всегда как технологическая примесь в них содержится то или иное количество воды (влаги, кристаллизационной или цеолитной воды).
Принципиально такая же схема построения флюсов применяется для газовой сварки и сварки неплавящимся электродом ряда металлов и сплавов, которые в этих условиях для получения надлежащих свойств сварных соединений требуют дополнительной металлургической обработки расплавленного металла.
Для газовой защиты сварочного пространства при газоэлектрических видах сварки, как указывалось выше (см. § 3), применяют либо активные (реагирующие с металлом при сварке) газы, либо инертные. Из активных защитных газов наибольшее применение имеет углекислый газ. Менее распространены водород, пары воды и другие газы. В сварочных условиях углекислый газ может взаимодействовать с металлом в виде СО2, СО, а также углерода и кислорода. При наличии в нем примеси воды в процессе участвуют
185
chipmaker.ru
водород и пары воды. При других активных защитных газах основная часть газовой атмосферы, контактирующей , с металлом в сварочной ванне, состоит из паров воды, водорода и кислорода.
В технически применяемых инертных газах часто имеются примеси паров вода, кислорода, азота. Они даже при небольшой концентрации могут также взаимодействовать с металлом при сварке.
В результате применения различных защитных газов окислительные процессы в той или иной степени ослабляются. Однако при наличии таких реакций в сварочном реакционном пространстве и в этом случае получаются окислы — шлаки.
Таким образом, практически при всех способах сварки плавлением (кроме сварки в глубоком вакууме) приходится учитывать взаимодействие металла, его примесей или легирующих добавок с окружающей газовой, шлаковой или газошлаковой средой. Основными газами при этом являются О2, N2, Н2, СО, СО2, Н2О и некоторые их производные и галойды. Шлаки представляют собой системы окислов и галоидных соединений.
Известно (гл. II), что протекания реакций взаимодействия как между простыми веществами, так и сложными соединениями определяются внешними факторами, в частности температурой, давлением, характером поверхностей раздела, скоростью поступления вег ществ в реакционную вону, временем взаимодействия и др. Рассмотрим эти условия применительно к сварочным процессам. Прежде всего рассмотрим температурную обстановку в сварочном реакционном пространстве при различных способах сварки.
При большинстве операций сварки плавлением в реакционном пространстве расплавляются свариваемый и добавочный металлы. Только в некоторых случаях газовой сварки, дуговой сварки .неплавящимся электродом и электронным лучом сварочная операция может не сопровождаться плавлением добавочного присадочного материала. Принципиально температурное состояние расплавленных добавочного металла и сварочной ванны*, находящейся на свариваемом изделии, различно.
При газовой сварке и сварке неплавящимся электродом даже при применении присадки в связи с тем, что последняя, как правило, непосредственно своей расплавленной частью контактирует с поверхностью сварочной ванны и перетекает в нее, разницей их температур в этих случаях можно пренебречь.
При электрошлаковой сварке, а особенно при всех видах дуговой сварки плавящимся электродом, температура поступающего добавочного (наплавляемого) металла в ванну и температура самой ванны могут значительно отличаться. В этих случаях присадочный (электродный) металл расплавляется без контакта или только с частичным и кратковременным контактом со сварочной ванной и поступает в сварочную ванну на изделии в основном в виде капель, а при дуговой сварке частично и в виде паров. •
* Иногда к понятию сварочная ванна присоединяют область плавления добавочного металла. Введение такого обобщенного термина вряд ли целесообразно-.
186
Температура расплавленного металла в любой сварочной ванне неодинакова и изменяется по ее длине, ширине и глубине. При этом температура жидкого металла у кромок нерасплавленного или затвердевшего металла (по контуру ванны — вблизи изотермической поверхности Тпл) примерно равна его температуре плавления. Поверхность ванны непосредственно под источником (под наиболее нагретой частью пламени или пятном дуги и прилегающих к нему
Рис. V.2
частей) имеет более высокую температуру (перегрета выше Тпл). В промежуточных зонах ванны температура жидкого металла выше Гпл, но ниже максимальной. Контур сварочной ванны (Т~ТЛЛ) в плане и такие изотермические поверхности в различных сечениях (I—IV) по ее длине показаны на рис. V.2, а. Температурный .градиент. в ванне, кроме вида и режима сварки, зависит также от интенсивности потоков жидкости, общий характер которых изображен
Рис. V.3
на рис. V.2, б. Распределение температуры поверхности металла сварочной ванны при газовой сварке и дуговой сварке неплавящимся электродом схематически показано на рис. V.2, в.
Экспериментальные измерения максимальных температур в сварочной ванне весьма немногочисленны. Так, при газовой сварке стали пирометрические измерения показывают температуру поверхности сварочной ванны ~1600—1630° С, т. е. примерно на 100— 150° С выше Тпл. При сварке неплавящимся электродом эта максимальная температура поверхности ванны, вероятно, несколько выше.
187
chipmaker.ru
Так, температура сварочной ванны при аргощ>дуговой сварке стали по японским исследованиям составляет 1800-_J850°C, а при сварке титана (Тпл=й1650°С) по измерениям Л. Г). Мальцева достигает —2100° С.
Характер распределения температур в сварочной зоне при дуговой сварке плавящимся электродом с Покрытием показан на рис. V. 3, а. В металлической части плавящегося электрода температура повышается по мере приближения к Торцу, на котором горит дуга (сплошная линия на рис. V. 3, а). На некотором расстоянии от торца температура достигает температуру плавления, стержень плавится, образуя каплю металла. Торцевая поверхность капли приближается к температуре кипения металла (см. § 15).
Покрытие, являясь непроводящим или слабопроводящим ток, имеет температуру меньшую, чем стержень (штриховая линия). Состав и количество покрытия подбирают с учетом того, чтобы его плавление осуществлялось примерно совместно с электродным стержнем. Газы из покрытия начинают выделяться выше зоны плавления, а шлаки частично покрывают (окутывают) м^таЛлическую каплю на торце электрода и иногда в виде мелких частичек находятся внутри металлической капли.
С .HftKOTcjRbiM® интервалами .щлемщш /-об&гкж? от 0,05 до },D с, наиболее часто 0,1—0,5 с) часть капли отделяется от электрода и переносится на другой полюс дуги — в Сварочную ванну. Этот перенос может осуществляться в момент короткого замыкания дугового промежутка каплей расплавленного электродного металла, а при большой силе (плотности) тока капли отрываются от электрода и пересекают дуговой промежуток. В процессе переноса (его продолжительность 0,01—0,05 с) капля продолжает нагреваться газами дуги (их температура 4500—8000° С) и ее среднЯя температура может повышаться. Согласно различным калориметрическим измерениям температура капель в дуговом промежутке при ручной сварке стальными электродами составляет 2100—235о°С. повышаясь с увеличением силы и плотности тока в электроде.
При сварке под флюсом процесс качественно осуществляется так же, только вместо покрытия конец электрода обволочен (окутан) шлаком от расплавленного флюса. Температура капель на высоких режимах автоматической сварки под флюсом в момент перехода через дугу при сварке стали может быть ок<ЭЛо 2500° С.
Температура капель при сварке в углекислом газе при диаметре электродных, проволок 1,2—2,0 мм и рекомендуемых режимах по силе тока по исследованиям И. К. Походни составляет от 2350 до ~2600°С, завися от полярности дуги и плотности тока в электроде. Примерно такие же температуры капель получены им при сварке плавящимся электродом при других составах защитных газов.
Капли, попадая в кратер в районе пят»1а ДуГИ> обеспечивают в этой части ванны температуру металла, Слизкую к их температуре в дуговом промежутке.
Так как капли переходят дугу вместе ьо шлаком, то в ванне образуется не только сплошная жидкая металлическая фаза, но и
188
раздробленные шлаковые частицы и газовые пузыри, которые могут образоваться уже в каплях.
Измерения температуры металла в сварочной ванне при дуговой сварке единичны. Результаты измерения температуры в различных сечениях хвостовой части ванны, по данным И. К. Походни и И. И. Фрумина, показаны на рис. V.3, б. По этим данным в стальной сварочной ванне схематически можно выделить три температурные зоны (рис. V.3, в): I — высокотемпературную, вблизи дуги (температура экспериментально не определена); // — промежуточную зону с температурой —1750° С и III— зону по периферии ванны с температурой несколько выше Тпл (~1500°С). Между зонами градиент температур больше, чем внутри зон.
Средняя температура такой сварочной ванны* И. И. Фруминым и И. К- Походней была определена в 1770+100° С, а Н. Кристенсеном около 1800° С. Средняя температура сварочной ванны при режимах ручной сварки, когда ванна меньше, а доля перегретого наплавляемого металла в ней больше, по измерениям Д. Чипмана и Н. Христенсена составляет 1900—2000° С.
Таким образом, при дуговой сварке* плавящимся электродом перегрев металла выше температуры плавления весьма велик, причем средняя температура капель металла на 500—800° С выше средней температуры металла в сварочной ванне.
Качественно аналогичные результаты по характеристике температур в сварочной зоне при автоматической сварке алюминия получены и Д. М. Рабкиным.
Максимальное время пребывания металла в сварочной ванне в жидком состоянии для различных случаев оценивается от нескольких секунд до 30—40 с.
Температурный режим жидкого металла .и шлака при электро-шлаковой сварке — промежуточный между дуговой сваркой плавящимся электродом и газовой сваркой. Так, температуру капель, пересекающих шлак от электрода к металлической ванне, следует считать около 2000° С, а температуру металла в ванне от 1900° С вблизи центра ее поверхности до 1500° С у границы раздела с твердым металлом (все цифры относятся к сварке стали).
Внешнее давление, при котором происходят реакции в условиях сварки, обычно составляют около 1 кгс/см2 (кроме некоторых частных случаев, например, сварка под водой на значительной глубине и сварка в вакууме). В связи с тем что при сварке часто имеются смеси газов, приходится учитывать их парциальные давления (от иногда малых до 1 кгс/см2).
В связи с характером плавления добавочного металла в виде капель поверхность их взаимодействия с окружающей средой по отношению к их объему очень велика. Наличие внутри капель и сварочной ванны шлака и газовых частиц еще более увеличивает
* Некоторые закономерности по средней температуре сварочной ванны см.
189
r.ru
поверхности взаимодействия металл — газ и металл — шлак. В эти! условиях транспортировка реагентов не должна проходить больший расстояния и скорости реакций при высоких температурах могу* быть весьма велики. Поэтому необходимо учитывать и кинетику процессов их взаимодействия.
§ 30. ВЛИЯНИЕ КИНЕТИЧЕСКИХ ФАКТОРОВ НА ПРОЦЕССЫ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ МЕТАЛЛА С ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДОЙ В УСЛОВИЯХ СВАРКИ ПЛАВЛЕНИЕМ
Экспериментальное и теоретическое исследование кинетике процессов взаимодействия металла с окружающей средой при сварке весьма затруднено в связи с большим количеством взаимовлияющих факторов, быстротечностью процессов и наличием высоких температур. Многие процессы и реакции при сварке протекают в диффузионном режиме для гетерогенных систем (см. гл. II, § 11).
Для реакций на поверхностях металл — взаимодействующая фаза поток реагирующих элементов (веществ) в ряде случаев лимитируется их поступлением ,к этой поверхности диффузией в соответствующих фазах, временем взаимодействия и относительной величиной поверхности взаимодействия. Так, например, для реакций окисления металла кислородом газовой или шлаковой фазы поток кислорода (О) поступает в металл через поверхность раздела F со скоростью:
^0=P0F([O]-[O]n.M),	(V-1)
где [О] и [О]п.м — соответственно концентрации кислорода в объеме окислительной фазы и у поверхности раздела фаз; ₽0 — константа скорости диффузии, учитывающая общее диффузионное сопротивление поступлению кислорода к поверхности взаимодействия.
Скорость поступления потока элемента Me из объема металлической фазы к поверхности взаимодействия характеризуется аналогичным уравнением
№ме =₽MeF ([Me] - [Ме]п.м).	(V.2)
Обычно в условиях сварки выгорание примесей прежде всего определяется транспортированием кислорода к поверхности раздела. При достаточном количестве кислорода во взаимодействующей с металлом фазе ([О] — [O]n.M)=const скорость реакции также постоянна и не зависит от концентрации [Ме]. Однако при малой концентрации [Me], а также при малом количестве этого элемента в связи с малым объемом всего металлического расплава (например, в каплях расплавленного электрода) скорость диффузионного потока WМв с течением времени реакции изменяется. Если пренебречь обычно малой концентрацией элемента на поверхности раздела фаз, т. е. [Ме]п.м, то скорость реакции на этапе уменьшения [Ме] будет определяться зависимостью U7==pF[Me].
190
Отнеся скорость реакции к объему V металлической фазы, получим
=₽FpM = рр F [Me]=₽pF'[Me]=tf [Me],	(V.3)
V т/р т
где F'=Flm—удельная поверхность (отнесенная к единице массы); р — плотность металла.
В случае относительно малого изменения удельной поверхности для установившегося процесса плавления электрода (для капель) и для ванйы общую характеристику можно представить, по А. А. Ерохину, рис. V.4, показывающим влияние концентрации реагирующего
металла (рис. V.4,a) и длительности времени его взаимодействия с кислородом (рис. V.4,6). На рисунке области I соответствуют сталии процесса, характеризуемые подводом кислорода, а области // — стадии, лимитируемые подводом Ме. В целом изменение концентрации А[Ме] (рис. V.4,6) от исходной [Ме] во времени на участке АБ характеризуется линейной зависимостью, а на участке БВ — экспоненциальной. Тогда, согласно А. А. Ерохину,
А [Ме|лв=[Ме]исх - [Ме]*е-*<‘-'*>,	(V.4)
где [Ме]* — концентрация при t*, где t* — момент перехода от одного механизма окисления к другому.
Конечная концентрация [Ме|к стремится к равновесной при конкретных внешних факторах (температура, давление).
Как показали исследования И. К. Походни, для анализа взаимодействия электродного покрытия с металлом электродного стержня в качестве кинетического показателя • удобно пользоваться произведением
«>=(F/V)/K,	(V.5)
где F/V — удельная боковая поверхность капли, отнесенная к ее объему; tK=mK/vnJt — среднее время взаимодействия, получаемое из средней массы капли (тк) и средней скорости плавления электрода (^пл).
Несмотря на то что в условиях сварки весьма важными являются кинетические зависимости, для приближенной оценки возможных результатов взаимодействия различных веществ весьма полезным
191
chipmaker.ru
оказывается применение термодинамических расчетов. В условиях сварки термодинамического равновесия достигнуть нельзя. Это определяется непрерывным изменением температуры и поступлением новых порций еще непрореагировавших веществ. Все же применение термодинамических расчетов оказывается возможным вследствие
того, что:
а) в любом обособленном участке объема общей реакционной зоны (гомогенном или гетерогенном) реакции стремятся к состоянию
равновесия; это позволяет по термодинамическим данным определять наиболее вероятное направление протекания рассматриваемых реакций в этом объеме;
б) на отдельных стадиях процесса вследствие большой скорости протекания реакций можно предполагать достижение в отдельных объемах состояний, близких к равновесным, и примени-
Рис. V.5
тельно к соответствующим условиям приближенно рассчитать состав металла, газов и получить представление о влиянии различных параметров процесса на изуча емое явление.
При этом следует учитывать и изменение скоростей реакции при различных температурах в различные моменты (стадии) сварочного процесса. Пусть нас интересует какая-то величина А
(равновесный состав металла, взаимодействующего с внешней средой, или какая-то другая характеристика) и применительно к различным температурам она, согласно равновесию, должна изменяться по кривой //на рис. V.5, а (для простоты этой же кривой в другом масштабе пусть будут характеризоваться изменения температуры во времени для интересующего нас объема металла). С момента достижения температуры плавления Т„л (момент, характеризуемый абсциссой /) жидкий металл, взаимодействуя с окружающей средой, начнет, стремясь к равновесию, изменять эту величину от исходной Д' в направлении к равновесной Ар (т. е. в направлении к кривой II). Фактическое изменение рассматриваемой величины Дф будет происходить по кривой /. При быстром повышении температуры (на участке от момента 1 до момента 2) в результате ускорения реакций при высоких и повышающихся температурах (Т->ТКИП) и реакции изменения Дф
192
будут быстрыми, и система будет быстро приближаться к равновесию при высоких температурах (для дуговой сварки это характерно для стадии капли). После попадания реагирующих веществ в ванну температура начинает понижаться, равновесное значение Ар тоже снижается. В момент 3 фактическое значение Дф станет соответствовать равновесному, а при дальнейшем снижении температуры (и соответственно значения Др) фактическое изменение Л,ь может изме-
нить направление реакции, опять стремясь к Др и отставая от него. Когда температура в момент 4 достигнет 7^=7^, фактическая характеристика для металла Дф будет иметь значение не Д" (равновесное для температуры Ткр), а зафиксируется на значении А"', как бы отвечающей равновесному не для Ткр, а для Тр— более высокой температуре, чем Ткр. По данным различных  авторов, для не, которых реакций, происходящих при сварке сталей, эта темпера' тура Тр составляет от 1580 до ~ 1800° С (1850—2070 К) при факти' ческой температуре кристаллизации металла ~1500°С (•—1770 К).
Следует, однако, учитывать, что чем более система отдалена от равновесного состояния, чем с большей скоростью она может приближаться к равновесию. Если же система близка к равновесию при определенных внешних условиях, то ее изменения, протекающие в направлении достижения равновесия, могут происходить относительно медленно. Общая схема, определяющая характер влияния степени отдаленности системы от равновесия на возможность приближения ее к равновесию, по экспериментальным результатам К. В. Любавского и обработке А. А. Ерохина показана на рис. V.5, б, применительно к реакциям марганца при сварке под кремнемарганцовистым флюсом (7 — исходная, 2 — фактическая, 3 — равновесная концентрации).
* Условно принято, что температура кристаллизации Ткр равна температуре плавления Тпл без учета необходимого переохлаждения (см. гл. VI).
193
chipmaker.ru
Аналогичное стремление к равновесию в сварочных условиях показано для случая сорбции — десорбции водорода титаном при аргонодуговой сварке с использованием аргона различной влажности (рис. V.6). На рис. V.6, а линией 1 показана равновесная зависимость [Н]=К/рн, , полученная по сварочным опытным значениям /С для аргона различной влажности (точки росы), а прямыми 2 и 3—•, исходные концентрации водорода в переплавляемой присадке с большим содержанием водорода (0,008 вес.%) и малым (после вакуумного отжига — 0,001 вес.%). Линиями 4 и 5 показано конечное содержание водорода в переплавленном металле. При малой исходной концентрации водорода (0,001 вес.%) происходит сорбция водорода, а при большем, чем равновесная (0,008 вес. %), — десорбция.
Применительно к камере с контролируемой атмосферой аргона с заданной влажностью сопоставление изменения концентрации водорода от исходной (прямая 1) до конечной (прямая 2 и 3) для двух уровней давления водорода показано на рис. V.7, б. Чем далее от равновесия (горизонтальные линии для рн =0,00026 кгс/см2 и рн =0,00010 кгс/см2) первоначально находился исходный металл, тем в большей степени по содержанию водорода он изменился в сторону равновесного состава.
В связи с изложенным в дальнейшем для характеристики ряда процессов в условиях сварки можно использовать расчеты, базирующиеся на термодинамическом равновесии, однако при этом следует учитывать, что в ряде случаев равновесие при наиболее интересных конечных температурах (например, температурам кристаллизации металла) практически не достигается и конечные результаты должны уточняться экспериментально. Тогда в расчеты необходимо вводить поправочные коэффициенты.
Хотя, как правило, процессы взаимодействия металла с окружающей средой (газами, шлаками) происходят одновременно; далее для простоты будем их рассматривать отдельно, главным образом на примере сварки сталей, как наиболее изученной.
§ 31.	ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ МЕТАЛЛА С КИСЛОРОДОМ ПРИ СВАРКЕ СТАЛЕЙ ПЛАВЛЕНИЕМ
Одним из характерных процессов, протекающих при сварке плавлением, является окисление металла. Источниками окисления металла при сварке являются:
а)	свободный кислород в газовой фазе (кислород воздуха при сварке открытой дугой; наличие сложных газов СО2, Н2О, способных при диссоциации выделять кислород);
б)	окислы, находящиеся на расплавляемых кромках свариваемого металла и на присадочном (электродном) металле;
в)	окислы, находящиеся в шлаке и растворимые в металле;
г)	химически активные шлаки, отдающие кислород металлу в результате обменных окислительно-восстановительных реакций.
194
Характер окисления различных металлов при сварке может быть различным. Некоторые металлы (алюминий, магний) практически не растворяют кислород ни в твердом, ни в жидком состояниях. .При окйслении образуется обособленная фаза либо в виде поверхностных пленок окислов, либо в виде частиц, взвешенных в жидком металле. Другие металлы (железо, медь, никель, титан) обладают способностью растворять то или иное количество кислорода. Растворимость в жидкой фазе больше, . чем в твердой, и увеличивается с повышением температуры.
При сварке сплавов кроме окисления элемента — основы сплава — может происходить и окисление примесей. Вероятность и степень окисления определяются их сродством к кислороду, концентрацией примеси в растворе и зависят от температурных условий.
Окисление металла свободным кислородом газовой фазы происходит согласно реакции nMe+O2=mMen/mO2/m [см. формулу (11.98)]*. Если металл и окисел являются- конденсированными фазами (твердой или жидкой), то константа Кр такой реакции окисления определяется только парциальным давлением кислорода ро„ соответствующим упругости диссоциации окисла при данных температуре и давлении, т. е. Кр=Рог- Зависимость lgpo2=/ (Т) для различных окислов была показана ранее на рис. П.5 (гл. И).
Возможность окисления или восстановления, какого-либо элемента в результате его взаимодействия с газовой фазой, содержащей свободный кислород, при конкретных внешних условиях (в условиях •сварки, в основном при различной температуре) определяется сопоставлением упругости диссоциации окисла Ролмео) — Ро2 и парциального давления свободного кислорода в газовой фазе {ро,}- В случае, если давление {poj больше упругости диссоциации окисла, то будет происходить окисление; при {Ро,}<Роа — восстановление. Случай, когда {ро,}=Ро1> отвечает равновесным условиям, т. е. не происходит ни окисления, ни восстановления. Применительно к конечному -состоянию этот случай для сварки не характерен.
Упругость диссоциации окислов, находящихся в растворе, Ро, отличается от упругости диссоциации свободных окислов ро,-При этом Ро^Ро^ок’ где аок — активность, связанная со степенью насыщения металлического раствора окислом, т. е. [%Men/mO2/m]/[%Men/mO2#m]inax. Предельное насыщение |Ме„7,„О2дя]1Пах, как указывалось ранее, увеличивается с увеличением температуры. Например, для жидкого железа
„	26 730 . f.	,,, ~
Ро,=------—1-6,43,	(V.6)
Ро, = Ро.
)%FeO]«
• В сварочных условиях металл может реагировать и с атомарным кислородом яМе-)-О=тМеп^тОцт, однако этими процессами для упрощения можно пренебречь.
196
chipmaker.ru
Значение максимальной растворимости кислорода в жидком железе приведено в табл. V.1 *.
Равновесные парциальные давления кислорода в газовой фазе при различных концентрациях FeO в жидком железе приведены в табл V.2.
Из табл. V.2 видно, что даже незначительное парциальное давление свободного кислорода в газовой фазе приводит к окислению железа. Если считать допустимым
Таблица V.1 содержание кислорода в жидком
Растворимость кислорода в жидком железе
Температура		Растворимость, вес. %	
°C	К	О	FeO
1540	1813	0,175	0,786
1600	1873	0,231	1,040
1800	2073	0,485	2,180
2000	2273	0,871	3,920
2300	2573	1,880	8,500
металле ~0,05 вес.%, то равновесное давление кислорода при температурах 1540—2000° С будет порядка 10“10—10“8 кгс/см2.
В воздухе содержится кислорода ~20%	(т. е. {poj=2x
X 10“1 кгс/см2); в связи с этим он является сильным окислителем для железа в сварочных условиях <{Рог}»Рог).
По мере уменьшения кислорода в растворе он удерживается металлом сильнее (равновесные
{рог} снижаются).
Если какой-либо металл разбавлен другим металлическим рас-
творителем (например, марганец растворен в железе), т. е. его кон-
центрация меньше единицы, а окисел также находится в растворе,
Таблица V.2
Равновесные {ро?} при различных концентрациях FeO в расплавленном железе
Содержание в железе, %		Значения {	} (кгс/смя) при различных температурах, °C			
FeO	О	1540	1600	2000	2300
0,10	0,0222	7,7-10—11	1,5-10-10	3,2-10-’	1,7-]0-8
0,20	0,0444	3,0-ю-10	9,3-10—10	1,3-10-8	6,9-10-8
0,30	0,0666	7,0-10—10	2,1-10-’	3,0-10-8	1,5-10-’
0,50	0,1110	1,9-10-’	3,7-10-’	8,1-10-8	4,3-10-’
1,00	0,2220	—	—	3,2-10—’	1,7-10-в
Насыщенный раствор (по табл. V.1)		4,8-10-8	1,6-10-8	5,0-10-в	1,3-10-8
* Экспериментальные формулы, используемые для расчетов основаны на опытах, ограниченных температурой около 1800° значения при более высоких температурах получены экстраполяцией
здесь и далее, С. Расчетные и менее точны.
196
то упругость диссоциации р"о такого окисла приближенно рассчитывается по формуле
ро, рог
^ок
°Ме
^Ме \
Траста /
где яМе— мольная доля металла в растворителе (для случая неограниченной растворимости яМе=[%Ме]/100; Л1Ме и Л1раст8 — относительные молекулярные
(атомные) массы металла	Таблица v 3
и растворителя.
Полагая, что концентрация окисла близка к предельной концентрации насыщения (яок=1) и что 7WMe~ALaCTB (как в случае Мп и Fe), получаем: р'о = = р„  . Это позволяет
* я"
“Ме
приближенно оценить влияние степени насыщения (концентрации металла в растворителе) на упругость диссоциации окисла. При уменьшении Яме
Сопоставление состава проволоки (низкоуглеродистая сталь) и наплавленного металла при дуговой сварке плавящимся электродом без дополнительной защиты от воздуха
Сравниваемый металл	Химический состав, %				
	с	Si	Мп	°	N
Исходный (электрод)	0,08	0,03	0,40	0,020	0,007
Наплавленный металл	0,04	0,02	0,15	0,28	0,15
упругость диссоциации окисла Ро, сильно увеличивается; это говорит о том, что полностью окислить такую металлическую добав-
ку в растворителе невозможно.
Даже при дуговой сварке голым электродом, когда в наплавленном металле имеется очень много кислорода, полного выгорания примесей, имеющих большое срод-
Таблииа V.4
Содержание кислорода в металле, выполненном дуговой сваркой голым плавящимся электродом
Диаметр электродной проволоки, мм
Содержание кислорода в металле, вес. %
ство к кислороду, не происходит (табл. V.3).
Как следует из табл. V.3, при сварке голым электродом в воздухе происходит значительное увеличение в наплавленном металле кислорода и азота. Степень такого их поглощения зависит и от условий взаимодействия. Уменьшение диаметра электрода увеличивает относительную поверхность взаимодействия (капли по среднему
диаметру сопоставимы с диаметром электродного стержня) и ускоряет их реакции с составляющими воздуха. Влияние диаметра голой электродной проволоки на конечное содержание кислорода в наплавленном металле показано в табл. V.4.
197
chipmaker.ru
Окисление металла в 'зоне плавления поверхностными окислами
осуществляется переплавлением окислов, находящихся на кромках и на поверхности присадочного металла. Отсутствие предварительной очистки свариваемого металла и электродной проволоки, а также
длительное хранение некоторых типов электродов с покрытиями
Таблица V.5
Окисление металла шва закисью железа шлака
Содержание FeO в шлаке, вес. %	14,2	15,0	22,7	26,8	56,0	55,2	61,0
Содержание кислорода в металле шва, вес. %	0,036	0,039	0,062	0,118	0,187	0,193	0,211
увеличивает степень окисления металла поверхностными окислами.
При расплавлении кромок (поверхностных слоев) основного металла, поверхность которых покрыта окислами, в сварочную ванну попадают вносимые ими дополнительные ко-
личества кислорода, приводя к большей окисленности сварочной ванны. В ряде случаев этот кислород не успевает за время существования расплавленного металла удалиться из него, приводя к большему конечному его содержанию в закристаллизовавшемся металле шва. Так, например, конечное содержание кислорода в металле шва с предварительной зачисткой свариваемых кромок от окалины (окислов железа) при автоматической сварке под флюсом ОСЦ-45 составляет 0,035%, а при сварке по неудаленным поверхностным окислам — 0,055%.
Из сопоставления следует, что в случае предварительной очистки кромок перед сваркой содержание кислорода в металле шва значительно снижается.	'
Аналогично вводится кислород и в случае наличия окислов на присадочном металле, в частности на электродной проволоке при механизированных видах дуговой и электрошлаковой сварок. Однако в этом случае окислы оказываются предварительно под воздействием более высокой температуры дуги и перегретых капель, в результате чего они частично диссоциируют и не весь кислород окислов поступает непосредственно в сварочную ванну.
В целях максимального исключения усиления окисленности ванны и металла шва такими поверхностными окислами поверхности основного металла, подлежащие расплавлению при сварке, должны перед выполнением сварочной операции предварительно зачищаться, в частности механическим способом или источниками местного нагрева (например, газовым пламенем). Присадочная (электродная) проволока и стержни для изготовления электродов очищают от окислов либо механическим способом, либо травлением.
Окисление металла окислами, находящимися в шлаке и растворимыми в металле, происходит в связи с перераспределением таких окислов между шлаком и металлом. Такой свободный окисел при определенных условиях стремится к распределению между металли
198
ческой и шлаковой фазами, определяемому константой распределения £мео=(МеО)/[МеО], где [МеО] и (МеО) — соответственно концентрации этих окислов в металле и шлаке; АМеО — изменяется с температурой.
Для FeO зависимость константы распределения от температуры выражается формулой lg 1 /LFeo=lg [FeO]/(FeO)=—(6300/7’)-{-1,386. При изменении температуры от Тпл железа до 2500° С величина константы LpeO возрастает от 0,011 до 0,125.
Изменение содержания кислорода в металле шва в зависимости ' от содержания закиси железа в шлаке при дуговой сварке, по данным А. А. Ерохина, приведено в табл. V.5.
Окисление химически активными по кислороду шлаками происходит в связи с обменными реакциями типа
(Ме"Оу) +у [Mez]—у (Me'О) +х [Me"].	- (V.7)
При сварке углеродистых сталей по такой схеме происходят кремне- и марганцевосстановительные процессы при наличии в щлаке значительных количеств SiO2 и МпО. В случае наличия в металле
S) [Мп]ц.м,6ес.% [Ог]нм,Вес."/а
№ typ > МСЛ /°	(Мп 0)ф, мол.
Рис. V.7
элементов с более сильным сродством к кислороду их окисление кремнеземом и закисью марганца шлака может быть очень интенсивным. Например, при сварке легированных сталей, содержащих около 15—18% Сг, потери хрома окислением в результате реакций с SiO2 и МпО при концентрации последних 10—20% могут составлять несколько процентов. При сварке сталей, содержащих элементы с весьма большим сродством к кислороду (Al, Ti), их выгорание при достаточно большем содержании в шлаке SiO2 и МпО может происходить почти полностью.
Характер изменения содержания кислорода в наплавленном металле при автоматической сварке низкоуглеродистой электродной проволокой под различными флюсами с различным содержанием SiOj и МпО показан на рис. V.7, а, б.
На рис. V.7,a показан прирост в наплавленном металле A[Si]H.M и Д[О2]В.М от реакций с флюсами, имеющими различную концентрацию кремнезема. На рис. V.7,6 показаны зависимости появления
199
chipmaker.ru
в металле А [Мп] и А [02] от реакций с МпО флюса. При этом 1 — содержание Мп в наплавленном металле — [Мп]нм; 2 — разность содержаний Мп в наплавленном металле и электродной проволоке А[Мп]=[Мп]я.м-[Мп]э.п.
Окисленность жидкого металла в сварочной зоне зависит от содержания в нем элементов-раскислителей. Раскислителями являются элементы с большим сродством к кислороду, чем металл, являющийся основой сплава.
а)
Применительно к железу, как основе сплава, сопоставление упругости диссоциации окислов различных элементов, часто имеющихся в углеродистых и легированных сталях, в зависимости от их концентрации при значениях температур 1540° С (1813К) (а) и 2300° С (2573К) (б) показано на рис. V.8.
Как следует из этих зависимостей, никель, когда является легирующей примесью, раскислителем для железа быть не может и его выгорание (окисление) при сварке сплавов на железной основе должно быть ничтожным*. Марганец уже при концентрациях >0,5% при 2300° С и около 0,1% при 1540° С имеет меньшую упругость диссоциации окисла, чем насыщенное кислородом железо (штриховая линия), и может выступать в качестве раскислителя, отбирающего кислород от железной основы. Хром действует слабее, чем марганец, особенно при высоких температурах. Более сильными раскислителями железа являются кремний, титан, алюминий. При высоких температурах наиболее сильным раскислителем становится углерод.
* Практически только в связи с незавершенностью реакций раскисления (например, NiO-|-Fe -> FeO-f-Ni) той части никеля, который, мог быть окислен иа какой-то стадии воздействия кислорода на-сплав.
200
Равновесные концентрации кислорода при наличии в расплавленном железе различных концентраций раскислителей могут быть рассчитаны на основании известных температурных зависимостей констант равновесия различных реакций.
Расчетные формулы и результаты подсчета равновесных концентраций кислорода при температурах, имеющих место при сварке
Таблица V.6
Концентрация кислорода и элементов-раскислителей в сплавах железа, находящихся в равновесии с окислами этих раскислителей
				Равновесные		концентрации	
Я				кислорода, %		при разлнч-	
= ® н ® м	Константа равно-	Зависимость 1g К от	S.S °-	ных температурах.			
5 о й	весня» К	температуры, (К)	я £ ®				
— С2 О			§§ °-	1540	1800	2000	2300
6В Си®							
с	[% С] [% О]	2400	0,05	0,048	0,072	0,092	0,120
	Рсо		~ —1,327 Т 78970	0,10 1,0	0,024 0,038	0,036 2,3	0,046	0,060
Сг	[% Сг]2 [% О]3	— —ZT“+39,21	5,0	0,004	0,84		—
			10,0	0,0026	0,507	—	—
			20,0	0,0002	0,315		
Мп	(% Мп] [% О]	25270 - ~у—1-12,55	0,5 1,0	0,08 0,04	2,26 1,13	—	
			—2,0	0.02	0,565	—	—
	[% Si] [% О]2	26050	0,1	0,011	0,091	0,33	1,55
Si		~ т +9,5	0,2	0,008	0,065	0,23	1,10
			0,3	0,007	0,052	0,19	0,86
			1,0	0,004	0,030	0,10	0,49
те	[% Ti] [% О]2	30700 — m +10,33	о,1 0,3	0,0010 0.0009	0,018 0,011	0,077 0,043	0,50 0,29
			0,5	0,0007	0,008	0,034	0,22
плавлением, приведены в табл. V.6 (по К. В. Любавскому). Сопоставление максимальной растворимости кислорода в железе и равновесных концентраций кислорода при различных количествах раскислителей (Si, С) и различных температурах показано на рис. V.9.
В связи с тем что сродство элементов к кислороду с повышением температуры уменьшается, концентрация кислорода в расплавленном металле при высоких температурах может быть значительной (см. рис. V.9, например, для [Si]=0,3%). При снижении температуры в хвостовой части сварочной ванны (рис. V.2) раскисляющая способность элементов-раскислителей усиливается и реакции в определенной степени смещаются в сторону связывания кислорода этими элементами: •
n[Me]-|-m[O]->MenOm.	(V.8)
Продукты этих реакций, являясь практически нерастворимыми в металле, выпадают в виде отдельной фазы. Такое раскисление носит название осаждающего.
20 f
chipmaker, ru
Частицы выпавших окислов, жидкие и твердые, могут удаляться всплыванием или выталкиванием растущими кристаллами (см. гл. VI),
Рис. V.9
или остаются в затвердевшем металле в виде шлаковых включений той или иной степени дисперсности и формы.
Продукты раскисления углеродом являются газообразными (СО), выпадающими в виде газовых объемов (пузырей). При их выделении хвостовая часть ванны пузырится (кипит), а пузыри, не успевшие удалиться из затвердевшего металла, образуют в металле поры округлой или сферической формы, наполненные газом.
И шлаковые соединения (особенно крупные), и поры снижают свойства металла, поэтому необходимы специальные меры для максимального освобождения металла сварных швов от этих пороков.
§ 32.	ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ МЕТАЛЛА С АЗОТОМ И ВОДОРОДОМ ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
Как указывалось ранее, при сварке плавлением приходится учитывать возможность увеличения в металле концентрации азота и водорода.
Основным источником азота при сварке является воздух? Молекулярный азот при высоких температурах диссоциирует на атомы N2=2N — 170200 кал/моль (711,436 кДж/моль).
Степень диссоциации азота зависимости от температуры сопоставлении с кислородом водородом показана на
азота, в частности NO.
в в и рис. V.10. Из этой зависимости следует, что хотя при сварочных температурах может происходить диссоциация, но большая часть азота остается в молекулярной форме.
Частично в присутствии кислорода при высоких температурах образуются и окислы
Азот в некоторых металлах (медь, серебро, золото) практически нерастворим, в связи с чем он может применяться при сварке таких металлов, как защитный нейтральный (инертный) газ.
202
В железе (и железных сплавах) азот растворяется и образует при температурах ниже 600° С химические соединения — нитриды Fe2N и Fe4N.
Азот сильно растворяется и образует химические соединения с титаном. Образует он и с другими металлами и легирующими добавками в сталях (хромом и др.).
При постоянной температуре растворимость азота в жидких металлах определяется соотношениями:
[%NJ=K1pN;
[%N]=/<a(V-9) где Ki и /<2 — коэффициенты, зависящие от температуры; Pn и Pn,—парциальные давления соответственно атомарного или молекулярного азота.
Зависимость растворимости температуры показана на рис.
химические соединения и с алюминием,
азота в твердом и жидком железе от V.ll.a, а железный угол диаграммы состояния Fe—N — на рис. V.11,6.
Как следует из диаграммы состояния, общая концентрация азота в железе определяется наличием его как в растворе, так и в виде химических соединений — нитридов.
При переходе железа из жидкого состояния в твердое растворимость азота скачкообразно уменьшается; газ стремится выйти из раствора в виде газовой фазы (нитриды при этих температурах не образуются), что может привести в определенных условиях к образованию пор.
При дуговой сварке голой электродной проволокой без защиты от воздуха происходит достаточно сильное азотирование металла (см. табл. V.7), в сравнении с его содержанием в сталях, полученных металлургическими способами обработки (обычно в мартенов-
Диаметр электрода, мм
Таблица V.7
Содержание азота в металле, наплавленном голым электродом, вес. %
6	4	2	1
0,105	0,130	0,180	0,218
ских сталях азот находится в пределах 0,0^5—0,008%).
Из приведенных данных видно, что азот, так же как кислород, сильнее поглощается при сварке электродами малых диаметров.
В атмосфере воздуха азот при сварке поглощается металлом сильнее, чем при сварке в атмосфере чистого азота, что указывает
203
chipmaker.ru
на усиление процесса насыщения металла азотом при наличии NO. Усиливается азотирование по сравнению со сваркой в атмосфере чистого азота и в случае сварки в атмосфере диссоциированного аммиака (NH3).
Отрицательное влияние азота на свойства ряда металлов (см. рис. V.1) вызывает необходимость уменьшения его поглощения при сварке (уменьшение рн2 в газовой фазе) или, что сложнее, связывания его в безопасные для свойств металлов соединения.
Источниками водорода при сварке являются газообразный водород, применяемый в виде защитного газа или его составляющей, продукты распада горючих углеводородов (при газовой сварке) и углеводов (из покрытий), а также продукты диссоциации паров воды.
Практически в той или иной степени водород всегда имеется в газовой фазе, взаимодействующей с металлом при сварке. Водород в газовой фазе может присутствовать в виде молекулярного, атомарного и ионизированного. Зависимость степени диссоциации молекулярного водорода на атомы от температуры показана на рис. V.10. Эта реакция идет с бодьшим поглощением тепла (103 800 кал/моль или 432,9 кДж/моль). Из приведенной зависимости следует ожидать, что в дуге значительная часть водорода диссоциирована на атомы.
Ионизация водорода происходит по реакции Н2=Н-(-Н+-(-е— — —417 480 кал/моль (—1745 кДж/моль). В связи с очень большим тепловым эффектом эта реакция менее вероятна, чем диссоциация на атомы.
Различные металлы по-разному взаимодействуют с водородом. Одни из них (титан, тантал, ниобий, ванадий и др.) при умеренных температурах (примерно ниже 300° С) образуют с водородам химические соединения — гидриды (как правило, ухудшающие свойства металла). Гидриды значительно увеличивают предельную равновесную концентрацию водорода в таких металлах. Многие гидридобра-зующие металлы сильно поглощают водород и в твердом состоянии.
При более высоких температурах гидриды распадаются, вследствие чего водород может выделяться из металла (у титана при температурах более 700° С).
Однако, несмотря на увеличение общего количества равновесного содержания водорода в металле, при понижении температуры его количество, которое может быть поглощено при сварке, в ряде случаев оказывается достаточным для ухудшения свойств сварных соединений (например, вследствие выпадения гидридов в сварных соединениях титана).
Другая группа металлов (железо, никель, кобальт, медь) гидридов не образует. Водород адсорбируется этими металлами в твердом состоянии; при плавлении растворимость водорода резко повышается. Для этой группы металлов растворимость водорода при постоянной температуре Подчиняется зависимостям:
[Н]--=^н; [Н]=/с2]/Т^	(V.10)
204
где Ki, К2 — коэффициенты, зависящие от температуры; рн и pHj — парциальные давления водорода (атомарного и молекулярного) в га-зовой фазе.
Общий характер изменения растворимости водорода в железе при различных температурах и {pHi)^l кгс/см2 показан на рис. V.12, а. Штриховая линия на рис. V.12 изменения растворимости водорода при повышении температуры до температуры кипе-
Рис. V.12
ным. Снижение растворимости водорода при приближении температуры к температуре кипения связано с интенсивным образованием паров.
Так же, как для азота, при переходе из твердого состояния в жидкое растворимость водорода в железе скачкообразно увеличивается.
Для жидкого железа растворимость водорода [Н] (см3/100 г) в зависимости от парциального давления рн, (мм рт. ст.) может ' быть определена по формуле
1g [Н]ж=0,5 lg pHl-^+0,888.	(V.11)
Экстраполируя эту зависимость на весь диапазон температур металла, характерный для условий сварки, К. В. Любавский получил зависимости, приведенные на рис. V.12,6. Как следует из этих зависимостей, общее содержание водорода в расплавленном железе, даже при его относительно небольших давлениях в газовой фазе, может превышать равновесную растворимость в твердом металле при кристаллизации.
На растворимость водорода в железе влияют и различные примеси, несколько повышая (например, Ti) или понижая (С, Si, Сг) ее.
Характерное конечное содержание водорода в швах низкоуглеродистой стали при различных способах сварки приведено в табл.У.в.
Как следует из приведенных данных, общее количество водорода в швах является достаточно высоким. Часть этого водорода со
205
chipmaker.ru
временем удаляется из металла диффузией, часть остается в металле в различных несплошностях. И диффузионно-подвижный и остаточный водород в целом ухудшают различные характеристики свойств сварных соединений (см. гл. VI, VII), в связи с чем его количество в металле следует ограничивать. Ограничение содержания водорода в металле в основном достигается уменьшением парциального дав-
Таблица V.8
Содержание водорода в металле одиночных швов (валиков), выполненных различными способами сварки плавлением
Способ сварки и некоторые дополнительные характеристики	Диффузионный водород, выделяющийся в вакууме при комнатной температуре*, отнесенный к наплавленному металлу, см3/100 г	Пересчет диффузионного водорода к всему' металлу шва (валика), см3/100 г
Газовая ацетилено-кислородная сварка (пламя нормальное, сварка левым способом с ' присадкой СВ-08А) Ручная дуговая сварка штучными электродами:	25—36	12—20
а)	с органическими составляющими в покрытии марок ЦМ.-7 и АМО-4 б)	без органических составляющих в покрытии марки УОНИ 13/45:	45—60	30—40
прокаленные при 350° С	5—7	3—5
’ увлажненные при хранении	12—19	8—12
Автоматическая дуговая сварка под флюсом (флюс ОСЦ-45, проволока Св-08А): флюс просушен	2—4	1—2
Флюс увлажнен при хранении	4—7	2—4
Дуговая сварка в углекислом защитном газе (проволока Св-08Г2С, 0 2 мм) 	 •	2—5	1—3
* Сопоставление всех величин проведено при определении диффузионно-выделяющегося водорода из образца с валиком сечением ~ 13 мм2 и длиной 100 мм. Режимы сварки подобраны для получения валиков одного сечения (при дуговой сварке от /СВ==175А и =г 10 м/ч до /сВ ~ 370А и осв= 40 м/ч).
ления свободного водорода в газовой фазе при сварке. Для этого осуществляется:
а)	удаление и ограничение источников водорода при сварке;
б)	связывание газообразного водорода в стойкие при высоких температурах соединения;
в)	уменьшение растворимости водорода в жидком металле, в частности его окислением.
Методы удаления источников водорода сводятся к предварительной очистке кромок от водных окислов (например, ржавчины), их
206
просушке от адсорбированной воды, очистке электродной проволоки от жиров, просушке и прокалке сварочных материалов (электродов, флюсов), предохранению флюсов от засорения ржавчиной или их специальной очистке и пр.
Связывание водорода в условиях сварки осуществляется либо во фтористый водород (HF), либо в гидроксил (ОН). Более распро-
страненным является связывание во фтористый водород. Наиболее § обычной схемой при этом явля- ^дд ются:	§
2CaFa4-3SiOa=2CaSiO34-SiF4 10,6
SiF44-3H=SiF+3HF 1
SiF4+2HaO=SiOa+4HF | °’4 (V12> §0,2
Относительная стойкость раз- §-личных водородсодержащих газов О, против диссоциации при высоких температурах показана на
рис. V.13.	Рис- V-13	।
Окисленность металла приводит к снижению содержания в нем водорода (рис. V.14). Поэтому хорошо раскисленный металл являегся более чувствительным к водороду газовой фазы и требует применения более сильных мер защиты (введения фторидов, прпкалки сварочных материалов и пр.).

8
Ц
О
Рис. V.14
§ 33. ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ СО СЛОЖНЫМИ ГАЗАМИ, СОДЕРЖАЩИМИ КИСЛОРОД
Как уже указывалось выше, в газовой атмосфере при различных способах сварки имеются окислы углерода.
Углекислый газ (СО2) применяется в качестве защитного при сварке ряда углеродистых и легированных сталей.
В некоторых типовых электродных покрытиях в качестве составляющих покрытия применяют углекислые соли, в частности Са( £)3 в виде мрамора или мела. При нагреве карбонаты (на примере мрамора) разлагаются по схеме
СаСО3=СаО4-СОа
Упругость диссоциации СаС03 выражается уравнением
Ш Рсо, — у 1-7,85.
(V. 13)
(V.14)
207
chipmaker.ru
Согласно этому уравнению при рсо = 1 кгс/см2 температура начала разложения СаСО3 составит 910° С (1183 К). К атмосфере воздуха (в котором обычно около 0,03% СО2), т. е. при рсо «0,0003 кгс/см2, диссоциация СаСО3 начинается при 510° С (783 К).
Углекислый газ при высоких температурах также диссоциирует по схеме
СО2=СО+ 1/20,	(V.15)
Константа этой реакции может быть определена по уравнению
1/2
lg*(co,> =lg	-11^+4,404.	(V. 16)
Рсо,	1
Если принять суммарное давление смеси газов, полученных при диссоциации согласно формуле (V.15), равным 1 кгс/см2 (рсо +рсо4-4-ро =1), и учесть, что на одну молекулу кислорода получается две молекулы окиси углерода (т. е. Рсо=2ро ), то при совместном
решении системы уравнения можно получить составы равновесных газовых смесей при различных температурах. Результаты такого расчета показаны на рис. V.15.
Как следует из рисунка, уже при —3000 К (т. е. при температурах, которые в условиях дуговой сварки вполне достигаются в газовой фазе) парциальное давление свободного кислорода в результате диссоциации СО2 составляет около 0,2 кгс/см2 (20%), т. е. примерно такое, как пар-в воздухе. В связи с этим углекис-
циальное давление кислорода
лый газ является окислителем ряда металлов, в частности жидкого
железа
СО24-Ееж FeO-f-CO
(V.17)
Константа этой реакции имеет следующую зависимость от температуры:
lg^v in=1g—РС°г	- 6,855.	(V.18)
<V17> PcolFeO] T ’	v 1
Расчет по формуле (V.18) показывает, что при температуре —1600°С (1873 К) для расплавленного железа, содержащего 0,5% (вес.) FeO (т. е. ~ 0,111 % О, см. табл. V.2), наличие в смеси СО несколько больше 10% СО2 создает окислительную среду. Для железа с 0,3% FeO (0,0666% О) такая газовая смесь окислительна уже при содержании СО2=6,0%. Еще меньшие количества СО2 в смеси делают ее окислительной для расплавленного железа при более высоких температурах, характерных для сварки.
В связи с этим при наличии СО2 в газовой фазе необходимо применять меры для предохранения металла при сварке от окисления, либо раскислить окисленный металл. Поэтому использование СО2
208
в качестве защитного газа может обеспечить защиту от азота воздуха,
но не исключает окисления. В связи с этим для раскисления металла
Количества Мрамора, %
Рис. V.16
в электродную проволоку обычно вводят в необходимом количестве раскислители, как правило, Si и Мп при определенном соотношении между ними.
В ряде случаев при дуговой сварке сплавов, растворяющих углерод, при газовой фазе, содержащей СО2, наблюдается поглощение металлом углерода. Это происходит либо в результате каталитического действия железа на реакцию распада СО, при которой появляется свободный углерод
2СО=СО2+С	(V.19)
либо при восстановлении СО сильными раскислителями (легирующими составляющими сплава), например
2[А1]+ЗСО=А12О3+3[С] (V.20)
Примеры науглероживающего действия СО2 в различных случаях приведены в табл. V.9 и на рис. V.16. При этом зависимость 1 от содержания мрамора в покрытии относится к случаю, когда алюминий содержится только в электродном стержне, а 2 — когда алюминий содержится и в стержне, и в покрытии.
Таблица V.9
Сопоставление содержания угл оода i электродной проволоке и в металле шва при сварке в СО2 и смеси аргона и кислорода
Содержание углерода в электродной проволоке, %	Содержание углерода в шве, %	
	Сварка в СО2	Сварка в смеси 95% Аг+5% Ог
0,05	0,09	0,05
0,06		0,06
0,09 0,11	0,12 0,13	0,10
0,12	0,12	0,11
Водяной пар (Н2О) при сварке также может иметь значительные концентрации в газовой фазе. В некоторых случаях пары воды используют и в качестве защитного газа.
Водяной газ при высоких температурах может диссоциировать по следующим реакциям:
Н2О^Н2+1/2О2	(V.21)	Н2О^±Н+ОН	(V.23)
Н2О^1/2Н2+ОН	(V.22)	Н2О^2Н+О	(V.24)
Термодинамические расчеты И. И. Фрумина показали, что при температурах до 4500 К наиболее вероятна реакция (V.21); при более
209
chipmaker.ru
высоких температурах — также и реакция (V.24). Вероятно также и образование ОН (реакция V.23). В соответствии с этим пары воды •могут являться и окислителем и приводить к наводороживанию металла.
Температурная зависимость константы реакции (V.21) представляется следующей формулой:
-^+3,045.	(V.25)
Рн.О	1
Окисление металлов, в частности жидкого железа, парами водяного таза происходит по реакции
НаО+[Ее]ж7±[РеО]+Н2	(V.26)
Константа этой реакции выражается уравнением
1 гл	1 Рн.о	10200 । - г-	пт
gK<v-26>~gPHJFeO]~ ^~+5’5-	(V’27>
Аналогично, смеси СО и СО2, смесь газов Н2 и Н2О усиливают свое окисляющее воздействие при повышении температуры. Так, для железа с 0,3 вес.% FeO при температуре 1600°С (1875 К) окислительной является смесь при наличии в ней 0,21 кгс/см2 (21%) паров Н2О, а при температуре 2000° С (2273 К) она окислительна при количестве паров Н2О более 3%. Соответственно при 1600° С (1873 К) .для железа с 0,5% FeO окислительна такая смесь при содержании паров воды —0,31 кгс/см2 (31%).
Получение качественного металла при наличии паров воды в тазовой фазе в сравнении с углекислым газом затрудняется еще и тем, что раскисление металла в этом случае приведет к большему насыщению металла водородом (рис. V.14).
Газовые смеси при различных способах сварки имеют различные составы, как правило, характеризующиеся наличием СО, СО2, Н2, Н2О, О2, C„Hm, N2 (не включая сюда одноатомные газы Н, О, N). При общем рассмотрении С„Нт можно пренебречь в связи с тем, что при распаде и окислении эти газы также дают Н2, Н2О, СО, СО2. Азот воздействует на металл самостоятельно (см. § 32).
Отдельно реакции, определяющие существование окислов водорода, .а также водорода и паров воды, рассмотрены выше. При наличии всех этих составляющих возможна такая реакция
СО2+Н2^СО+Н2О	(V.28)
При этой реакции должен появляться свободный кислород, находящийся при определенной температуре в равновесии с другими составляющими этой газовой фазы. В целом для системы газов Н2О, Н2, СО2, СО и О2 равновесное существование может быть показано схемой
СО----СО2
V
н2о-—н2
210
В связи с процессами взаимосвязи и диссоциации соотношение между различными газовыми составляющими в смесях газов зависит от температуры. Поэтому если уловить газы из сварочной зоны, остудить их до комнатной температуры и проанализировать состав, то он будет отличаться от того, который взаимодействовал с металлом; в процессе, сварки. Однако по имеющемуся составу газовой смеси при комнатной температуре можно приближенно рассчитать состав такой смеси при высоких температурах.
При повышении температуры реакция (V.28) протекает слева направо. Ее константа, выражается уравнением
*fe>A(v.28)	_
₽СО, Рн,
-^-+1,359. т
(V.29>
Так как при этой реакции число газовых молекул не изменяется, то выражение ее константы можно написать в следующем виде:
(Рн,о+Х) (Рсо+Х) (Рсо2-х)(Рн2-х)’
(V.30>
где Рн о, Рсо, Рсо и рн — парциальные давления газов при 20° G (293 К)’
Подставляя значения К из уравнения (V.30) в уравнение (V.29)> при соответствующей температуре, можно определить величину х и, следовательно, расчетный состав газов.
Для подсчета равновесных концентраций кислорода можно воспользоваться уравнениями, приведенными выше.
Рассмотрим некоторые примеры равновесных газовых фаз для; газовой сварки плавлением.
Водородно-кислородное пламя хотя и не является оптимальным для сварки тугоплавких металлов, так как имеет-невысокую температуру (табл. III. 1), но его раньше применяли для сварки железных сплавов относительно небольшой толщины.
Рассчитаем соотношение кислорода и водорода в таком пламени, которое исключает значительное окисление металла при сварке. Примем температуру поверхности сварочной ванны при газовой сварке-~ 1600рС (1873 К), как это указано в § 29. При равновесии значение {ро ) в водородно-кислородном пламени равно давлению кислорода р0 диссоциирующего окисла, в рассматриваемом случае FeO. Тогда, для реакции (V.21)
к _Рн.Ро{2__ Рн, {ро,}1/2	.
A(V.21)	’ а {Ро,Г‘ ЛРеО-
Рн2о	Рн,о
Значения KFe0 можно рассчитать по уравнению (V.6) или взять уже имеющиеся значения {poJ из табл. V.2. Перенеся {poJ1/2 в левую-часть уравнения и прологарифмировав, получим
lg^(V.2i>	2
Рн, Рн.о
21k
chipmaker.ru
Получив числовую величину левой части уравнения, можно установить равновесное соотношение рн /рн о или соотношение концентраций этих газов в пламени.
Рассчитаем рн /pHjO для пламени, которое находится в равновесии с жидким железом, насыщенным кислородом:
М = 1>6-Ю-8; lg {poJ=8,200= -7,8.
2,) = — ——-+3,045=--------+3,045= - 3,978.
s <v.2i) T	1600+273
Тогда
-3,978- l/2-(-7,8)=lgpHs/pHiO;
— 0,078=lgpHj/pHjO.
Величина —0,078 (соответственно 1,922) является логарифмом числа 0,836. Следовательно, 1g рн /рн o=lg 0,836 или рн /рн О=0,836. Так как сумма рн +рНо+₽о = Ь то> пренебрегая ро (так как ро <1 и составляет при таких температурах величину ~10—8 — табл. V.2) и обозначив рн =х, получим х/(1 —х)=0,836 и х=рн =0,46, а рн О=0,54. Таким образом, в равновесии с железом, насыщенным кислородом, при 1600° С будет газовая фаза, состоящая из 46% Н2 и 54% Н2О.
Аналогично можно рассчитать равновесную газовую фазу и для любой степени насыщения железа закисью. Например, если допустить содержание кислорода в железе около 0,1%, то по табл. V.2 для FeO=0,5% (вес.) при 1600°С значение {poJ равно 3,7-10-9. Значения логарифма {р0 } равны 9,566 или —8,434. Тогда lgpH /рн 0= = — 3,978 — (1/2) (— 8,434)=0,239 и pKJрно= 1,74, а равновесная газовая фаза будет состоять из 63% Н2 и 37% Н2О*.
Следует отметить, что практические рекомендации по регулировке водсродно-кислородного пламени для сварки низкоуглеродистых сталей таковы: расход водорода должен быть в четыре раза больше расхода кислорода, т. е. VO/VH =1/4. Тогда 4Н2+О2=2Н2О+2Н2 и соотношение водорода с парами воды в пламени равно единице (50% Н2 и 50% Н2О). Согласно выполненному расчету, такое пламя может привести к растворению в жидком металле несколько более чем 0,11% О2 (более 0,5% FeO). Учитывая, что реакции до равновесного состояния в сварочной ванне не доходят (см. рис. V.9, б), фактическое содержание кислорода в металле шва должно получаться несколько более низким.
Сведений в литературе по содержанию кислорода в металле швов при водородно-кислородной сварке нет.
* При расчете можно пользоваться и формулой (V.22). При этом равновесное отношение Н2О/Н2 при 0,5% FeO и 1600° С получается 0,426, а соответственно газовая фаза состоит из Н2я=69% и Н2О»31%. Йекоторое различие в результатах является следствием погрешности расчетных формул или определения констант.
212
Ацетилено-кислородное пламя широко применяют для сварки, в частности, железных сплавов. Произведем приближенный расчет состава газов пламени, который находится в равновесии с типовыми случаями содержания кислорода в расплавленном железе при 1600° С (1873 К). Расчет произведем с учетом парциальных давлений СО, СО2, Н2, Н2О.
При минимальном количестве кислорода, сжигающего углерод из ацетилена, регулировка горючей смеси отвечает соотношению Уо /Ус н Тогда С2Н2+О2=2СО+Н2. Дальнейшее окисление СО в СО2 и Н2 в Н2О не изменит общего соотношения, т. е. {СО}+ +{СО2}/{Н2}+{Н2О}=2/1. Следовательно, парциальные давления углерод- и водородсодержащих газов будут 2/3 и 1/3 кгс/см2.
Произведем подсчет констант реакций окисления водорода и окиси углерода при 1600° С (1873 К) применительно к равновесию с расплавом железа, насыщенного кислородом ({poJ=l,6-10-8, табл. V.2) и содержащего 0,0666% О? ({ро }=2,1-10-9, табл. V.2).
Для железа, насыщенного кислородом (lg {ро }=lg 1,6-10~6— =8,200 или — 7,800)
Рм	1
^V.25 (1873)	{PoJ =
Рн.О	z
= — 3,978 — —	7,800)= — 0,078.
Так как величина — 0,078 (или 1,922) является логарифмом числа 0,836, получаем (см. выше) в равновесии с таким раствором кислорода в железе рН1=0,4б и РНО—0,54-
^SPco^^co2=tev.2i (1873)	lg
lgv 21118731=	4,404= - 21^-1-4,404= - 3,363;
bV.21 (1873)	T	1873	’
1g PcolPco- — 3>363 — — (— 7,8)= — 3,363+ 3,900=0,537 (логарифм числа 3,46).
Обозначая pco=x и pco =(1 — x) и пренебрегая ро=1,6-10~9, получаем х/(1 —х)=3,46 или рсо=0,776 и рсо =0,224".
Учитывая наличие в газовой фазе 1/3 водородсодержащих и 2/3 углеродсодержащих газов, получаем состав газовой фазы (Н2, Н2О, СО, СО2), имеющий равновесный {poJ = l,6-10-8 (при 1873 К)
Н М6Л 1Оо=15,з%; Н„О=2^12100=18%;
2	3	2	3
СО =0,77^-- 100=51,8%; СО2= °’224'2 100=14,9%; О2=1,6-10-®%.
* Обычно содержание кислорода в швах, выполненных газовой сваркой, составляет от 0,03 до 0,07 вес. %.
213
chipmaker.ru
Можно подсчитать, какое количество кислорода необходимо для сжигания ацетилена, чтобы получить такой состав второй зоны пламени:
С2Н2+уО2=0,46Н2+0,54Н2О4-1,552СО+0,448СО2.
Подсчитав сумму атомарного кислорода в правой части (0,544-4-1,5524-2-0,448=2,99) и поделив на 2 (для расчета на молекулярный кислород), получим у=5=1,49.
С учетом некоторого подсоса воздуха (во вторую зону пламени — 10%, см. рис. II 1.4) и вместе с ним кислорода, участвующего в окислении, значение у«1,4.
Для железа, имеющего концентрацию кислорода 0,066% ({ро } = =2,1 • 10~9=9^322 или —8,678),
£_=lg ^(V.25) 1873 ’'у!® {РО,} = Рн.о	z
= — 3,978----(—8,678)=0,361
(это логарифм числа 2,30). Аналогично ранее рассмотренному х/(1—х)=2,30; отсюда рн^ =0,695; pHjO=0,305.
’ .g lg„„ - 4 lg|Po,| = -3,363+i|™ -0,976 Рсо,	z	z
(логарифм числа 9,46). рт =0,908; pco =0,092. Тогда состав газовой фазы: Н2=(0,695-1/3) 100=23,2%; Н2О‘=(0,305/3) 100=10,1%; СО= =(0,908-2/3) 100=60,6%; С02=(0,092-2/3) 100=6,1 %; О2=2,1 • 10-’%.
Соответственно в пламени
С2Н2+у02=0,695Н24-0,305Н204-1,816СО4-0,184СО2
и значение у=ь;1,25. С учетом подсоса воздуха у«1,2.
Считая окисление до предельного насыщения кислорода (при у» 1,4) слишком большим и практически достигающим [О]ре«0,07% (что дает у > 1,2), обычно принимают, что пламя с у ^1,3 (т. е. Vo/Vc н =1,3) является верхним пределом нормальной регулировки для сварки низкоуглеродистой стали.
Учитывая, что нижний предел пламени нормальной регулировки Vo /Vc н =1> а верхний Vo /Vc н =1,3, среднее значение получается Vo /Ус н «1,15, что отвечает статистически установленному из практики соотношению расходов кислорода и ацетилена при сварке низкоуглеродистых сталей.
В связи с тем что при применяемой газосварочной аппаратуре регулировка пламени по мере нагрева горелок изменяется, фактические измерения соотношений кислорода к ацетилену при пламени так называемой нормальной регулировки дают величины VQ /VCjH от 1,05 до 1,25.
214
Таким образом, термодинамический расчет, основанный на предположении о состоянии системы при сварке, близком к равновесному, позволил получить расчетные значения соотношения газов, отвечающие практически установленным величинам.
На основании подобных расчетов, впервые выполненных А. Н. Шашковым, им была предложена номограмма (рис. V.17),
Упругость диссоциации окислов при 1580°с МО
АЦЕТИПЕНО-ЖПОРОДНОЕ ППАМЯ
^Рог
-4
-6 -
ГеО -g . — верхццй предел нормального пламени
-10-
Нижний предел нормального пламени
-14-
-16
-18-
—20-
—22
Область окислительного пламени
Пламя с максимальной температурой
v верхний преоел норма/
> Область нормального пламени
C/gOn* МпО -SiOg -
Т102
А1г03
I Область науглероживающего пламени Г Примерный нижний предел пламени по ~Г_ практическим измерениям
Условный нижний предел науглероживающего пламени
Рис. V.17
связывающая составы газовой смеси ацетилено-кислородного пламени и возможного окисления различных легирующих добавок при сварке сталей. На средней полосе номограммы отложен общий масштаб, выраженный в 1g ро . Слева от него показаны упругости диссоциации окислов различных элементов (при отсутствии учета их концентрации, .т. е. для свободных окислов). Справа на номограмме приведены значения парциального давления кислорода в пламени различного состава (при различных значениях Vo /Vc н ).
Из номограммы следует, что при значительном содержании в стали хрома и при нормальной регулировке газосварочного пламени (VOi/Vc н = 14-1,3) должно происходить образование окислов Cr2Os. Это подтверждается и практикой (см. § 29). Применение пламени с небольшим избытком ацетилена (Vo /Vc н < 1) исключает такое окисление.
Никакая практически применяемая горючая смесь (Vo /VC>H <0,65) не может предохранить от выгорания такие добавки, как Al, Yi и Si. Это также подтверждается практикой газовой сварки легированных сталей.
Аналогичные расчеты применительно к температурам 1650—1700°С (возможная температура сварочной ванны при сварке титана) показывают, что ацетилено-кислородное пламя не может обеспечить
215
chipmaker.ru
отсутствие окисления титана. Поэтому газовая сварка для этого металла не применяется.
Прежде чем рассмотреть возможное влияние газовой фазы на металл при дуговой сварке, следует рассмотреть некоторые особенности формирования газовой фазы в этих условиях.
§ 34. ОСОБЕННОСТИ СОСТАВА ГАЗОВОЙ ФАЗЫ
ПРИ ДУГОВОЙ СВАРКЕ ПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ
И ЕЕ ВЗАИМОДЕЙСТВИЕ С МЕТАЛЛОМ
При дуговой сварке плавящимся электродом металл с электрода переносится в сварочную ванну в виде капель, нагретых до температур, значительно превышающих температуру плавления, и в виде паров.
При сварке голым электродом наблюдение за поведением металла электрода в процессе его плавления может осуществляться визуаль-
S)
/Г
-----Vй
£
*hm**w»wm>*
t
Рис. V.18
но, а также посредством ускоренной киносъемки и косвенно оспил-лографированием изменения электрических параметров дугового рязряда — силы тока и напряжения дуги.
Основные этапы образования и переноса жидкого металла с электрода в сварочную ванну при дуговой сварке плавящимся электродом показаны на рис. V.18, а. Под действием тепла дуги на торце электрода образуется и растет капля жидкого металла, удерживаемая силами поверхностного натяжения (положения I и II). По мере ее увеличения в результате действия силы тяжести и электромагнитных сил форма капли изменяется (положение III), длина дуги в целом сокращается. Это уменьшает напряжение дуги Un и увеличивает силу тока / (рис. V.18, б). Дальнейшее увеличение капли может привести к короткому замыканию — капля замыкает дуговой промежуток (положение IV). После этого часть капли перетекает в ванну, а оставшая часть ее на торце электрода (положение V) снова начинает расти, повторяя те же основные этапы.
При увеличении силы тока средний размер капель уменьшается,
216
дельная тепловая загрузка тарца злектрода дзякал/фм?с)
Рис. V.19
дугу и оттесняющих воздух, про-
они чаще отрываются от электрода и, пересекая дуговой промежуток, попадают в ванну. Количество коротких замыканий и их роль в переносе металла с электрода в ванну при этом относительно уменьшаются.
Общая схема влияния интенсивности нагрева торца электрода (определяемая в основном силой тока при постоянном диаметре электрода) на частоту переноса капель в дуге показана на рис. V.19, где I — режимы крупнокапельного переноса; II — режимы переноса металла крупными и мелкими каплями; III — режимы мелкокапельного переноса (коротких замыканий нет).
В результате взрывообразного процесса отрыва частей капель от торца электрода некоторые из них отбрасываются в сторону в виде брызг металла. Потери на разбрызгивание увеличиваются с увеличением силы тока.
При наличии защитных инертных газов, окружающих
цесс плавления электрода (электродной проволоки при механизированных способах сварки) становится более спокойным, хотя полностью и не исключает разбрызгивания.
При достаточно большой плотности тока в электроде его плавление имеет характер часто отрывающихся от торца электрода капель металла, образующих как бы одну общую струю жидкого металла. Этот перенос носит название струйного.
При сварке штучными электродами с покрытиями — толстопокрытыми электродами или электродами с качественным покрытием — под действием дуги плавится и частично переходит в газообразное состояние не только металл, но и покрытие. При этом обычно плавление покрытия несколько отстает от плавления электродного стержня, образуя «чехольчик» (рис. V.20). И в этом случае капли, пересекающие дуговой промежуток, могут быть как крупными, сопоставимыми с диаметром электродно!,о стержня, так и мелкими.
Шлак, получающийся в результате расплавления покрытия, переносится в дуге частично в виде капель, а частично в виде шлакового покрова на каплях металла и внутри их. Газовыделение при плавлении электрода, в частности при наличии «чехольчика» покрытия на торце электрода, приводит к интенсивному газовому дутью, направленному от электрода к ванне. Кроме того, газы в ряде случаев образуются и внутри капель, например в результате окисления углерода в стали ц образования СО. В связи с этим многие капли, особенно мелкие, являются пустотелыми, с малой средней плотностью.
21?
При сварке под флюсом общий характер плавления электродной проволоки остается примерно таким же *. И в этом случае возможен переход металла как крупными, так и мелкими каплями. Газовая полость под расплавленным флюсом, в которой горит дуга, заполнена парами металла, флюса, продуктами различных химических реакций, дегазации металла, а в некоторой части — газами атмосферы, проникающими под флюс.
Высокая температура дуги и переносимого через дугу металла (см. § 29) вызывает интенсивный процесс испарения, в связи с чем в газовой фазе, окружающей металл, в условиях дуговой сварки появляется значительное количество паров, снижающих парциальное давление других газов, присутствующих в дуговом промежутке.
Равновесное давление пара над чистым элементом при различных температурах можно оценить формулой Клапейрона — Клаузиуса
lgp=(A/f/4,575T)4-B,	(V.31)
где р — давление паров над жидким металлом; ЛЯ— теплота испарения, принимаемая ' упрощенно постоянной; Т — абсолютная температура; В — постоянная, зависящая от свойств металла и принятых единиц измерения давления.
Таблица V.10
Значения Д H,t В. 7'кип для некоторых металлов
Металл
Zn Mg Al Мп Сг Си Fe
Теплота испарения, кал/моль	27430 32520 61020 55150 56630 72800 84620
Постоинная В для
подсчета р, кгс/см2 5,310 5,158 5,727 4,975 6,075 5,552 6,1.44
Температура кипе-
’ ния, К	1180 1376 2773 2423 2703 2863 3023
В табл. V.10 приведены значения ЛЯ и В, а также температуры ' кипения Тккп для некоторых металлов при р=1 кгс/см2.
Рассчитаем некоторые значения давления паров железа при температурах металла, характерных для сварочных условий.
* Изучение этого процесса затруднено, так как плавление осуществляется в полости, закрытой флюсом. Изучение осуществляется в основном посредством просвечивания рентгеновскими лучами.
218
При 7=1800°С=2073К:
Igp =-------------рб, 144=— 2;756 или 3,244.
& Fe -	4,575-2073
Отсюда рРе-1,76-1£/~3 кгс/см2 или pFe=0,00176-760= 1,3 мм рт. ст. (-— 174 Н/м2).
При 7=2150° С=2423 К:
lgpFe=—7,610+6,144=—1,466 или 2,534, рРе=0,034 кгс/см2 или 2,6 мм рт. ст. (~348 Н/м2).
Расчетные величины давления паров железа и марганца для температур сварочного процесса сталей сведены в табл. V.11.
Таблица V-11
Давление паров железа и марганца при различных температурах
Элемент	Давление паров при различных температурах, ° С							
	1500		1800		2150		2500	
	кгс/см-	ММ рт. ст.	кгс/см1	ММ рт. ст.	кгс/см®	ММ рт. ст.	кгс/см’	ММ рт. ст.
Железо	0,00055	0,4	0,00176	1,3	0,034	26	0,305	232
Марганец	0,019	14	0,145	по	1,0	760	4,13	3140
В сварочной практике металлическая фаза, как правило, представляет, собой сплав нескольких элементов. Из них наиболее сильно испаряется тот элемент, который имеет наименьшую упругость пара. Для разбавленных растворов (при незначительной концентрации легирующих элементов в сплаве) расчет давления паров над жидкостью можно произвести по закону Рауля:
Ра~Ра/ Na,	(V-32)
где ра — давление пара жидкости а в растворе; р°а—давление пара чистой жидкости a; Na — молярная доля жидкости а в растворе.
Рассчитаем для примера давление паров железа и марганца при 2150° С (2423 К) над металлическим расплавом состава 99% Fe+ + 1%Мп.
В связи с близостью относительных атомных масс Fe и Мп примем их молярные доли аналогично весовым процентам. Для сплава 99% Fe и 1% Мп давление паров будет pFe=0,034-0,99 «а 0,034 кгс/см2 или 26 мм рт. ст. (~3480 Н/м2); рМп=10-0,01 ^0,01 кгс/см2 или 7,5 мм рт. ст. (~ 1020 Н/м2).
Расчетные значения равновесного состава пара над расплавами Fe—100%, Мп—100% и Fe=95% и Мп=5% при различных температурах приведены на рис. V.21. При этом сплошными линиями показаны давления паров над чистыми Fe и Мп. Штрихпуиктир-
219
chipmaker.ru
ними — давление паров железа (при его концентрации 0,95 или 95%) и марганца при концентрации 0,05. Штриховой линией показано общее давление над расплавом [0,95Fe4-0,05Mn|.
Из приведенных расчетов следуют два важных вывода:
1) при температурах дугового сварочного процесса давление легко-кипящих элементов, находящихся в сплаве даже в небольшом коли
честве, может быть большим, сопоставимым с давлением паров основы сплава, имеющим концентрацию, близкую к 100%-,
2) абсолютное давление паров металла при сварке может быть очень значительным: 0,25; 0,5 кгс/см2 (а при большем количестве легкокипящих составляющих даже больше —0,75 кгс/см2).
Первый вывод подтверждается данными А. А. Алова, полученными посредством отсоса паров из дуги и анализа их
конденсата. Эти данные приведены в табл. V.12.
По данным различных исследователей, количество образующихся при сварке голым электродом паров металла составляет от Здо8% расплавляемого электрода. Простейший расчет показывает, что при этом происходит выделение паров (для железа) при нормальных
Таблица V.12
Сопоставление состава электрода и отсосанных из дуги паров металла
Анализируемый состав	Состав паров (%) при электродах					
	стальных			медного сплава		
	Fe	ГАп	Si	Си	Zn	РЬ
Электрод			1,05	0,53	58,00	39,16	0,74
Наплавленный металл	—	0,39	0,14	69,30	29,20	—
Уловленные пары	96,76	2,33	0,91	33.90	59,80	2,30
условиях (0°С и 1 кгс/см2) в количествах 22400*0,03/56 н-22 400 X х 0,08/56= 12 ч- 32 см3/г или при температуре паров (—2000° С) соответственно 96 -н 250 см3/г. Исследованиями В. М. Иваненко и Н. М. Будника были замерены количества выделяющихся паров при сварке проволокой Св-08А от 55 до 177 см3/г, а при марганецсодержащей проволоке — от 66 до 203 см3/г. Это хорошо согласуется с оценкой выделения паров в дуге и с влиянием присутствия в электроде легкокипящего марганца.
220
Давление паров металла в дуговом промежутке сварочной дуги не измерялось. Однако для приближенных расчетов, учитывая температуру капель 2250—2500° С, их можно принять от 0,25 да 0,75 кгс/см2, с наиболее вероятной областью парциальных давлений паров металла около 0,25—0,5 кгс/см2. Тогда при сварке голыми электродами газовая фаза в дуговом промежутке будет состоять не из воздуха, а из смеси воздуха и паров металла, причем наиболее вероятное количество воздуха будет около 50—75%.
Принимая упрощенно воздух как состоящий из 4/5 азота и 1/5 кислорода, можно приблизительно наметить возможные варианты составов газовой фазы при дуговой сварке голыми электродами открытой дугой, %:
Азот.............................  60	40	20
Кислород.......................... 15	10	5
Пары металла...................... 25	50	'75
Состав газовой фазы при сварке штучными толстопокрытыми электродами оказывается значительно более сложным.
Как указывалось в § 29, в состав электродных покрытий, как правило, входят газообразующие. Это обычно либо карбонаты (углекислые соли, чаще всего мрамор), либо органические вещества. Относительная масса покрытия к массе металла электродного стержня составляет обычно около 30—40%, при этом содержание карбонатов в покрытии составляет 40—50% по массе, а органических составляющих от 3 до 9%. Таких количеств газообразующих составляющих в покрытиях оказывается вполне достаточно, чтобы в процессе сварки они выделяли большое количество газов, оттесняющих воздух от дугового промежутка.
Рассчитаем количество газов, выделяемых электродными покрытиями при плавлении электрода.
Например, при содержании мрамора в покрытии в количестве 40% и относительной массе покрытия 1*эже 40% количество мрамора к массе расплавленного стержня электрода составляет 0,4-0,4=0,16 или 16%. Диссоциация мрамора при нагреве (см. § 33) происходит по схеме: СаСО3->СаО+СО2->СаО+СО+1/2О2. Рассчитаем количество газа на 1 г расплавленного металла электрода (1 г соответствует 0,13 см3 при плотности 7,85 г/см3). На 1 г электродного стержня из покрытия распадается 0,16 г СаСО3. Относительная молекулярная масса СаСО3 равна 40+12+3-16=100. В виде газа выделяется СО2 (с относительной молекулярной массой. 44) — 44% от массы мрамора, т. е. 0,44-0,16=0,07 г и дает газовую фазу. Если произвести расчет на СО2 при температуре 0° С, то 0,07 г углекислого газа, выделяющиеся при расплавлении 1 г (0,13 см3) металла, дадут Усо2=22 400-0,07/44=35 см3, где 22 400 см3 — объем граммолекулы СО2, т. е. объем 44 г углекислого газа.
Если среднюю температуру выделяющегося из покрытия, нагревающегося и уходящего из дуги газа принять около 1000° С, то это Дает увеличение объема газа примерно в 4 раза (коэффициент рас
221
chipmaker.ru
ширения 1/273 на 1°) или около 140 см3 на 0,13 см3 расплавленного металла, т. е. примерно 1000 см3 газа на 1 см3 металла.
Распад органических составляющих покрытия при высоких температурах может быть охарактеризован обшей формулой следующего вида:
С„ (ВД^ -> (п - 1) СО+(п - 1) H2+C.	(V.33)
Перерасчет количества газа, получающегося при таком распаде органических составляющих, при их относительной массе около 2% от массы электродного стержня (0,4-0,05=0,02), дает также — 250см3 газа, приведенных к 0°С, на 1 см3 расплавленного металла или около 1000 см3 нагретых газов на 1 см3 расплавленного металла электродного стержня.
Таких количеств выделяющихся газов достаточно для почти полного удаления воздуха из зоны дуги: Однако- в некотором количестве он туда проникает. Это подтверждается небольшим повышением в металле концентрации азота, имеющем место при сварке толстопокрытыми электродами. Обычно в наплавленном такими стальными электродами металле анализом обнаруживается около 0,025% азота.
Подсчитаем приблизительно количество азота (а отсюда и кислорода воздуха) в реакционном пространстве дуги при сварке толстопокрытыми электродами. Как было показано в § 32, растворимость азота в жидком металле пропорциональна квадратному корню из парциального давления азота в газовой фазе. Если принять, что общие условия поглощения азота при сварке голым и покрытым электродами близки друг другу (т. е. примерно одинаковы температурные условия, что подтверждается экспериментом по определению температуры капель; примерно одинаково время и поверхность взаимодействия; изменения в шлаке не оказывают принципиального различия), то коэффициент пропорциональности, рассчитанный из условий сварки голым электродом, может позволить оценить и парциальное давление азота в газовой фазе при сварке толстопокры-тыми электродами. ,
Примем диаметр электрода 4 мм как наиболее характерный. Из табл. V.7 содержание азота в металле, переплавленном при сварке голым электродом для этого диаметра, равно 0,13%. Рассчитаем коэффициент пропорциональности К2 в формуле (V.9, б) для двух случаев, когда пары металла составляют 25% (т. е. pN,=0,6 кгс/см2) н 50% (pN =0,4 кгс/см2). Соответственно из формулы [% N]= =K2V~p^ получаем:Кг=0,13//5J=0,168; Кг=O,13//oJ =0,205.
Используем эти значения К2 для определения pN, в случае, когда содержание азота р наплавленном металле [N]=0,025%:
p'N=(0,025/0,168)2=0,022 кгс/см2; р„’=(0,025/0,205)2=0,015 кгс/см2.
Учитывая, что кислорода воздуха в четыре раза меньше, получаем парциальное давление кислорода, проникающего в зону дуги «з окружающей атмосферы от 0,004 до 0,005 кгс/см2. Таким обра
222
зом, можно считать, что обычная газовая защита при сварке толстопокрытыми электродами допускает в газовой фазе дуги примерно* до 3% воздуха, причем парциальное давление кислорода воздуха может составить до 5-10-3 кгс/см2.
Экспериментальные материалы по составу газовой фазы при дуговой сварке немногочисленны и являются по существу весьма неточными. Это объясняется тем, что газы отсасывают из дуги, охлаждают до комнатной температуры и затем анализируют, в связи с чем пары металлов конденсируются, успевают соединиться со свободным кислородом и весь состав газов меняется. Однако такие анализы дают некоторое представление о соотношении газовых составляющих и при высоких температурах процесса. При этом следует иметь в виду, что, как указано выше, фактическое процентное содержание газов Н2, НаО, СО и СО2 в дуге может быть совсем иным вследствие большого количества в ней паров металла, свободного кислорода и перераспределения между газами в связи с изменением константы при изменении температуры.
Имеющиеся анализы охлажденных газов дуги при сварке различными электродами приведены в табл. V.13.
Таблица V. 13-
Состав охлажденной газовой фазы, отобранной из другого пространства, при ручной сварке углеродистых сталей различными штучными электродами
Марка (тип) электродов	Общая характеристика состава электродного покрытия	Состав газов, об. %				
		со,	со	на	н,о	п т
ЦМ-7	Рудиокислое с органическими составляющими в покрытии	3,34	49,8	39,0	5,44	3,82
ЦУ-1	Фтористо- кал ьцие-вое без органических составляющих	22,5	56,2	8,26	12,01	1,98
Тип Е-1	Основного типа*	7—14	68—74	6—10	1—9	—
Тип Е-1	Основного типа*	3,3	82,3	14,4	—	
—	Органическое	1,2	42,0	51,0	5,7	—
* Заимствовано из иностранных материалов. Состав покрытия неизвестен.
Перерасчет газовой смеси, получаемой при сварке электродами с органическим покрытием (последняя строчка в табл. V.13), на температуру 3000 К по схеме, изложенной в § 33, согласно формулам (V.29) и (V.30) показывает некоторое увеличение Н2О, уменьшение СО, и появление равновесного кислорода в количестве ~ 3-10~5 кгс/см2. Таким образом, даже при полном исключении проникания воздуха в дуговую область при покрытиях, содержа
ла
chipmaker.ru
щих органические составляющие, там может быть кислород с парциальным давлением 10-4 — 10-6 кгс/см2.
При покрытиях фтористо-кальциевого вида кислород в газовой фазе дуги может образоваться в результате диссоциации мрамора. Углекислый газ при высоких температурах в свою очередь диссоциирует на окись углерода и кислород (см. § 33, рис. V.15).
Расчет парциального давления кислорода в результате диссоциации СО2, согласно константе’-реакции (V.16) для температур, которые могут иметь место при дуговой сварке, приведен в табл. V-14.
Таблица V.14
Парциальное давление кислорода от диссоциации углекислого газа в зависимости от температуры (при Рсо4~Рсо2+Ро2==1 кгс/см2)
Температура, К	2500	2800	3000
Величины константы	0,00152	0,02500	0,12900
Парциальное давление кислорода, кгс/см2	0,06	0,13	0,19
Принимая парциальные давления паров металла 0,5 кгс/см2 (т. е. тогда сумма Рсо,+ Рсо+	кгс/см2), расчет согласно
схеме, изложенной в § 33 (стр. 208), дает следующие давления ро ют диссоциации углекислого газа: при. 2500 К — 0,05 кгс/см2; при 2800 К — 0,10 кгс/см2; при 3000 К — 0,17 кгс/см2. Следовательно, парциальное давление кислорода от диссоциации СО2 может быть при температуре ~3000 К только немного меньшим, чем парциальное давление кислорода в воздухе.
Таким образом, в предельных случаях давление свободного кислорода в газовой атмосфере • дугового пространства при сварке толстопокрытыми электродами может составлять при температуре около 3000 К от 5-Ю"5 до Ю-1 кгс/см2, с наиболее вероятными пределами от 5-10"3 до П10~1 кгс/см2.
При более низких температурах, когда степень диссоциации сложных газов меньше, парциальное давление свободного кислорода в основном определяется поступлением воздуха в атмосферу дуги. При этом, как показывает вышеприведенный расчет, парциальное давление кислорода может составлять 10—3 кгс/см2. Учет восстановительного характера газовой атмосферы дуги, особенно при наличии в электродных покрытиях органических составляющих, может снизить количество свободного кислорода примерно на один-два' порядка, т. е. при температурах затвердения сварочной ванны (~ 1500°С) парциальное давление кислорода в газовой фазе дуги может быть в нижнем пределе 10—3—10"5 кгс/см2.
Общий характер зависимости упругости диссоциации свободных окислов ряда элементов, характерных для условий сварки различ
224
ных марок сталей, и парциального давления свободного кислорода в газовой фазе дуги при сварке плавящимися штучными электродами при различных температурах показан на рис. V.22. На этом же рисунке ориентировочно указаны области парциальных давлений кислорода в ацетиленово-кислородном сварочном пламени.
Ий приведенной зависимости следует, что при дуговой сварке сталей парциальное давление свободного кислорода газовой
фазы [ро ) всегда больше упругости диссоциации окислов железа ро FeO и ряда других элементов, обычно присутствующих в сталях как легирующие. Таким образом, атмосфера дуги при сварке штучными толсгопокрытыми электродами является окислительной для свариваемых сталей и вызывает окисление металла. Вследствие этого в сварочном процессе необходимой операцией является и раскисление металла.
Раскисление осуществляется посредством введения в металл раскислителей. При сварке сталей (сплавов на железной основе) такими раскислителями обычно являются Мп, Si, Ti и иногда А1. Введение раскислителей в процессе сварки осуществляется применением легированной ими электродной проволоки (электродных стержней) или путем добавлений их в покрытия в виде ферросплавов и других порошков.
Следует отметить, что рис. V.22 характеризует только потенциальную возможность окисления металла и не отражает скорость (кинетику) этого процесса. Скорость процесса окисления во многом
225
chipmaker.ru
определяется скоростью поступления в реакционную зону окислителя. В этом соотношении важным фактором является общее количество кислорода, успевающего поступать в реакционную зону дуги.
Подсчитаем объем воздуха, который вступает в реакцию с металлом при дуговой сварке голым электродом. Примем такое допу-
ИЛИ
щение — при плавлении электрода диаметром d и длиной I металл забирает весь кислород из воздуха в цилиндре диаметром D и высотой /, при этом количество поглощенного металлом кислорода Д[О2]М может быть получено из •табл. V.4, за вычетом исходного содержания кислорода в проволоке (0,03—0,05%), а количество воздуха примерно равно пяти объемам прореагировавшего кислорода. Тогда
лО2 .	1	nd2	. , .
—— /рв •	РмЛ
4	5	4
D=d
\f -^Д[О2]М, у Рв
где рм и рв — плотности металла и воздуха.
Подставив соответствующие цифры, получим диаметр цилиндра воздуха, окисляющего металл при сварке от —2,5 см при d=l мм до ~5,0 см при d=4 и 5 мм. Такой подсвет показывает, какие большие объемы газовой атмосферы вовлекаются в процессы взаимодействия с металлом при дуговой сварке.
Как указывалось выше, защита металла от воздуха осуществляется нанесением на электродные стержни покрытий. Для удовлетворительной защиты и количество покрытия должно быть достаточным, что определяет его толщину. На рис. V.23 показана типовая зависимость содержания азота в наплавленном металле от толщины покрытия бпокр, а следовательно, и от относительной массы покрытия тэп/тзс (в другом, нелинейном масштабе). По таким зависимостям подбирают и толщину электродных покрытий, которая при различных составах покрытия обычно определяется для средних диаметров электрода (4 и 5 мм) в 0,8—1,2 мм на сторону (25—40% от массы электродного стержня). Электродное покрытие такой толщины в ряде случаев может явиться источником значительного количества кислорода. Так, например, при относительной массе покрытия около 30—35% и при содержании в шихте около 50% мрамора (что является характерным для ряда составов электродных покрытий) количество выделившегося свободного кислорода [СаСО3-> СаО4-СО-(-(1/2) О2] составит около 2,5% от массы расплавленного металла стержня, т. е. примерно в 10 раз больше, чем содержится кислорода в цилиндре воздуха диаметром 5,0 см.
226
Такое большое количество кислорода, который принципиально может участвовать в окислении металла, расположено в непосредственной близости от электродного стержня и может активно с ним воздействовать. В связи с этим покрытия, изолируя реакционное пространство дуги от воздуха, обеспечивают защиту металла от азотирования, но не защищают его от окисления; против этого явления приходится применять раскислители и обработку металла шлаком, получающимся при расплавлении покрытия.
§ 35. ОСОБЕННОСТИ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ МЕТАЛЛА И ШЛАКОВ ПРИ СВАРКЕ
Шлаками называются расплавы минерального характера, состоящие из окислов как свободных, так и образующих комплексные соединения, а также галоидов, сульфидов и др. Большинство шлаков нерастворимо в металлах. В расплавленном состоянии металлы и шлаки представляют собой несмешивающиеся жидкости, разделЛкъ щиеся по плотности.
Свойства шлаков и характер воздействия на металл определяются их химическим составом. Состав шлаков влияет и на их основные физические свойства.-, темаерцщуру адавяекая, вязкоато v. ее изменения от температуры, межфазное натяжение на границе раздела шлак — металл, плотность и пр.
В настоящее время существует две теории, описывающие строение жидких шлаков, — молекулярная .и ионная.
Согласно молекулярной теории шлаки представляют собой системы свободных и химически связанных неметаллических соединений (окислов и пр.), между которыми имеется подвижное Химическое равновесие. При этом с металлом взаимодействуют только свободные соединения, в частности окислы. Наличие ионов в шлаках молекулярной теорией не отрицается, но их влиянием в общей схеме взаимодействия шлаков с металлом пренебрегают.
По более поздней ионной теории шлаков, разработанной в основном советскими исследователями, шлаки имеют строение ионного типа, т. е. каждый катион окружен анионами, а анион — катионами. Силы, определяющие взаимодействие в шлаках, — электростатического происхождения. Катионы представляют собой положительно заряженные частицы металлов (К+, Na+, Са+,. Mg+, Fe+2, Mn+a. Мп+3), анионы — отрицательно заряженные частицы (F-2, О~2, БЮГ . АЮ^0 и др.). Ионное строение расплавленных шлаков подтверждается их электропроводностью, а также улучшением электропроводности с повышением температуры.
Ионная теория шлаков позволяет объяснить ряд важных явлений, которые трудно или невозможно объяснить с точки зрения молекулярной теории. Однако ионная теория недостаточно разработана, в частности в отношении количественных расчетов. Поэтому в дальнейшем вопросы взаимодействия шлак — металл будем рассматривать на базе молекулярной теории.
227 *
chipmaker.ru
Химическое воздействие расплавленного шлака на металл в значительной степени определяется соотношением в его составе основных, кислых и амфотерных окислов. Кислыми окислами, часто встречающимися в сварочных шлаках, являются SiO2, TiO. и реже Р2О5. Основными окислами в сварочных шлаках, являются Na2O, К2О, CaO, MgO, МпО, FeO, NiO и др. Из амфотерных окислов наиболее часто в сварочных шлаках применяется А12О3.
Формально преобладание кислотных или основных характеристик шлака оценивается коэффициентом кислотности kK (или обратным ему коэффициентом основности k0). При этом
ВД (R2O+RO),	(V.34)
где SROz — сумма молярных процентов кислых окислов в шлаке; 2£(R2O+RO) — то же, основных окислов.
Иногда применяют и другие схемы расчета коэффициента кислотности (по весовым процентам; по соотношению кремнезема и окиси кальция и др.).
Рассчитанные любым из этих способов коэффициенты кислотности (или основности) дают только весьма приближенную оценку кислотных или основных свойств шлака. Так, например, считают, что если kK, рассчитанные по формуле (V.34), больше 1, то шлак является кислым, а при kK < 1—шлак основной. В действительности это не так. Кислотный или основной характер шлака проявляется при наличии в них свободных соответственно кислых или основных окислов. А при оценке возможности получения в шлаке тех или иных свободных окислов следует учитывать возможность образования в шлаке различных комплексных соединений. Например, возможно образование как FeO-SiO2, так и (FeO)2-SiO2, т. е. одна молекула SiO2 может связать не только одну молекулу FeO, но и две. Поэтому шлак, состоящий из 50 мол. % SiO2 и 50 мол. % FeO, по существу будет не нейтральным (формально йк=1), а кислым.
Поэтому, если исключить влияние TiO2, а рассматривать шлаки, содержащие из кислых окислов только SiO.,, то коэффициент кислотности должен подсчитываться по формуле
kK=(% SiO2)/[a(% CaO) 4-6 (% MgO)4-c(% MnO)+ 4-d(%FeO)],	(V.35)
где a, b, с и d — коэффициенты не более единицы, учитывающие различную силу сродства основных окислов к SiO2.
Для шлаков, применяемых при автоматической сварке под флюсом, содержащих SiO2 от 2 до 48 мол.%, CaO, MgO и в небольших количествах МпО и FeO, а также от 2 до 48 мол.%СаР2, на основании экспериментальных данных Ю. И. Шкатовым были подобраны следующие значения коэффициентов: а=1; 6=0,5; с=0,37 и d=0,26.
Амфотерные окислы могут в различных условиях выступать либо как основные, образуя комплексные соединения с кислыми, когда количество основных окислов недостаточно, либо как кислые —при избытке основных.
228
Химическое воздействие шлаков на металл может быть окисляющим и раскисляющим (посредством перевода в шлак растворенных в металле окислов), а также может изменять содержание в металле серы и фосфора.
Окисляющее действие в условиях сварки шлаков, содержащих различное количество закиси железа, показано выше (см. табл. V. 5). Раскисляющее и рафинирующее действия шлаков рассмотрены ниже в § 37, 39.
На процессы взаимодействия шлака и металла большое влияние оказывают и физические свойства шлака. В этом отношении весьма важной характеристикой является температура плавления. Температура плавления шлаков является значительно менее определенной характеристикой, чем температура плавления металлов. Шлаки изменяют свою вязкость в довольно широком диапазоне температур, поэтому и их температура . плавления является условной. В зависимости от характера изменения вязкости т] шлаков от температуры шлаки бывают «длинные» и «короткие». Типичные зависимости для длинного (/) и короткого (2) шлаков изображены на рис. V.24.
Короткими шлаками главным образом являются основные. Они затвердевают в малом температурном интерва
ле, при остывании достаточно быстро переходят из состояния значительной жидкоподвижности к образованию шлаковой корки.
Кислые шлаки, как правило, постепенно изменяют свою вязкость, постепенно густеют и после затвердевания имеют аморфное, стеклообразное строение.
При сварочном процессе шлаки должны иметь температуру плавления (затвердевания), не слишком сильно отличающуюся от температуры плавления металла.' Если температура плавления шлака
много ниже, температуры плавления металла, то он сильно растекается по нагретым кромкам, слабо защищает сварочную ванну. При очень высокой температуре плавления шлака он собирается только в наиболее нагретой зоне. Края ванны оказываются оголенными. Обычно благоприятным является такое соотношение температур плавления металла и шлака, когда шлак плавится при температуре несколько ниже температуры плавления металла. Например, при сварке сталей эта разница может составлять 200—350° С.
Однако известны случаи, когда оказывается возможным применять шлаки с температурой плавления более высокой, чем у свариваемого металла. Такое соотношение имеет место при автоматической сварке меди под флюсом ОСЦ-45.
Вязкость шлаков при температуре плавления металла, как правило, значительно больше, чем вязкость металла, однако она не
229
chipmaker.ru
должна быть очень большой. Экспериментальные исследования показывают, что при сварке сталей (коэффициент вязкости r)M«sO,01 — 0,03 пз) удовлетворительными характеристиками обладают шлаки вязкостью 0,8—3,0 пз при температуре ~1500° С. Шлаки вязкостью 10 пз и более оказываются непригодными для сварочных целей.
В связи с тем что большая вязкость шлаков является нежелательной, в них добавляют различные плавни, в частности плавиковый шпат, двуокись титана. Такие добавки могут придавать шлаку и другие свойства.
Весьма важной характеристикой сварочных шлаков является межфазное натяжение на границе раздела шлак — металл. Оно определяет воздействие шлака на формирование наружной поверхности сварных швов при ручной, автоматической и полуавтоматической сварке под флюсом, а также влияет на разделение перемешанных в ванне шлака и металла.
Важными характеристиками шлаков являются также их плотность и газопроницаемость. При меньшей плотности (точнее при большей разности плотностей жидких металла и шлака) шлак легче удаляется из сварочной ванны, всплывая на ее поверхность *.
Газопроницаемость основных шлаков, как правило, больше, чем кислых. Это является их отрицательной характеристикой в отношении защиты металла от газовой атмосферы, но способствует лучшему удалению через шлак газов, всплывших на поверхность кристаллизующейся ванны при понижении температуры металла.
Достаточно хорошая электропроводность шлаков может явиться положительным фактором при электрошлаковой сварке и отрицательным при ручной сварке и некоторых случаях сварки под флюсом.
В целом к шлакам, в частности к сварочным, предъявляют такой комплекс требований, который заставляет осуществлять достаточно сложный выбор их составов, обеспечивающих необходимые свойства при сварке различных металлов и сплавов.
Сварочные шлаки получают посредством:
1)	расплавления (в ряде случаев после предварительно осуществленного распада) механических смесей различных шлакообразующих материалов, соединенных между собой связующими;
2)	расплавления шлаков, предварительно полученных из различных материалов плавлением;
3)	расплавления смесей порошков.
В процессе сварки взаимодействие этих шлаковых расплавов с металлом в той или иной степени меняет их состав и конечный шлак может отличаться от исходного.
По первой схеме шлаки получаются вследствие расплавления электродных покрытий при сварке плавящимися штучными электродами и керамических флюсов (гранулированных частичек обычно размером 0,3—3,0 мм, состоящих из скрепленных связующим — жидким стеклом или бакелитовым лаком — механических смесей различ-
* В процессе разделения • металла и шлака важную роль играют и другие процессы (см. гл. VI).
230
них порошков, в основном шлакообразующих, и металлов) при автоматической сварке.
По второй схеме шлаки получаются при автоматической и полуавтоматической сварке под флюсом, представляющим собой гранули
рованные частицы шлака, изготовленного предварительным сплавле нием окислов и галоидных соединений в электрических или пламен ных печах. Шлак при электро-
шлаковой сварке также образуется в результате расплавления гранулированного флюса.
По третьей схеме шлаки получаются из порошкообразных флюсов, применяемых при газовой сварке (и пайке), а также при сварке неплавящимся электродом металлов й сплавов, требующих применения шлаковой обработки ванны для обеспечения надлежащих свойств
Рис. V.25
металла швов.
В процессе сварки взаимодействие металла обычно происходит как с газовой фазой, так и со шлаками. В наибольшей степени исключается влияние газовой фазы при электрошлаковой сварке.
В условиях электрошлаковой сварки электрод (проволока или стержни определенной формы, обычно в виде пластин или плавящихся мундштуков) расплавляется над металлической ванной, покрытой достаточно толстым слоем расплавленного шлака (глубина этой шлаковой ванны обычно от 3 до 5 см); расплавление электродов происходит также в окружении расплавленного шлака. Температура шлаковой ванны неодинакова. В ее нижней части, вблизи пространства между электродом (электродами) и поверхностью металлической ванны, температура является наиболее высокой, достигающей при сварке сталей 1800—2000° С. В верхней части ванны температура составляет около 1600° С. В высокотемпературной области шлаковой ванны взаимодействие шлака с металлом наиболее интенсивно. Если в составе шлака имеются окислы кремния и марганца, то в результате их взаимодействия с каплями расплавляющегося электрода и стальной металлической ванны происходят обменные реакции — кремне- и марганцевосстановительные процессы:
(SiO.J + 2 [Fe] = 2 (FeO) + [Si]	(V.36)
(MnO) + [Fe] = (FeO) + [Mn]	(V.37)
В связи с тем что сменность шлака при электрошлаковой сварке невелика, в нем происходит накопление закиси железа, реакции (V.36) и (V.37) затормаживаются и степень восстановления Si и Мп по длине шва может измениться Так, например, изменение содержания в металле слитка переплавляемых в медный кокиль двух составов проволок (марки Св-15Г с Si» 0,02% и Мп» 1,0% и марки Св-10Г2С с Si» 0,75% и Мп» 1,6%) под флюсом марки АН-8 с
231
chipmaker.ru
33—36% SiO2 И 24—26% MnO показано на рис. V.25, а характер изменения состава шлака после получения слитка (проволока Св-10Г2, флюс АН-8) длиной 250 мм приведен в табл. V.15.
Таблица V.15
Изменение состава шлака при электрошлаковом переплаве
	Анализируемый материал	Состав, вес. %							
		SiO8	А1„О3	СаО	MgO	МпО	FeO	CaFB	р
	Исходный шлак (флюс АН-8)	32,62	9,4	7,6	7,0	25,3	1,6	15,9	0,038
9	Шлак после переплава	29,0	7,0	7,8	5,5	30,6	7,7	12,9	0,0074
шлаке происходит уменьшение SiO2
Рис. V.26
Как следует из табл. V.15, в в результате кремневосстановительного процесса, увеличение содержания МпО вследствие окисления марганца электродной проволоки и большое (пятикратное) увеличение закиси железа (FeO).
Окисление марганца проволоки в результате его взаимодействия с двуокисью кремния шлака возможно по реакции, подобной (V.36) (SiO2) + 2 [Мп] = 2 (MnO)+[Si].
(V.38)
Наличие в шлаке закиси железа, растворимой и в металлической фазе (см. § 31), приводит к ее распределению между шлаком и металлом согласно константе распределения:
LFeo=(FeO)/[FeO],	(V.39)
величина которой определяется в зависимости от температуры формулой
lg l/LFeO=(—6300/7) + 1,386.	(V.40)
Повышение количества растворенной в металле закиси железа может привести к общему повышению содержания кислорода в металле шва, если металл в сварочной ванне не будет раскислен.
Увеличенное содержание FeO в шлаковой ванне оказывает существенное влияние и на переход фосфора из шлака в металл. Общий характер изменения содержания в слитке по отношению к его содержанию в электродной проволоке (АР = [Р]СЛ— [Р]эп) ПРИ сварке под двумя флюсами — АН-8 и АН-22, показан на рис. V.26.
232
Наличие кислорода и окислов в электрошлаковом процессе вызывает окисление углерода; главными реакциями его окисления являются:
[С] + [О]=СО
[С] + [FeO]=CO+[Fe]
[С] + (МпО]=СО+[Мп] 2[C] + (SiO2)-2CO + [Si]
(V.41)
Обычно при небольшом содержании углерода в электродах и свариваемом металле общие его потери при электрошлаковой сварке невелики, около 0,03%. При высоком содержании углерода в металле (2—3%) эти потери сильно возрастают, составляя при приме-
нении шлаков со значительным содержанием SiO2 и МпО до ~0,5%.
Взаимодействие металла со шлаками зависит не только от их состава, но и от режима электрошлаковой сварки. Так, при увеличении силы сварочного тока увеличивается интенсивность плавления электрода, размер ка-
пель практически не изменя-	Ри
ется, но время их взаимо-	ис
действия со шлаком уменьшается, что приводит к меньшему воздействию шлака на металл. Поверхность металлической ванны,
контактирующая со шлаком, при этом не изменяется и, следовательно, не может влиять на характер взаимодействия шлака с ме-
таллом.
Увёличение напряжения удлиняет время контактирования капель металла и шлака и интенсифицирует процессы взаимодействия между ними. Влияют на эти процессы взаимодействия род и полярность тока при электрошлаковой сварке. Так, например, при сварке постоянным током обратной полярности (плюс на электроде, минус на изделии) к каплям, образующимся на электроде, транспортируется кислород, интенсивно окисляющий металл. При прямой полярности кислород транспортируется к металлической ванне. Ее удельная поверхность (отношение поверхности к объему) много меньше, чем у капель, и интенсивность воздействия кислорода при этом значительно меньше.' Поэтому при прямой полярности степень окисления легко окисляющихся элементов меньше, чем при обратной. Питание электрошлакового процесса переменным током занимает по интенсивности процесса взаимодействия промежуточное значение.
Следует отметить, что при сварке постоянным током обратной полярности размер капель, переходящих с электрода в ванну, меньше, чем при прямой полярности; наибольший размер капель наблюдается при сварке переменным током.
233
chipmaker.ru
Хотя при электрошлаковой сварке непосредственного контакта металла в реакционной зоне с газами нет, однако состав газов над шлаковой ванной может оказать существенное воздействие на окисление металла. Так, применительно к влиянию газовой фазы над шлаковой ванной на рис. V.27 показано изменение содержания марганца (ДМп%) при наличии над шлаком воздуха 1 (без защиты) и аргона 2 (или азота). Во втором случае степень выгорания марганца значительно меньше, хотя флюс (шлак) в обоих случаях по своему исходному составу является одинаковым.
В еще большей степени влияние защиты поверхности шлаковой ванны наблюдается при электрошлаковой сварке титана, весьма интенсивно соединяющегося с кислородом и азотом и ухудшающим при этом свои свойства. Без защиты шлаковой ванны аргоном, даже при шлаках, состоящих целиком из галоидов и не содержащих окислов, удовлетворительных свойств металла электрошлаково-го шва получить не удается. При защите поверхности шлаковой ванны аргоном шов практически не насыщается вредными газами и обладает значительно лучшими свойствами.
В еще большей степени совместное воздействие шлака и газов на металл проявляется при других способах сварки плавлением.
§ 36. СОВМЕСТНОЕ ВОЗДЕЙСТВИЕ ШЛАКА И ГАЗОВОЙ ФАЗЫ НА МЕТАЛЛ ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
При автоматической и полуавтоматической сварке под флюсом дуга горит в газовом пузыре, ограниченном снизу расплавленным
Рис. V.28
металлом, а сверху расплавленным шлаком и нерасплавившимся, находящимся над шлаком гранулированным зернистым флюсом. Металл расплавляющегося электрода и ванны контактирует и может взаимодействовать как с газовой фазой, так и с расплавленным шлаком, согласно общей схеме, изображенной на рис. V.28, а, б.
Экспериментальных данных о степени раздельного влияния на металл газов и шлаков по существу нет. Имеются различные гипотезы о характере влияния на металл этих фаз, причем одни из них главенствующую роль предусматривают за газовой фазой, а другие — за шлаковой Так, В. И. Дятловым было предположено, что если металл
представляет собой чистое железо, а флюс состоит только из SiO2 и МпО, то в результате кремнемарганцевосстановительных про-
234
цессов в металле появятся дополнительно [Si], [Мп] и [FeO], в шлаке — (FeO), а газовая фаза будет состоять из паров Fe, Si, Мп, МпО, SiO2, FeO и свободного О2 (рис. V.28, б). Учитывая, что газы столба дуги имеют температуру от 5000 до 8000 К (см. § 15) и в связи с этим реакции идут очень быстро, для расчета В. И. Дятловым было принято предположение о достижении равновесия во взаимодействии между газовой фазой и металлом. Тогда состав газовой фазы может быть определен из решения следующей системы уравнений:
K1={Fe]{O2}>/2/{FeO};
/<2={Мп}{О2}^/{МпО};
tfs={Si}{OJ/{SiO2};
{O2}=^-{Mn}+{Si} - |{FeO] *;
{O2]-F{Si}+{Mn}+{Fe}+{O2}+{MnO}+{FeO}=l;
{Fe}=x; {SiOa}/[MnO}=y,	(V.42)
где x — парциальное давление паров железа, которое может быть различным; В. И. Дятловым, как наиболее вероятное, принято х от
0,6 до 0,85 (это предположение, видимо, не очень далеко от оцененного выше — см. § 34); у — соотношение кремнезема и закиси марганца, отвечающее составу исходного флюса.
В связи с тем что зависимости констант Klt К2, Кз от температуры (посредством экстраполяции на высокие температуры) известны, система уравнений (V.42) может быть решена.
Результаты таких расчетов состава газовой фазы приведены на рис. V.29 в виде парциальных давлений различных составляющих. Парциальные давления {SiOa}, {МпО} и {FeO} на рисунках не приведены, так как они в сумме составляют для различных случаев только от 0,01 до 0,05 кгс/см2.
* Количество свободного |О2) определяется кислородом, освободившимся от МпО, т. е 1/2 {Мп}, от SiO2, т. е. {Si), и несвязавшегося в FeO 1/2 {FeO}.
235
chipmaker.ru	----
Приняв предположение о наиболее вероятном парциальном дав-лении паров железа {Fe} = 0,75 кгс/см2 оказалось, что парциальное давление свободного кислорода вне зависимости от температуры от 5000 до 8000 К (рис. V.29, а) и состава флюса — соотношения в нем SiO2 и МпО (рис. V.29, б) составляет около 0,1 кгс/см2, т. е. Рог ~ Ю~] кгс/см2.
Парциальное давление паров марганца и кремния зависит от состава флюса и при 6000 К может достигать 0,1—0,18 кгс/см2 (рис. V.29, б), мало завися от температуры в принятом диапазоне (рис. V.29, а). Более высокие значения {О2}, {SiO2} .и {МпО} могут быть только при низком давлении паров железа (рис- V.29, в), что мало вероятно.
Для определения концентрации [Мп] и [Si], поступающих в металл в результате взаимодействия с газовой фазой, В. И. Дятлов воспользовался равновесными значениями упругости паров этих элементов над расплавом (см. § Зт), рассчитывая их по формулам:
55 150 , .	72 5оо
Рмп =----_ - + 4,975; Psi = —	+-7,6.
4.5/57	4,5757
Приняв температуру металла 2450°С, В. И. Дятлов рассчитал и концентрации [Мп] и [Si], отвечающие их парциальному давлению {Мп} и {Si} в газовой фазе. Следует отметить, что в расчете эта температура была принята для сварочной ванны. Фактически температура стальной ванны при сварке много ниже (см. § 29) и реакции на ее поверхности значительно менее интенсивны. Однако эта температура близка к температуре капель электродного металла в дуговом промежутке, и этот расчет можно отнести к наплавленному металлу.
Результаты расчета В. И. Дятлова для крайних значений парциальных давлений паров железа по легированию металла марганцем и кремнием для различных составов флюса приведены в табл. V.16.
Таблица V.16
Равновесные концентрации кремния и марганца в металле
Рре. кгс/см!	(SiO2)/(MnO)=l		(SiO2)/(MnO)=3		(SiO2)/(MnO)=10	
	’ [Si], %	[Мп], %	[Si]. %	[Мп], %	[Si], %	[МП]. %
0,60 0,85	0,12 0,07	4,0 2,33	0,15 0,09	1,33 0,78	0,18 0,11	0,54 0,31
Хотя принятая методика расчета и исходные допущения весьма приближенно отражают реальный процесс, полученные значения легирования стали марганцем и кремнием отражают фактические результаты, являющиеся характерными при сварке под флюсом. Это подтверждает существенную роль реакций между газовой фазой и металлом при этом способе сварки.
236
Развивая эти положения на поглощение кислорода только наплавленным металлом и считая долю основного металла в ванне не меняющей свой состав, М. Д. Шипковым была получена достаточно удовлетворительная сходимость расчетных и экспериментально полученных содержаний кислорода в металле швов, выполненных под флюсами различного состава при обычных режимах сварки низко-углеродистых сталей.
Недостатком рассмотренной схемы является отсутствие в ней учета влияния количества реагирующих веществ (определяемых относительным количеством флюса на единицу металла w(!)/mM), зависящего от режима сварки, хотя известно, что степень изменения состава металла при сварке под флюсом зависит от режима.
Другой крайней точкой зрения является признание определяющей роли реакций взаимодействия непосредственно между жидкими металлом и шлаком.
И. И. Фрумин, показывая специальными опытами отсутствие равновесия при 1500° С между металлом и конечным составом шлака, считает, что основным фактором в этом процессе является мас-сопередача. Особенно важной при этом является величина межфазной поверхности.
Процесс взаимодействия металла со шлаком усиливается их сильным перемешиванием, причем капли металла опускаются («тонут») в основной части шлакового покрова над ванной, а скоагулировавшие частицы шлака всплывают из металлической ванны,- Частицы с наиболее развитой относительной поверхностью, т. е. более мелкие, реагируют в большей степени. Анализ капель металла, извлеченных из шлаковой корки, подтверждает это положение (табл. V.17).
Таблица V.17
Результаты спектрального анализа капель различного размера, извлеченных из шлака
Размеры (диаметры) капель, мм	Содержание Мп в каплях (сварка проволокой из стали 70 с содержанием Мп==0,34% под флюсом  АН-34, с (МпО)==35%), %	Содержание Сг в каплях (сварка проволокой ЭИ-701 с содержанием Сг=292% под флюсом АН-20), %
1,4—1,6 • 0,8—1,1 0,4—0,6 0,1—0,2	1,21; 1,17; 1,23; 1,31; 1,59; 1,38; 1,16; 1,84; 1,90; 2,21; 2,22; 1,77; 2,52; 3,50; 3,60;	2,85; 2,59; 2,68; 2,71; 2,65; 2,50; 1,66; 0,84; 0,74; 2,29; следы; следы
Проявлением массопередачи и изменением размера капель и шлаковых частиц он объясняет и влияние режима сварки на процессы восстановления кремния и марганца из флюса и окисление ’гитана, хрома и других элементов из металла.
Результаты влияния сварочного режима (силы сварочного тока и напряжения дуги) на состав пятого слоя наплавки (для максимального исключения влияния состава основного металла — см. гл. VI) показаны на рис. V. 30, а—г (а и б — проволока из стали 70, 0 3 мм,
237
chipmaker.ru
флюс АН-348; виг — проволока ПП-ЗХ2В8, 0 3,5 мм;--------С7Д=25В;
О—О Цх=30В; Д—Л 1/д=85В; х — X L\=42B). Как следует из этих зависимостей, влияние оказывается наиболее сильным при огра
ниченной силе сварочного тока (для диаметра 3 мм /св<400 А). Влияние скорости сварки в целом меньше, чем силы тока и напряжения йуги.
Однако такой характер зависимости может быть объяснен и качественным изменением характера перехода металла с электрода в ванну при изменении силы тока. Удо Франц при примерно таком же диаметре электродной проволоки киносъемкой показал, что при /<400А крупные капли перетекают по шла-
ковому куполу, контактируя со шлаком, а при /> >400А они перелетают в дуге без непосредственного контакта со шлаком. В этом случае взаимодействие со шлаком слабее. Заштрихованными прямоугольниками на рис. V.30, б, г показаны те же результаты И. И. Фру-мина, но обработанные с точки зрения качественного изменения взаимодействия металл — шлак при изменении характера переноса капель.
Такое же ослабление взаимодействия при искусственном отделении шлака от контакта с каплями
Рис. V.30	металла получено в опы-
тах К. В. Багрянского и П. Ф. Лаврика.
Следует считать, что в процессе автоматической и полуавтомати-
ческой сварок не весь шлак взаимодействует с металлом в одинаковой степени. В связи с меньшей температурой плавления флюса по Сравнению с металлом часть его может расплавляться в той части флюсового покрова, где уже металл ванны закристаллизовался.
238
Часть расплавленного флюса, особенно его верхние слои, даже при достаточной подвижности могут не контактировать с металлом, или этот контакт получается в относительно холодной части ванны, где реакции происходят медленнее, а длительности контакта невелика. Наоборот, часть шлака, непосредственно омывающая капли металла на электродной проволоке и в процессе их переноса в дуге, может реагировать очень интенсивно. Так же интенсивно может реагировать шлак, попадающий в ванну в ее передней части.
Схема воздействия шлака на металл по степени завершенности реакций взаимодействия представлена на рис. V.31. Из относительной массы шлака (гпф/тм), расплавляющегося при сварке, некоторая
его часть совсем не реагировала с металлом, что показано на ри-
сунке как степень завершенности равной нулю (правая часть кривых 1, 2, 3). Другая часть шлака (левая часть кривых 1, 2, 3) успевает прореагировать почти полностью и степень завершенности ее реакций взаимодействия близка к предельной (условно принятой за единицу). Кроме того, определенная часть шлака по характеру воздействия на металл находится в промежуточном состоянии и имеет переменную степень завершенности реакций взаимодействия.
реакций взаимодействия, примерно
Рис. V.31
Эта степень завершенности реакций рассматриваемой части шлака может быть различной и зависит от свойств шлака (его подвижности, вязкости) и скорости протекания реакций между шлаком и элементами металлического расплава (что определяется степенью отда-
ленности системы от равновесия, скоростью транспортировки реагирующих веществ к межфазной границе и в некоторой степени сродством элементов, находящихся в различных фазах).
При большой скорости взаимодействия относительная степень завершенности реакций характеризуется на рисунке кривой /, при малой скорости — кривой 3, при промежуточной — кривой 2. Упрощенно любую такую зависимость можно заменить равновеликим по площади прямоугольником, показанным на рис. V.31 пунктирной линией. Как показали эксперименты, при реакциях слабоокислительных основных флюсов с сильными раскислителями, находящимися в металле (Ti, Al в сталях), приближенно можно считать, что доля Шлака, активно участвовавшего в процессах взаимодействия с металлом (Щф/шм)^бщ> составляет около 20—30% от его общего количества (тф/щ„)обш.
Составы газовой фазы из дуговой полости при сварке под флюсом, определенные анализом после конденсации паров и некоторого перераспределения элементов в сложных газах в результате их охлаждения, приведены в табл. V.18.
239
chipmaker.ru
Таблица V.18
Состав охлажденной газовой фазы, отобранной из зоны дуги при сварке под флюсом
Условия сварки	Состав, об. %				
	со	со,	Н,	N,	Примечание
Флюс АН-3 — стек-	86,2	—	9,3	4,5	Отбор газа
л о, дуга нормальная Флюс АН-3—стек-	67,9	—	18,3	13,8	в ампулы
л о, дуга длинная Флюс АН-3 — пем-	73,6	0,9	13,4	12,1	
за, дуга нормальная Флюс АН-3 — пем-	29,4	1.6	24,5	44,5	
за, дуга длинная Флюс кислый, кромки очищены Флюс кислый, кромки со ржавчиной	76,2— 82,3 61,7— 75,9	3,3— 4,6 5,1— 10,0	14,4— 20,4 17,7— 28,3	Определения не удались	Анализ из корки
Из приведенных данных следует, что при сварке под пемзовидным (гранулированные частицы пустотелы) флюсом содержание азота в газовом пузыре больше, чем при стекловидном (гранулированные частицы плотные — сплошные), и что при длинной дуге воздух сильнее проникает в газовый пузырь дуги под флюсом.
При наличии ржавчины на свариваемых кромках концентрация водорода в газах атмосферы газового пузыря повышается.
Значительное влияние газовой фазы при автоматической сварке подтверждается растворением металлом сварочной ванны и сварным швом водорода. При этом степень его растворёния при сварке по кромкам, имеющим ржавчину, т. е. когда относительное содержание водорода в газовой фазе повышается, также возрастает. Это является прямым доказательством взаимодействия металла с газовой фазой при дуговой сварке под флюсом, кроме его взаимодействия с рас-г плавленным шлаком.
Так как повышение концентрации водорода в твердом металле отрицательно сказывается на некоторых его свойствах (см. гл. VII), одной из задач металлургии сварочных процессов является исключение его повышенной концентрации в металле. Наиболее радикальными способами решения этой задачи являются:
1) снижение парциального давления свободного водорода в газовой фазе дуги;
2) создание условий для своевременного удаления водорода из металла.
Первый способ сводится к образованию в газовой фазе устойчивых соединений водорода с другими элементами, что снижает парциальное давление свободного водорода над металлом, а следовательно, и количество растворенного металлом водорода (см. § 32). Обычно это достигается связыванием водорода газовой фазы в термически устойчивые соединения, не диссоциирующие (в значительной
240
степени) в дуге. Основным из таких соединений является HF, получение которого основано на промежуточном получении SiF4 по реакциям:
| 2CaF2+SiO2=2CaO+SiF4 SiF4+2H2O=SiO2+4HF 2CaF24-2h2O=2CaO+4HF CaF24-H2O=CaO+2HF.	(V.43)
Таким образом, одновременное присутствие во флюсах CaF2 и SiO2 способствует связыванию свободного водорода в термически устойчивое соединение типа HF и Тем самым уменьшает растворение водорода в расплавленном металле. В несколько меньшей степени возможно и непосредственное образование HF при реакции CaF2 и Н2О.
Аналогичный результат может быть получен при связывании водорода кислородом. Наличие кислорода в газовой фазе приводит к окислению металла, что также снижает растворимость в нем водорода (см. § 32).
В целом воздействие и газовой, и шлаковой фаз на металл возрастает не только с повышением температуры, но и с увеличением относительной поверхности раздела металлической и газовой (или шлаковой) фаз. Поэтому влияние газа и шлака на капли металла до их поступления в сварочную ванну, как правило, значительно больше, чем на металл сварочной ванны, удельная поверхность которой значительно меньше.
Если выразить изменение содержания какого-либо элемента [х] в электродном и расплавляющемся основном металле в результате их взаимодействия с флюсом при сварке соответственно как + А [х]эп и ±А[х]о.м, то его конечное содержание в металле шва [х]м.ш может быть представлено формулой
[х]м.ш=У (Ио.м± А [х]о.м)+(1 — т) (Иэ.п± А (х]э.п), (V.44) где у — доля участия основного металла в шве; (1—у) — доля участия измененного в условиях сварки электродного металла (наплавленного) в шве.
В связи с трудностью раздельного определения А [х]о.м и А [х]э.п обычно оценивают общее изменение состава металла при сварке под флюсом в виде упрощенной формулы
Им.ш=У Ио.м+(1 — у) [х]э.п±А[х],	(V.45)
где А [х] представляет собой различие между конечным содержанием элемента [х] в металле шва и его расчетным исходным составом, получаемым по правилу смешения двух металлов при их долевом участии у и (1 — у).
При значительных величинах ±A[xj, указывающих на изменение состава металла в результате его взаимодействия с флюсом — Шлаком, такие флюсы называются активными по этому элементу х.
241
chipmaker.ru
При А[х]«О флюс считают пассивным. Ои ие влияет на изменение содержания элемента х в металле в процессе сварки под флюс эм.
Флюсы, содержащие значительные количества SiO2 и МпО, в связи с кремнемарганцевовосстановительными процессами увеличивают в металле шва и концентрацию кислорода, что для некоторых сталей, а также активных металлов (например, титана) и специальных сплавов (жаропрочные никелевые сплавы, легированные Ti и А1) недопустимо. Поэтому в последнее время все большее распространение получают флюсы, не содержащие или содержащие минимальное количество окислов, легко восстанавливаемых в условиях сварки. В связи с этим получили распространение флюсы, сплавленные из весьма стойких окислов CaO, MgO, А12О3 с различными добавками CaF2, а также бескислородные флюсы на базе галоидных соединений (CaF2 и др.).
Применение тех или иных флюсов определяется свойствами свариваемого металла, в частности сродством к кислороду основы сплава и его легирующих добавок и примесей. Так, для сварки под флюсом титана и его сплавов применяют бескислородные флюсы на базе CaF2; для алюминия и 'его сплавов — на базе ВаС12, NaCl, КС1 и др. *; для жаропрочных никелевых сплавов — на базе CaF2 с добавками NaF и др. Высоколегированные стали, например, различные марки аустенитных хромоникелевых и других сталей сваривают под флюсами на базе CaO, MgO, А12О3, CaF2 с минимальным количеством SiO2 (в пределах обычно до 3%). Для сварки среднелегированных сталей применяют различные флюсы: от содержащих большие количества SiO2 и МпО до флюсов системы CaO, MgO, А12Оз, CaF2 с относительно небольшим ’ количеством SiO2 (обычно до 10%).
Для ряда специальных случаев сварки и наплавки используют керамические флюсы, изготовляемые из порошков СаСО3, CaF2, раскислителей и легирующих, скрепленных связкой (обычно жидким стеклом). Характер - их взаимодействия с металлом близок к взаимодействию электродных покрытий при сварке штучными электродами
Как указывалось в § 34, современные электродные покрытия при средних диаметрах электродов (4—5 мм) имеют толщину около 1 мм на сторону и относительную массу около 30—40%. При плавлении таких электродов, вне зависимости от режима сварки, соотношение между реагирующими количествами металла и покрытия остается постоянным**. Поэтому изменения состава наплавленного металла при изменении режима сварки значительно меньше, чем при сварке под флюсом, когда соотношение реагирующих количеств металла и флюса в значительной степени зависит от режима.
* При сварке алюминия н его сплавов дуга открыта и горит над флюсом, покрывающим металл. Этот процесс называется сварка по флюсу.
** При больших толщинах покрытия (больших /Пэ. п1т3, с), по данным А. А. Ерохина, ие все покрытие взаимодействует с металлом электродного стержня.
242
В зависимости от назначения электродов, состава и свойств свариваемого металла электродные покрытия имеют различный состав.
По применяемым в покрытиях шлакообразующим и газообразующим материалам электродные покрытия разбивают на основные четыре вида:
1.	Рудно-кислые покрытия, в которых в качестве шлакообразующих используются окислы железа, марганца, кремния и титана, а газообразующими являются органические соединения (крахмал, декстрин и др.); в качестве раскислителей в покрытиях этой группы в основном используется ферромарганец.
2.	Рутиловые покрытия, обеспечивающие шлак с достаточно значительным содержанием рутила (TiO2); в качестве других шлакообразующих применяются полевой шпат, магнезит; газовая защита в этих покрытиях создается карбонатами и распадом органических составляющих покрытия, а раскисление — ферромарганцем.
3.	Фтористо-кальциевые покрытия, построенные на базе карбоната кальция (мрамор) и. плавикового шпата (CaF2); газовая защита создается вследствие диссоциации СаСО3, а для раскисления применяют' ферросилиций, ферротитан и ферромарганец.
4.	Органические покрытия, создающие защиту от воздуха значительным количеством органических соединений при меньшем количестве шлакообразующих (окислы железа, кремния, титана); для раскисления в этих случаях применяют ферромарганец и ферросилиций
Как указывалось в § 29, в связи с нагревом электрода и электродного покрытия в приближающейся к торцу электрода части еще до его расплавления начинает происходить ряд реакций в покрытиях. К таким реакциям относятся, например, распад органических составляющих [согласно формуле (V.33)]. При температуре выше 350—500° С происходит диссоциация ряда термически неустойчивых высших окислов:
2(МпО2)->2(МпО)+О2; 2(Fe2O3)->4 (FeO)+O2 (V.46)
При более высоких температурах (обычно выше 600° С) диссоциируют и карбонаты
СаСО3->СаО+СО2; MgCO3->MgO+CO2 (V.47)
При этом могут происходить как прямое окисление различных элементов, имеющихся в покрытии в неокисленном состоянии (обычно в составе ферросплавов), так и различные обменные реакции, например:
2 [Мп]+О2->2 (МпО); [Si]+O2->(SiO2)
3 [Mn[+(Fe2OsH3 (MnO)+2 [FeJ [Mn]+(FeO)->(MnO)+[Fe[; [Mn]+(MnOa)^2 (MnO)
(V.48)
Одни из этих реакций [например, (V.47)] являются эндотермич-ными, другие [(V.46), (V.48)] — экзотермичны. Общий тепловой эффект этих реакций может быть весьма значительным. Например, при электродах руднокислого типа марки ЦМ-7 он составляет
243
chipmaker.ru
•около 10% от тепловой мощности дуги при обычных для этих
электродов режимах, что несколько ускоряет плавление электрода.
Вблизи торца электрода расплавленный металл, покрытие и образующаяся газовая фаза интенсивно взаимодействуют друг с-другом. При этом жидкий металл может окисляться выделяю-
щимся из покрытия кислородом и углекислым газом, а также в результате непосредственного взаимодействия с окислами шлака, образующегося при плавлении покрытия. Одновременно происходит
и растворение в металле неокисленных элементов из покрытия
(железа, марганца, кремния из
Рис. V.32
ферросплавов, продуктов легковос-станавливаемых окислов покрытия, например NiO, Cu2O и др.). В результате состав металла капель изменяется по отношению к исходному составу электродного стержня. Эти реакции взаимодействия продолжаются и в период перехода металла через дуговой промежуток в сварочную ванну, находящуюся на свариваемом изделии.
В сварочной ванне происходит смешивание расплавленного основного металла и металла, по
ступающего. с электрода в виде капель. Так как капли поступают в ванну с достаточно большой скоростью, часть их тонет в сварочной ' ванне. В связи с этим не только на поверхность, но и во внутренние объемы ванны поступает расплавленный шлак и газы в виде пузырей, имеющихся в каплях наплавляемого металла.
По мере перемещения расплава из наиболее горячей «головной» части ванны в более холодную ее «хвостовую» часть в ванне осу-
ществляется разделение металла и нерастворимого в нем шлака и всплывание газовых пузырей. При этом происходит образование комплексных соединений различных шлаковых составляющих, укрупнение и коагуляция шлаковых выделений и их удаление на поверхность ванны вследствие всплывания и «выталкивания» фронтом растущих кристаллов (см. гл. VI). Такое промывание металла шлаком в ряде случаев' оказывается полезным для его очистки от вредных примесей.
В хвостовой части ванны происходит также1 ряд реакций, главным образом между закисью железа и элементами с большим сродством к кислороду, чем железо (см. § 37). При этом могут образовываться различные окислы, например МпО и SiO2 и др. В связи с самой сущностью реакции между растворенной в металле закисью железа (или другого окисла при сварке нежелезных сплавов, например Cu2O, NiO и пр.) и элементами-раскислителями
получающиеся новые окислы являются дисперсными и плохо удаляются из ванны, если не произойдет их укрупнение. Процессу
244
удаления способствует образование более легкоплавких комплексных соединений. С этой точки зрения получение одновременно нескольких окислов, образующих комплексные соединения, является благоприятным Так, на рис. V.32 штриховкой показана область шлаковых составов из МпО и SiO2, являющаяся благоприятной для удаления окислов из ванны; при этом: 1—граница твердого кремнезема; 2 — граница твердых растворов .на основе закиси марганца; А и В — гетерогенные частицы продуктов раскисления в жидко-твердом состоянии.
На этой основе, например, при сварке в атмосфере защитного углекислого газа осуществляют раскисление Мп и Si совместно, вводя их в электродную проволоку в определенных соотношениях. Для улучшения металла промывкой его достаточным количеством шлака в некоторых случаях сварки в атмосфере углекислого газа дополнительно вводят в процесс флюс-шлак. При этом флюс делают либо магнитным (тогда он вводится в дугу, притягиваясь к электродной проволоке), либо изготавливают проволоки специального профиля с запрессованным в ее внутренних частях флюсом. Окисленный в результате взаимодействия с углекислым газом металл далее обрабатывается шлаком, подобно рассмотренному выше.
§ 37. ПРОЦЕССЫ РАСКИСЛЕНИЯ МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
Ранее отмечалось, что при повышенном содержании кислорода, как правило, свойства металла ухудшаются. В связи с тем что в условиях сварки обычно создается благоприятная обстановка для повышения концентрации кислорода в расплавленном металле, одним из весьма важных процессов является раскисление металла.
Раскисление — это процесс удаления из жидкого металла кислорода (как растворенного в основе сплава, так и в виде химических соединений с другими элементами). Удалить кислород из металла можно воздействием раскислителей (осаждающее раскисление) или шлаков (диффузионное раскисление). Общая схема воздействия раскислителей отмечена в § 31. Раскислителями являются элементы, которые при температуре процесса и соответствующей ей концентрации обладают большим сродством к кислороду, чем элемент-основа сплава и его легирующие, составляющие.
Раскислители в результате взаимодействия с окисленным металлом при осаждающем раскислении могут образовывать либо газообразные, либо конденсированные (жидкие, твердые) продукты реакции.
Реакция раскисления в общем виде может быть представлена как
[МехОу]+z [Ra]=х | Me]|(RazOy),	(V.49)
где [МехОу] — концентрация окисла основы сплава Me; Ra — обозначение элемента раскислителя.
245
«
chipmaker.ru
Константа такой реакции
/V[Me? [Ra2Oy]/[Ra]* [MexOJ.
(V.50)
Решая относительно [МехОу], получаем [MexOy]=[Me]^Ra.OJ/K [Rap.	(V.51)
В связи с тем что при восстановлении некоторого количества окисла Me концентрация основы сплава практически не изменится, можно считать [Мер величиной постоянной ([MeJ« 1).
Окисел раскислителя Ra2Oy, как правило, мало растворим в металле и удаляется в шлак. Его растворимость в металле тогда определится константой распреде
Рис. V33 ренный в металле кислород,
ления £RazoJ,=(RazOJ,)/[Ra.OJ,j и не зависит от концентрации [МехОу] и [Ra]. Поэтому можно считать [Ra20y] величиной, вводимой в постоянную. Тогда — [Мер [Ra2O ] можно считать другой постоянной К'. В этом случае из уравнения (V.51) получим
[MetOj,[[Rap=const. (V.52)
В . связи с тем что [Ме,Оу] характеризует по существу раство-то связь между этим кислородом
и количеством раскислителя определяется зависимостями типа различных гипербол. Схема таких гипербол изображена на рис. V.33. Например, при x=z=y~l в графическом изображении, при масштабе ординат по отношению к масштабу абсцисс как 1 : К', гипербола является симметричной (линия /). При x=y=z/2=i характер гиперболы изображен линией 2.
Из приведенных зависимостей следует, что для уменьшения
содержания растворенного в металле кислорода количество раскис-
лителя должно увеличиваться.
В связи с кратковременностью процессов обработки жидкого металла в сварочной ванне равновесие при сварке не достигается и количество раскислителя следует брать большим, чем при равновесных условиях (см. § 30 и 31).
Равновесие реакции (V.49) зависит от температуры. Так, для экзотермичных реакций раскисления равновесные соотношения [Ме,Оу] и [Ra] при повышении температуры смещаются в сторону увеличения [Ra] для тех же концентраций [Ме,Оу|, а для эндотер-мичных — наоборот. Снижение температур действует в противоположную сторону, т. е., например, для экзотермичных реакций для тех же равновесных значений [МехОу] концентрация [Ra] может быть меньшей.
246
Рассмотрим раскисление с образованием газообразных продуктов реакции. Наиболее характерной из таких реакций является раскисление углеродом, например, при сварке сплавов на железной основе [FeO] -l-[C]=CO4-[Fe]. Растворимость окиси углерода в расплавленном железе ничтожна; практически ее можно считать нерастворимой. Вследствие этого образующаяся окись углерода выделяется в виде пузырьков, стремящихся всплыть из сварочной ванны. Равновесная концентрация закиси железа в сварочной ванне понижается при повышении концентрации в металле углерода (см. рис. V.9).
При высоких температурах активность действия углерода как раскислителя весьма высока. Повышение его активности при снижении температуры меньшее, чем ряда других раскислителей (например, Ti, Si, Мп и др.), что качественно следует из рис. II.6, П.7. Поэтому £го раскисляющая способность при понижении температуры относительно снижается.
Выделяющиеся газовые пузыри вызывают кипение сварочной ванны. Если реакция раскисления углеродом продолжается и при снижении температуры до температуры кристаллизации металла, то это может привести к тому, что газовые пузыри не успеют удалиться из металла и останутся в твердом металле в виде пор. Поэтому всегда желательно подавить эту реакцию при понижении температуры сварочной ванны другими реакциями раскисления, при которых газы не, выделяются. Это достигается повышением концентрации других раскислителей (Ti, Si, Мп и др.) в металле и понижением концентрации углерода. В связи с этим при сварке стремятся иметь в сварочной ванне невысокую концентрацию углерода, применяя низкоуглеродистый добавочный металл, особенно если в металле нет достаточного количества других сильных раскислителей (например, Ti, Al).
Раскисление углеродом, однако, имеет большое значение и при этих ограничениях, так как в виде окисла углерода из металла уносится значительное количество кислорода. Представление о роли углерода в раскислении сварочной ванны дают расчеты, приведенные в табл. V. 19.
Аналогичные процессы раскисления с образованием газообразной фазы могут происходить при взаимодействии окисленного металла с водородом. Особенно сильное влияние на свойства сварного соединения такое раскисление оказывает при сварке меди.
Весьма важными являются процессы раскисления с получением конденсированных продуктов реакции.
При раскислении металла раскислителями, дающими конденсированные продукты реакции, степень раскисления зависит от ряда факторов. Так, например, зависимость степени раскисления от концентрации раскислителя в металле определяется формулой (V.52). Наличие окисла раскислителя Ra2Oy в растворе влияет на процесс раскисления согласно формуле (V.51). Увеличение содержания Ra20y в металле (а следовательно, и в шлаке согласно константе распределения	ослабляет действие раскислителя Ra. Напри-
247
Таблица V.19
Участие углерода в раскислении металла при сварке
Марка электрода или флюса	Содержание углерода в металле, %		Количество кислорода, унесенного углеродом, вес. %	Авторы
	проволоки	шва		
Голые электроды (сварка без защиты)	0,09	0,03	0,08	Ерохин и Куликов
	0,12	0,07	0,067	Алов
	0,20	0,08	0,16	£
Электроды с покрытием ОММ-5	0,17	0,09	0,107	
Сварка под флюсом ОСЦ-45 1	0,13*	0,09	0,053	Люба вс кий
* Расчетная исходная концентрация в сварочной ванне по долевому участию проволоки (0,1 ]4%С) и основного металла (0.14%С).
мер, раскисление сварочной ванны при сварке сплава на железной основе производится Мп, Si, Ti и Al. Окислы этих же элементов
до 2050 °C. Образующиеся окислы в сварочной ванне будут либо твердыми, либо расплавленными. В наибольшей части объема сварочной ванны эти окислы выпадают в твердом состоянии, что определяет их размеры. В основном' это мелкие, дисперсные твердые (или твердо-жидкие) частицы в металлическом расплаве.
Степень очистки металла от неметаллических (окисных) включений в значительной степени определяет и конечные свойства остывшего металла. Общая зависимость ударной вязкости металла шва, соответствующего по составу низкоуглеродистой стали, от содержания в нем силикатных включений представлена на рис. V.34. Как следует из этой зависимости, ударная вязкость металла швов
248
понижается при увеличении содержания в нем включений окислов раскислителей. Поэтому задачей раскисления является не только связывание кислорода, растворенного в металле, но и удаление окислов из металла в шлак. Общие принципы такого удаления изложены в предыдущем параграфе. Следовательно, применение шлаков и раскислителей, дающих тугоплавкие, малокоагулирующие окислы, остающиеся в дисперсном состоянии в сварочной ванне в период ее кристаллизации, является нежелательным. С точки
Рис. V.35
зрения конечных свойств металла нежелательно иметь в нем неметаллические включения остроугольной формы.
Некоторые закономерности превентивного связывания кислорода покрытия и раскисления металла при сварке электродами с покрытиями фтористокальциевого вида могут быть рассмотрены на основе экспериментальных исследований Т. Н. Дубовой. Если в покрытие на базе мрамора (~50%) и плавикового шпата (~20%) вводить различные количества ферросилиция, то можно получить различные количества кремния, отнесенные к металлической части электрода [Si]3. Зависимость количества кремния в наплавленном металле [$Цн.м от для этого случая показана на рис. V.35, а. Как следует из рисунка, даже при отсутствии кремния и в проволоке ([Si]9.n «э 0), и в покрытии, т. е. при [Si]3=0, в наплавленном металле анализом обнаруживается около 0,02—0,05% Si в результате восстановления SiO2, находящегося в покрытии, и наличия в металле мелких включений SiO2.
При увеличении [Si]9 до 1,7—1,8% от массы металла электрода увеличения	практически не происходит. Это указывает на
249
chipmaker.ru
то, что такое количество Si тратится на связывание кислорода (раскисление). При дальнейшем увеличении [Si]3 наблюдается практически линейный рост кремния в наплавленном металле.
Если бы не было потерь кремния от окисления, то рост егс содержания в наплавленном металле происходил по штриховой линии 1. Заштрихованный треугольник abc показывает затраты кремния на связывание кислорода (как в покрытии, так и в жидком металле) при его содержании в электроде до ~1,8%.
Если бы при содержании [Si]3 > 1,8% весь остальной кремний переходил в наплавленный металл без потерь, то его содержание на рис. V.35, а отвечало бы штриховой линии 2. Заштрихованный треугольник cde показывает дополнительные потери кремния при его большем количестве в электроде.
Основные потери кремния на раскисление определяются количеством кислорода, которое может быть выделено из самого покрытия. Так как плавиковый шпат практически почти не содержит кислорода, а окислы кремния (из жидкого стекла, кварцевого песка) в качестве окислителя кремния из рассмотрения должны быть исключены, источником кислорода покрытия может быть мрамор. При разложении мрамора согласно реакции (V.13) максимальное количество кислорода может быть 16/100 от массы мрамора. ^СаСО3 ~>CaO-(-CO-j—~О2 (100)	(56)	(28) (16)
тэ.п/тэ.с=0>3 количество освобождаемого кислорода из покрытия к массе металла стержня [0]3=(16/100)46-0,3=2,2% (где 46 — процент содержания СаСО3 в покрытии с учетом сухого остатка жидкого стекла). Для связывания этого количества кислорода по формуле Si-pO2=SiO2 необходимо кремния
[Si]3=[О]э • 28/32=2,2 - 28/32=1,9%, т. е. примерно столько же, сколько по экспериментальным исследованиям уходит на раскисление (1,7—1,8%).
Для связывания такого количества кислорода другими раскислителями их количество потребовалось бы другое. Например, для связывания такого количества кислорода по формуле Ti-|-O2=TiO2 (48) (32) (80) необходимо
[Ti]3=[О]э-48/32 =2,2-48/32 = 3,3%; а алюминия [А1]3=2,2-54/48= =2,5%.
Таким образом, для связывания кислорода покрытия количество-титана и алюминия, несмотря на то, что они являются более сильными раскислителями, должно быть большим, чем кремния.
На рис. V.35, б изображена схема содержания кремния и марганца в наплавленном металле в зависимости от [Si], при постоянном [Мп]3=2%. Общий характер [Si]H.M=/[Si]3 остался при этом таким же, как в предыдущем случае, только начало перегиба, сместилось от [Si]3=l,7—1,8% к [Si]3=l,5—1,6%. До этой концентрации [Si]3, когда кремния на раскисление не хватало, марга
При относительной массе покрытия
250
нец также выступал как раскислитель (заштрихованный треугольник abc). При [Si]3>l,6% содержание |Mn]H.M=const«1,5%. Потери марганца (прямоугольник bdef) определяются его выборочным испареЙием.
Раскисление металла воздействием шлаков (диффузионное) определяется удалением окислов из металла в шлак. Это удаление может производиться физическим растворением отделов в шлаке и хими-
Рис. V.36
•ческим воздействием составляющих шлака на окислы, которые должны быть удалены из металла.
Схема физического растворения окислов металла шлаком показана на рис. V.36. В металле Me содержится окисел, например МеО. Такой же окисел имеется в свободном состоянии в шлаке. Характер перераспределения МеО между металлом и шлаком определяется коэффициентом (константой) распределения Смео~(МеО)/[МеО], зависящим от температуры (и давления). Если к шлаку добавить какие-либо соединения, не реагирующие (слабо-реагирующие) с металлом, то концентрация свободного окисла (МеО) в шлаке понизится. Такой добавкой количество шлака на рис. V.36, б увеличено вдвое по сравнению с рис. V.36, а. В соответствий с константой распределения МеО начнет переходить в шлак, уменьшая концентрацию этого окисла в металле, т. е. снижая его окис-ленность. При этом окисел МеО должен продиффундировать через какой-то слой металла в шлак.
Аналогичный процесс происходит и в том случае, если МеО в шлаке связан в комплексные соединения. Тогда (МеО) уменьшится, так как на коэффициент распределения влияет только концентрация свободного окисла (МеО), не связанного в комплексные соединения; МеО переходит из металла в шлак также посредством диффузии. Общие закономерности такого процесса могут быть определены следующими реакциями и константами:
(Ме'О)+(Ме"О2)=(Ме'О • Ме"О2)	(V .53)
Константа равновесия такой реакции
К=(Ме'О - Ме"О2)/(Ме'О) • (Ме"О2),	(V .54)
251
chipmaker.ru
где Ме'О — окисел металла, представляющего, например, основу сплава (форма Ме'О—показывает условно, что это окисел основной); Ме"О2 — кислый окисел, образующий с основным окис-лом Ме'О комплексные соединения, нерастворимые в Металле Me'.
Решая это уравнение относительно (Ме'О), что через константу •Ьме'о определяет и содержание растворенного кислорода в металле, получаем
(Ме'О)=(Ме'О  Ме"О2)/К • (Ме"О2)	(V.55)
[ Ме'О]=(Ме'О - Me"O2)/tf- LMe-o • (Ме"О2)
Следовательно, содержание кислорода в металле, растворенного! в виде окисла [Ме'О], тем меньше, чем больше свободного окисла Ме"О2 в шлаке, а также чем более стойкими являются комплексные соединения (Ме'О • Ме"О2), что определяет их меньшую степень диссоциации.
Исходя из этой схемы, например для раскисления ванны сплава на основе железа, для связывания в комплексные соединения окисла FeO основного типа необходим в шлаке окисел кислого типа (обычно SiO2). Чем больше концентрация свободного окисла (SiO2), тем более раскисленным будет металл, дающий окислы основного типа. Однако при значительном избытке SiO2 кислые шлаки имеют неудовлетворительные технологические свойства: они длинные, вязкие, интенсивность их воздействия уменьшается. Поэтому в ряде случаев является полезным комбинировать взаимодействие шлаков и раскислителей, в частности кислых шлаков с марганцем. Такая возможность при сварке электродами с покрытиями и при сварке под. керамическими флюсами имеется. В частности, возможна реакция
(FeO- SiO2)+[Mn]=(MnO- SiO2)+[Fe],	(V.56)
приводящая в конечном счете к восстановлению железа из закиси.
Если в шлаках значительно преобладают окислы основного-типа, а кислые окислы в них связаны в комплексные соединения, то при сварке сплавов, образующих основные Окислы, процессы раскисления воздействием таких шлаков происходить не могут. В этом случае обязательно применение раскислителей, вводимых в процесс в свободном (металлическом) состоянии.
Несмотря на кратковременность обработки металла в условиях сварки и недостижимость равновесия во взаимодействии металла с окружающей средой во время снижения температуры и кристаллизации сварочной ванны, соответствующим подбором состава шлака и раскислителей удается достаточно хорошо раскислить жидкий металл и получить раскисленный металл шва.
§ 38. ЛЕГИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
В ряде случаев состав металла шва для обеспечения его* качества и эксплуатационных свойств сварных соединений должен отличаться от состава свариваемого металла, в частности по содер
252
жанию различных легирующих элементов. В связи с этим наряду с другими видами металлургической обработки металла при сварке часто осуществляется легирование металла шва.
Легирование металла при сварке возможно посредством воздействия металлической или шлаковой фаз, а также газов.
Основным способом легирования металла шва при сварке является легирование посредством, введения в сварочную ванну соответствующих, элементов в металлическом состоянии, в частности в виде сплавов. Легирование в этом случае происходит в результате:
а)	поступления легирующего элемента из расплавляющегося при сварке основного свариваемого металла;
б)	его поступления из присадочного металла (плавящихся электродной проволоки, электродного стержня при дуговой и' электро-шлаковой сварках);
в)	введения легирующего элемента в состав покрытия при сварке штучными электродами или керамического флюса при автоматической сварке под флюсом.
При рассмотрении легирования металла шва пользуются так называемыми коэффициентами усвоения легирующего элемента
к —________________[Мё],,,	_________,у g—
уСВ У[Ме]о.м+(1-у-с)[Ме]9.п+с[Ме]д ’
где /(усв — суммарный коэффициент усвоения элемента Me; |Ме]ш — количество элемента Me в металле сварного шва; |Ме]0.м; [Ме]э.п; [Ме]д — количество этого элемента соответственно в основном металле, электродной проволоке (стержне) и металлической добавке в керамический флюс или покрытие; у, (1—у), с — доля участия в образовании металла сварного шва соответственно основного металла, электродной проволоки и металлической добавки во флюсе (покрытии).
Такое рассмотренье наиболее применимо для процессов сварки, когда легирование металлической фазой может происходить в результате поступления легирующего элемента из всех трех источников, т. е. для автоматической (полуавтоматической) сварки под керамическими флюсами и при сварке электродами с покрытиями, содержащими легирующие добавки. При этом следует О1метить, что при сварке электродами с покрытием определенного состава относительная масса покрытия тэ.п/тэ.с, а следовательно, и количество участвующей в процессе легирования добавки постоянны. При автоматической сварке под флюсом количество расплавленного флюса (а в связи с этим и легирующей добавки) зависит от режима сварки и является величиной переменной.
Рассмотрим участие этих составляющих в легировании металла шва при автоматической сварке под флюсом. Суммарно долевое участие всех составляющих металла шва (основного металла, электродной проволоки и металлической добавки из флюса) равно единице. При этом доля основного металла в первом слое шва
253
chipmaker.ru
(наплавки) у в зависимости от режима сварки, свойств основного металла и электродной проволоки составляет обычно от 0,5—0,8.
По опытам К. В. Любавского, доля участия металлической добавки флюса в составе шва с определяется в основном количеством металлической добавки во флюсе, хотя, конечно, она зави-
Металлическая ЗобаВка Во флюсе,/,
Рис. V.37
сит и от свойств флюса и режима сварки. Зависимость величины с от общего содержания металлической добавки во флюсе показана на рис. V.37 (заштрихована область разброса результатов эксперимента), а ее величина может быть определена формулой
с=К (% Ме) « 0,003 (% Me), (V.58) где (% Ме) — содержание металлической добавки в составе флюса, %.
В связи с тем что количество металлических добавок во флюсе обычно не превышает 20—25%, величина с обычно меньше 0,08.
Применительно к рассматриваемому случаю формула /Сусв принимает вид
/<усв=------------------____________________________ (V 59)
Y [Ме]о.м+Ц — Y — 0,003 (% Ме)] [Ме]э п+0,003 (% Ме) [Ме]д ' '	’.
Для электродов с покрытиями обычно применяют другую схему расчета.
Одной из основных характеристик электродов является состав наплавленного металла, который получается при сварке этими электродами, т. е. металла, не зависящего от состава основного, свариваемого металла.
Состав металла шва по любому элементу Ме при сварке штучными электродами упрощенно определяется долевым смешиванием основного и наплавленного металлов
[Ме]ш=у [Ме]о.м+(1 - у) [Ме]„.м,	(V.60)
где [Ме]о.м, [Ме]н.ы — концентрация элемента Ме в основном и наплавленном металлах; у; (1 — у) — доли основного и наплавленного металла в шве.
Обычно для расчета состава наплавленного металла пользуются так называемыми коэффициентами перехода. Если общее количество элемента Ме в металлическом состоянии в электроде (стержне и покрытии, с отнесением всего количества к металлической части электрода) обозначить Мез, то его расход при сварке можно представить формулой
Меэ=ДМен.м+ДМеш4-ЛМег.ф+ДМер,
(V-61).
254
где Мен.м, Мещ, Мег.ф, Мер — представляют собой количества элемента Ме, перешедшего в наплавленный металл, окислившегося и попавшего в шлак, удалившегося в газовую фазу и в результате потерь на разбрызгивание.
Тогда коэффициент перехода, представляющий собой как бы коэффициент полезного использования элемента Ме,
/Спер Ме — АМен м/Mej.
(V.62)
Однако обычно пользоваться общим количеством элемента в электроде Меэ и его количеством в. наплавленном металле АМнм неудобно. В ряде случаев оказывается удобнее при расчетах использовать относительные количества, т. е. концентрации рассматриваемого элемента в электроде (с отнесением этой величины к металлической части электрода [Ме]э и к наплавленному металлу [Ме]н м). Тогда значение коэффициента перехода определяется формулой
Кпер Ме=[Ме]н.м/[Ме]э.	(V.63)
В этом случае возможно получение значений коэффициентов
перехода больше единицы.
Например, металлическая часть электрода состоит из 80% Fe, 18% Ni и 2% Al. Если расплавленная часть электрода составит
100 г, то расход Fe=80 г; Ni = 18 г и А1—2 г. В связи с тем что потеря элемент )в с переходом их в шлак в виде окислов зависит от их сродства к кислороду, а потери на испарение и разбрызгивание можно считать примерно пропорциональными их количеству в электроде, общие потери этих элементов будут различными. Отно-
Рис. V.38
сительно сильнее теряется алюминий, а в наименьшей степени оки-
сляется и испаряется никель. Можно принять, что в наплавленном металле FeH.M=70 г; NiHM=16,5 г и А1н.м=0,5 г (всего 87 г). Это отвечает такому составу наплавленного металла [Fe]H м=(70/87) 100= =80,3%; [А1]н.м=(0,5/87) 100=0,57% и [Ni]„.M=(16,5/87) 100=19,1%. Расчет коэффициентов перехода /Спер по формуле (V.62) и /Спер по формуле (V.63) дает следующие значения: /СпеРру=70/80=0,875; Апер №=16,5/18=0,92 и /СПер Ai=0,5/2=0,25 и соответственно ^nePFe=80,3/80= 1,005; Ктр №=19,1/18= 1,06 и КпеРА1= 0,57/2= =0,285. Соотношение между коэффициентами перехода, рассчитанными ПО Обеим Схемам, ПрИМерНО ОДИНаКОВО, Т. в. К nep Fe/Krep Fe ~
Апер Ni/ZCnep Ni - /Спер А1//Спер Al* В СВЯЗИ С ЭТИМ обыЧНО ПрОЩе ПОЛЬ-зоваться относительными значениями Апер ме-
Схема связи между концентрациями элемента в электроде [Ме]э. и наплавленном металле [Ме]н.м в зависимости от свойств элемента Изображена на рис. V.38. Элемент, близкий к основе сплава, не
255
chipmaker.ru
обладающий большим сродством к кислороду и не имеющий повы-шейных потерь испарением, возрастает в наплавленном металл^ пропорционально его содержанию в электроде (прямая 1). При этом коэффициент перехода таких элементов близок к единице, хотя, как показано выше, в некоторых случаях он может быть и несколько больше единицы.
Переход в наплавленный металл элемента, обладающего большим сродством к кислороду, чем основа сплава, и выступающего в конкретной системе легирования как основной раскислитель, в соответствии с рис. V.35 характеризуется кривой (ломаной) 4. Элемент, потери которого определяются в основном повышенным избирательным испарением или только несколько большей окисляемостью по сравнению с основой сплава, или защищенный от окисления достаточным количеством более сильных раскислителей, по коэффициенту перехода характеризуется прямой 2. Кривая (ломаная) 3 характеризует переход элемента с менее сильной раскисляющей способностью, чем для элемента, характеризуемого кривой 4, но обладающего большим сродством к кислороду, чем у элемента, подчиняющегося прямой 2.
Коэффициенты перехода элемента из электродной проволоки и электродного покрытия неодинаковы. Обычно коэффициент перехода элемента из покрытия несколько меньше, чем из стержня, в связи с более сильным воздействием окислителей, выделяемых покрытием, и возможным неполным растворением элемента из покрытия в металле. Тогда содержание элемента в наплавленном металле будет определяться формулой
[Ме]н м=[Ме]э.сКпер Меэ.сЧ ^Ме [Mejfj^g/^пер Меэ.п, (V.64) тэ.е
где Кпермез.с, Кпер Meэ.п — коэффициенты перехода Me из электродного стержня и электродного покрытия; гпэ.п/та с — относительная масса покрытия; Р^е — относительное количество материала, содержащего элемент Me в металлическом состоянии в составе покрытия; [Ме]н.м; [МеЬ.с; {Ме]ГМе — концентрации элемента Me соответственно в наплавленном металле, электродном стержне и материале Рме покрытия.
В ряде случаев различием значения коэффициентов перехода элемента из электродного стержня и покрытия можно пренебречь (они могут мало отличаться; допустимые колебания состава наплавленного металла перекрывают точность расчетов) и пользоваться одним значением коэффициента перехода. Тогда формула (V.64) упрощается:
1Ме]н.м=Кпер Ме /|Ме]э.с+-' - £ Рме |Мс]/=Ме !•	(V.65)
(	тэ.с	J
Коэффициенты перехода элементов, особенно обладающих доста-. точно значительным сродством к кислороду, зависят от количества электродного покрытия. Характер этой зависимости Показан на рис. V.39. Если количество покрытия представить его толщиной б,
256
то окислительное воздействие воздуха по мере увеличения б снижается в соответствии с кривой /, рис. V.39, а (см. также рис. V.23). Однако окислительное действие самого покрытия при этом возра-мере линейного увеличения б быстрее. Суммарное действие
стает согласно кривой 2, так как по количество покрытия увеличивается тогда определяется кривой 3, а значения коэффициента перехода имеют зависимость обратного вида, показанного на рис. V.39, б.
Коэффициенты перехода различных элементов зависят как от типа покрытия, так и степени связывания кислорода покрытия введёнными в него раскислителями. Так, например, при введении хрома через покрытия различных типов с получением его концентрации в наплавленном металле около 1 %, Т. Н. Дубовой экспериментально были получены следующие значения коэффициентов перехода: из руднокислого покрытия ОММ-5 Аперсг=0.45; из руднокислого покрытия, с большим раскислением марганцем — ЦМ-7 Кпер Сг=0,60— 0,65; из хорошо раскисленного покрытия на базе карбоната кальция и магния Кпер сг « 0,9.
Для сварки легированных сталей покрытия чаще всего создаются на фтористо-кальциевой основе с достаточным количеством сильных раскислителей (ферротитана, ферросилиция). Коэффициенты перехода ряда легирующих элементов в этом случае можно принимать в соответствии с табл. V.20.
Таблица V- 20
Значение коэффициентов перехода легирующих элементов сталей при сварке электродами с фтористо-кальциеиым покрытием
Элемент	М	Сг	Мо	Мп	V	С (графйт>
Коэффициент перехода	0,96— 1,00	0,85— 0,92	0,80— 0,85	0,55— 0,70	0,80— 0,85	0,46— 0,60
Легирование наплавленного металла и металла шва в результате обменных реакций используется обычно при необходимости введения не очень большого количества легирующих элементов. Наиболее распространенными в этом случае являются обменные реакции с окис-лами
(Me'J+(Me"O) д: [Ме'ОЦ-[Ме"]	(V.66)
в Которых Me" выступает как легирующий элемент.
257
chipmaker.ru
Константа такой реакции
tfc=[Me'O] [Ме"]/(Ме"О) [Me'].	(V.67)
Если Me' представляет собой основу сплава (т. е. [Me']	1),
а его окисел Ме'О распределяется между шлаком и металлом в соответствии с константой распределения Тме-о, то формула (V.67) принимает вид:
Кс=(Ме'О) [Me"]/LMe'o (Ме"О), [Ме"|^Кс£Ме-о(МеЮ)/[Ме'0].	1 ’ 7
Формула (V.68) показывает, что при определенных условиях протекания реакции (т. е. когда Кс и £ме-о постоянны) концентрация легирующего элемента Me" ’ тем больше, чем больше свободного окисла этого элемента в шлаке и чем меньше окислен металл растворимым окислом основы сплава. Одновременно формула (V.68) показывает, что такой способ легирования, как правило, повышает окисленность металла.
Наиболее часто такая система легирования применяется при автоматической и полуавтоматической сварках под плавленными флюсами. В некоторой степени такая схема легирования может использоваться и при электродных покрытиях и керамических флюсах.
Легирование воздействием газовой фазы на металл имеет при сварке второстепенное значение.
При газовой сварке (ацетилено-кислородной или при использовании в качестве горючего газа других углеводородов) посредством соответствующей регулировки пламени можно науглероживать металл, если он растворяет углерод. Например, при значительном избытке ацетилена в пламени сплавы на железной основе могут быть  науглерожены до весьма высокого содержания углерода (~1%).
При дуговой сварке плавящимся электродом в среде углекислого газа также возможно некоторое науглероживание наплавленного металла и металла шва, особенно при низком исходном содержании углерода. Обычно в этом случае повышение содержания углерода по сравнению с его содержанием в проволоке составляет fie более 0,05%.
Электродные покрытия, содержащие значительные количества углекислых солей (обычно мрамора), также в определенных условиях могут науглероживать наплавленный металл. Степень такого науглероживания возрастает при увеличении в металле электрода концентрации сильных раскислителей, например алюминия. Тогда идет реакция
2 [Al]+3CO=(Al2Os)+3 [С].	(V:69)
При значительной концентрации алюминия в стальных электродах концентрация углерода в наплавленном' металле может быть повышена на 0,1—0,2%.
Аналогично возможно науглероживание металла при сварке высоколегированными стальными электродами, содержащими хром 258
в достаточно больших концентрациях. В этом случае содержание углерода в наплавленном металле возрастает в сравнении с металлической частью электрода на 0,01—0,03%.
В целом процессы науглероживания при сварке должны рассматриваться как отрицательные и легирование по рассмотренной схеме можег полезно использоваться только при наплавке.
§ 39. РАФИНИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ ПЛАВЛЕНИЕМ
Важной металлургической операцией является рафинирование металла, т. е. очистка от вредных примесей, в частности для сплавов на железной основе от серы и фосфора.
Источниками поступления серы и фосфора в металл при сварке являются: расплавляющиеся основной и добавочный металлы; шлаки («Ьлюсы, покрытия).
Сера является вредной примесью, вызывающей красноломкость сталей и значительно усиливающей склонность их к образованию горячих трещин при литье и сварке. Такое влияние серы иа свойства металла при высоких температурах определяется тем, что она образует соединения с железом й легкоплавкие,эвтектики, ослабляющие в широком диапазоне температур связи между отдельными кристаллитами, зернами. Так, сульфид железа FeS имеет температуру плавления 1195° С. Эвтектика этого сульфида с железом плавится при 985° С. Низкую температуру имеет и эвтектика 2FeO-SiO2-|-FeS
Чем больше в металле серы, тем больше появляется легкоплавких эвтектик, тем сильнее красноломкость стали. Поэтому содержание серы обычно ограничивают некоторые количеством, которое считают еще допустимым в стали вообще и в металле швов в частности.
Вредным оказывается также наличие серы в легированных' сталях, особенно при повышенных концентрациях в них никеля, так как при этом могут образовываться еще более легкоплавкие эвтек* тики на базе сульфида NiS с температурой плавления 644° С. Усиливать дредное влияние серы могут и другие элементы, в частности в нелегированных сталях — углерод.
В связи с этим для улучшения свойств сталей и металла сварных швов стремятся содержание серы срести к допустимому, минимальному. Для этого при сварке ограничивают верхний предел содержания серы в присадочных металлах, а. также во флюсах, покрытиях, газах (например, при газовой сварке — в ацетилене). Кроме того, применяют различные методы перевода серы из металла в шлак или связывание ее в соединения, не дающие легкоплавких составляющих в металле. Для этого при сварке сталей применяют: связывание серы в сульфид марганца MnS (Тпя= 1610° С), не образующий с железом легкоплавких эвтектик;
удаление серы в шлак посредством воздействия МпО и СаО.
Связывание серы в MnS происходит согласно реакции
[FeS]+[Mn]7±(MnS)+[FeJ	(V.70)
S59
chipmaker, ru
с константой равновесия
K=(MnS) [Fe]/[FeS] [Mn],	(V.7I)
откуда
[FeS]=[MnS][Fe]/K[Mn],	(V.72)
t. e. концентрация FeS в металле уменьшается при увеличении в нем концентрации Мп.
Однако реакция (V.70) в направлении связывания серы в MnS развивается только при понижении температуры металла, когда реакции идут более вяло. В связи с этим даже при достаточно большем количестве Мп в металле значительная часть серы может оставаться связанной в виде сульфида FeS.
Уменьшение FeS в жидком металле достигается воздействием шлаков, содержащих МпО и СаО. При этом происходят реакции:
' FeS+(MnO)Tt(MnS)+FeO	(V.73)
FeS+(CaO)^(CaS)+FeO	(V.74>
с константами
K1=(MnS)[FeO]/[FeS](MnO),	(V.75>
K2=(CaS)[FeO]/[FeS](CaO).	(V.76>
Анализ этих констант показывает, что уменьшению концентрации FeS в металле способствует лучшая раскисленность металла (уменьшение [FeO]) и увеличение МпО и СаО в шлаках. В связи с этим основные шлаки значительно более благоприятны по их влиянию на уменьшение концентрации серы в металле.
В ряде случаев для десульфурации- оказывается полезным связывание серы в летучие соединения (например, A12S3 и SiS с температурами кипения соответственно 1550 и 940° С).
Фосфор в железных сплавах также является весьма вредной примесью. Он ухудшает механические свойства сталей, вызывая хладноломкость у низколегированных и углеродистых сталей и повышенную склонность к образованию горячих трещин в сталях аустенитного класса.
Уменьшения количества фосфора в металле шва добиваются, ограничивая его содержание в основном и добавочном металлах, а также в покрытиях, флюсах-шлаках и газовой фазе, взаимодействующей с металлом.
Удаление фосфора из металла основано на его окислении и связывании фосфорного ангидрида в шлакующиеся комплексные соединения. Окисление фосфора, образующего с железом фосфиды Fe2P и Fe3P, осуществляется по реакциям
2Fe2P+5FeO	P2Os+9Fe	(V.77a)
2Fe3P-|-5FeO Р2О6+1 IFe	(V.776)
Кислый окисел Р2О6 образует комплексные соединения с основными окислами. По возрастающей силе сродства к нему основные окислы Могут быть расположены в следующий ряд: FeO, МпО, С60
MgO, CaO. Наиболее активно происходит связывание фосфорного ангидрида посредством реакций:
ЗСаО+Р2О6 (СаО)3 • Р2О5	(V.78a)
4СаО+РгО6 (СаО)4 • Р2О6	(V.786)
Менее активно происходит связывание Р2О5 посредством МпО. Реакции при этом подобны реакциям (V.78).
Если представить процесс обесфосфоривания металла в общем виде, скомбинировав, например, реакции (V.776) и (V.786), получим 2Fe2P4-5FeO4-3CaO (СаО)3 • P2O5-}-9Fe	(V.79)
Константа этой реакции
К=[(СаО)3 • P2OS] [Fe]9/[Fe„P ]2 [FeO]s [СаО]8	(V.80)
или при Fe^ 1
[Fe2P]=[(CaO)3-P2O8]/A [FeO]8 [СаО]8.	(V.81)
Анализ этого выражения показывает, что уменьшению содержания фосфора в металле способствует увеличение содержания в шлаке свободных FeO и СаО и уменьшение количества СаО, связанного с Р2О5 (т. е. Са3Р2О8).
В кислых шлаках FeO и СаО связаны в комплексные соединения с SiO2 и TiO2, поэтому их свободные концентрации меньше и удаление фосфора из металла в шлак затрудняется. Основные шлаки более благоприятны для процессов обесфосфоривания. В основных шлаках концентрация Са8Р2О8 уменьшается путем разбавления шлака соответствующими нейтральными добавками, обычно плавиковым шпатом. Такая добавка часто применяется и для улучшения ряда физических свойств шлаков, увеличивая их жидкоподвижность, а следовательно, и возможность участия большего его относительного объема в реакциях с металлом.
Константа реакции (V.79) с повышением температуры уменьшается, что указывает на смещение равновесия в сторону усиления перехода фосфора в металл. Поэтому более активно процесс обесфосфоривания металла при обработке его шлаком происходит при понижении температуры.
Аналогичными, но влияющими в меньшей степени на процесс обесфосфоривания, являются реакции Р20з с МпО. При этом следует учитывать, что фосфор-сопутствующая примесь марганца и увеличение марганцевых соединений в покрытиях и флюсах сопровождается увеличением содержания фосфора в шлаке, а следовательно, возможно и в металле.
Интенсификация процессов взаимодействия металл — флюс при повышении температуры приводит к тому, что применение тонкой Электродной проволоки и больших плотностей тока (например, при полуавтоматической сварке в сравнении с автоматической) увеличивает содержание фосфора в металле при том же его содержании в добавочном металле и флюсе.
261
chipmaker.ru
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Дайте общую характеристику результатов влияния взаимодействия металла с окружающей средой в условиях сварки.
2.	Какие методы защиты металла от вредного воздействия воздуха применяются при различных способах сварки?
3.	Какие газы и шлаки взаимодействуют с металлом при различных способах сварки плавлением?
4.	Каковы температурные условия взаимодействия металла с окружающей средой при различных способах сварки плавлением?
5.	Каковы общие закономерности скорости реакций при сварке? Рассмотрите возможность применения термодинамических расчетов для сварки и произведите оценку возможных при этом ошибок.
6.	При каких условиях происходит окисление металла газовой фазой, содержащей кислород?
7.	Как происходит окисление металла при сварке поверхностными окислами и окислами шлаков, растворимыми в металле?
8.	Рассмотрите, как окисляется металл в результате обменных реакций со шлаками.
9.	Каково влияние раскислителей на процессы окисления металла?
10.	Как при сварке металл взаимодействует с азотом?
11.	Рассмотрите общий характер взаимодействия водорода с различными металлами.
12.	Рассмотрите взаимодействие водорода и металла при сварке углеродистых сталей. Его содержание в сварных швах, выполненных различными способами. Меры борьбы с вредным влиянием водорода.
13.	Какой является общая схема взаимодействия металла при сварке со сложными газами, содержащими кислород?
14.	Рассмотрите взаимодействие пламени с металлом в условиях газовой сварки плавлением.
15.	Как осуществляется перенос металла е электрода в сварочную ваину при дуговой сварке плавящимся электродом?
1Г>	. Произведите оценку влияния испарения элементов на газовую фазу при дуговой сварке плавящимся электродом.
17.	Какие количества кислорода и азота воздуха поступают в реакционное пространство при сварке штучными электродами с покрытиями?
18.	Как осуществляется газовая защита при сварке покрытыми электродами?
19.	Дайте характеристику окислительного воздействия электродных покрытий. Каковы средства обеспечения раскисления металла?
20.	Что представляют собой сварочные шлаки? Их строение и характер влияния на взаимодействующий с ними металл.
21.	Как оценивается кислотность и основность сварочных шлаков?
22.	Рассмотрите общие требования к физическим свойствам сварочных шлаков.
23.	Как осуществляется взаимодействие шлака и металла при электрошлако-вой сварке и переплаве?
24.	Как влияет режим электрошлаковрй сварки на взаимодействие металла и шлака?
25.	Рассмотрите общую схему взаимодействия металла, газовой фазы и шлака при автоматической и полуавтоматической сварках под флюсом.
26.	Рассмотрите метод оценки влияния шлака на металл через газовую фазу •при сварке под флюсом.
27.	Каково влияние относительного количества флюса, участвующего в сварочном процессе, и степени развития межфазных поверхностей иа взаимодействие металла и шлака?
28.	Каково влияние состава флюса на изменение состава металла при сварке? Флюсы, применяемые для сварки различных металлов и сплавов.
29.	Рассмотрите виды современных электродных покрытий. Их основные характеристики.
30.	Как происходят процессы взаимодействия между металлом электродного стержня и покрытием?
262
31.	Какие шлаки применяют и получают при дуговой сварке плавящимся электродом в атмосфере активных газов?
. 32. Каковы общие закономерности раскисления металла при сварке?
33.	Рассмотрите раскисление металла с образованием газообразных продуктов реакции.
34.	Как происходит раскисление металла с получением конденсированных продуктов реакции? Оцените необходимые количества раскислителя.
35.	Как осуществляется раскисление металла воздействием шлаков?
36.	Рассмотрите пути введения легирующих элементов в металл шва при сварке плавлением.
37.	В чем заключается метод учета легирования металла шва прн автоматической сварке под керамическим легирующим флюсом?
38-	Как производится легирование наплавленного металла при сварке штучными электродами? Метод расчета необходимого количества легирующих элементов в электроде.
39.	Рассмотрите легирование металла посредством обменных реакций со шлакообразующими.
40.	Какова возможность науглероживания металла при различных способах сварки плавлением?
41.	Каково влияние серы на свойства некоторых металлов и сплавов? Процессы обессеривания металла при сварке.
42.	Рассмотрите процессы удаления фосфора из металла.
chipmaker.ru

Chlpmaker.ru
ГЛАВА VI. СВАРОЧНАЯ ВАННА. КРИСТАЛЛИЗАЦИЯ МЕТАЛЛА ПРИ СВАРКЕ И ФОРМИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА ШВА
§ 40. СВАРОЧНАЯ ВАННА, ЕЕ ОБРАЗОВАНИЕ И ОСНОВНЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ
В результате воздействия сварочных источников тепла основной свариваемый металл расплавляется. Металл, ограничиваемый изотермической поверхностью Т=ТПЛ, образует ванну расплавленного ме
Рис. VI. 1
талла — сварочную ванну. В большинстве случаев сварки плавлением в эту расплавленную зону поступает расплавленный добавочный металл, получивший те или иные изменения в результате взаимодействия с окружающей средой — наплавляемый металл.
В сварочной ванне (рис. VI. 1, а, б) расплавленные основной металл, поступающий из периферийных частей передней части ванны, и наплавляемый металл перемешиваются. В результате перемещения сварочного источника тепла (центр которого отмечен цифрой 7) сварочная ванна перемещается по свариваемому изделию вслед за источником. Позади источника тепла на некотором расстоянии происходит понижение температуры и расплавленный металл затвердевает. В связи с этим сварочную ванну можно разделить на головную 1—2—3 и хвостовую 4—5—6 (заднюю) части. Наибольшие ширина и глубина ванны (сечение, разделяющее головную и хвостовую части ванны) располагаются несколько позади основной зоны ввода тепла источником в свариваемое изделие.
В результате воздействия потока газов или сил электрического происхождения, например при дуговой сварке, жидкий металл.
264
непосредственно под источником выдувается (оттесняется), обычно образуя углубление в жидком металле (кратер). При этом жидкий металл перемещается из головной части ванны в более холодную — хвостовую.
При некоторых способах сварки в сварочную ванну поступает и шлак. Он частично погружается в металл ванны и вместе с ним перемещается в хвостовую часть, взаимодействуя в это время с металлом. Общий характер перемещения металла (и шлака) в сварочной ванне показан стрелками на рис. VI. 1,6.
После затвердевания ванны образуется металл шва (отдельного валика —рис. VI. 1, в, валика или слоя многослойного шва). Поперечное сечение переплавленного металла условно делят на площадь наплавки FH и площадь провара (проплавления) основного металла Fo, как это показано на рисунке.
‘ Пренебрегая возможным различием плотности наплавляемого и основного металлов, их долевое участие в металле шва (отдельного валика) может быть выражено через соотношение этих площадей. При этом доля основного металла в шве может быть рассчитана по формуле
Т=Ш+?.),	(VI. I)
а наплавленного
1-V=FB/(FO+FH).	(VI.2)
В ряде случаев представляют интерес характеристики очертания зон проплавления и наплавки. Очертания зоны проплавдения основного металла характеризуются коэффициентом формы проплавления фпр=6/й или обратной ему величиной — относительной глубиной проплавления, т. е. h/b,& также коэф-
Мощность дуга.
~юио~~
Рис. VI.2
фициентом полноты проплавления \k14==FJbh, где b и h — соответственно ширина и глубина проплавления.
Очертания зоны наплавки характеризуются к о э фф и ц и е н т а м и ф о р-мы валика фв=6/с и полноты валика pB=F„/(bc), где с — величина усиления шва.
Для общей оценки ванны большое значение имеет и ее длина, а также длина хвостовой части.
Строгих методов расчета всех основных размеров сварочной ванны
и шва (после ее затвердевания) нет. Однако приближенные методы расчета возможны согласно схемам расчета температурных полей в свариваемом изделии, изложенным в гл. IV. Так, для сосредоточенного точечного источника тепла на полубесконечном теле длина сварочной ванны за местом ввода тепла источником (представляющая основную часть длины L ванны) может быть рассчитана согласно формуле (IV.32) заменой R=L. Тогда
L'=q/(2nkTnn).	(VI.3)
265
chipmaker, ru
В связи с тем что при сварке определенного материала Л и Т„„ являются постоянными, то L'~k'q, где k' — постоянный коэффициент.
При электрической дуговой сварке тепловая мощность q пропорциональна произведению силы сварочного тока на напряжение дуги. Для этого случая
£'=£ (/св(7д/1000),	(VI.4)
где k — коэффициент.
Зависимость £ =/(/св£д/10(Х))-, по экспериментальным данным Н. Н. Рыкалина и К. В. Любавского, приведена на рис. VI.2 (заштрихована область разброса экспериментальных результатов). Значение коэффициента k цри ручной сварке углеродистых сталей составляет 1,7-=-2,3 мм/кВА, а при автоматической сварке под флюсом — 2,8-ь-3,6 мм/кВА.
Ширина провариваемой зоны согласно формуле (IV.38, а) при 6=₽2г для точечного источника на массивном теле приближенно определяется уравнением
&=2 / 2д/(лесрцсвт2) = 0,968 / ?/(сросвТпл).	(VI.5)
Соотношение длины ванны к ее ширине (коэффициент формы ванны q>=L/b) получается из уравнений (VI.3) и (VI.5):
Ф=~ еср/(2я7’пл) УqvCB—A	qvCB,	(VL6)
4Л
где А — постоянный коэффициент для определенного свариваемого металла.
При точечном источнике на полубесконечном теле глубина проплавления Л=Ь/2. Тогда b—2h, а из £=<р&=2фЛ получим
Л=57/(4лХ7’пл<р),	(VI.7)
т. е. глубина проплавления пропорциональна тепловой мощности. Учитывая, что при дуговой сварке напряжение дуги изменяется в небольших пределах, можно считать, что глубина провара применительно к точечному источнику, действующему на полубеско-нечное тело, примерно пропорциональна силе сварочного тока h=BlCB. При сварке углеррдистых и низколегированных сталей В обычно составляет l/80-s-l/lOO мм/А.
Как указывалось в гл. IV, расчетные схемы для сосредоточенных источников тепла применительно к определению температуры вблизи источника тепла, например для Т=ТПЛ, могут давать значительные отклонения, особенно для металлов с относительно большой скрытой теплотой плавления (например, алюминия, см. § 26). Для уточнения расчета можно использовать поправочные коэффициенты п' и т', выведенные из сопоставления расчетной ширины ванны b с экспериментально определенной b'(n'~b/b') и соответственно расчетной длины хвостовой части ванны (от точки 4 или 6 до точки 5 по рис. VI. 1,6) и экспериментально определенной £' (т'=Ll/L'). Зависимость этих поправочных коэффициентов от погонной энергии, по
266
исследованиям Мастрюковой А. В. и Прохорова Н. Н., показана на рис. VI.3*.
Численные значения этих коэффициентов для стали составляют т'=0,0007qjv\ n'=(0,00049^/^)4-0,2. Для алюминия величина поправочных коэффициентов больше: т' = (0,0023q/v) 4- 0,6 и п'= =(0,00205g/v)4-0,8. Как видно из рисунка, при средних значениях погонной энергии q/v расчетные схемы не требуют значительных поправочных коэффициентов, что позволяет пользоваться ими для установления приблизительных величин, характеризующих размеры зоны расплавления.
Площадь проплавления (провара) основного металла может быть приближенно определена следующим образом. Чтобы нагреть зону
тогда
^о=[9/(°свР^пл)] т1п==[9/(усвЛгпл)] Чп,	(VI .9)
где Лупл=рЛтпл — удельная энтальпия единицы объема расплавленного металла, включая скрытую теплоту плавления (для низкоуглеродистых сталей йупл=2500 кал/см3, или 10455 МДж/м3).
Значения т]п для дуговой сварки в зависимости от безразмерного критерия е3 и относительной глубины проплавления h/b, по данным Н. Н. Рыкалина, показаны на рис. VI.4**, а, б, в. Для обычных средних режимов дуговой сварки лп составляет около 0,254-0,40 (т. е. 25%—40%). Для газовой сварки плавлением значение такого коэффициента в связи с менее концентрированным вводом тепла намного меньше (2—8%).
* В этой работе сопоставлялись размеры сварочной ванны при сквозном проплавлении металла, с расчетом по Н. Н- Рыкалину, по схеме линейного источника на пластине..
** В связи с тем, что фактический ввод тепла в изделие при сварке обычно отклоняется от расчетных схем, А. А. Ерохиным предложен для расчета площади проплавления поправочный коэффициент (названный им эффективным П»ф). При Различных способах дуговой сварки он составляет от 0,5 до 0,9.
267
100 200 400 юоо 4000 10000
Площадь поперечного сечения наплавленного металла FB может быть получена из общего количества наплавленного металла тв в единицу времени (г/с):
/nH=poCBFH.	(VI .10)
Количество т„ зависит от характеристик свариваемого и присадочного металлов, способа и режима сварки. Наиболее определенной эта величина является при электродуговой сварке плавящимися электродом и электрошлаковой сварке. В этих случаях т„ определяется через коэффициент наплавки а„ г/(А-ч), зависимость которого от режима при конкретных сварочных материалах для большинства случаев устанавливается экспериментально. Тогда
m„=/cllaH/3600.	(VI.11)
Используя выражения (VI. 10) и (VI-11), получаем
^/^/(ЗбООрц*).	(VI. 12)
Для других способов сварки, когда присадочный металл подается в сварочную зону, например, вручную и непосредственно его расплавление не связано с мощностью источника тепла (хотя максимально возможное расплавление определяется этой мощностью), значение секундной (часовой) производительности также устанавливается экспериментально. Например, при аргонодуговой сварке алюминиево-магниевых сплавов с присадкой диаметром 3—5 мм увеличение силы сварочного тока от 140 до 350 А увеличивает коэффициент наплавки от 0,6 до 2 г/(А-ч). При ацетилено-кислородной сварке углеродистой стали количество наплавленного металла на единицу мощности пламени (литров СаН2 в час) составляет до 0,001—0,002 г/(л-ч).
Весьма важными характеристиками для сварочной ванны являются ее объем и время пребывания металла в ванне в расплавленном состоянии. Интегрированием уравнения температуры для быстродвижущегося источника тепла (гл. IV) применительно к Т—Тпл В. И. Дятловым получено следующее выражение для объема VB (см3) сварочной ванны (расплавленного основного металла в ванне):
Vb=<7V(8«Xcp^Cb7’U-	(VI. 13)
Таблица VI. 1
Некоторые характеристики размеров сварочной ванны при цуговой и электрошлаковой сварке
Способ сварки	Сила сварочного тока /св. А	Размеры ванны					Масса расплавленного металла, т, г	Отношение массы металла к поверхности г/см8
		длина L, см	ширина Ь, см	глуби-на h. см	поверхность 'V см®	объем см3		
Ручная дуговая	250—300	2,0	1,0	0,25	1,6	0,25	1,5 45,0	1
Автоматическая под флюсом	650—750	7,0	2,0	0,8	10,9	7,0		4,4
Электрошлако-вая (для 6=100 мм)	1000	10,0	4,0	2,0	40,0	60,0	450,0	11,0 1 Эи

chipmaker, ru
Некоторые характерные размеры и количественные показатели для сварочной ванны при дуговой ручной и автоматической сварке под флюсом и электрошлаковой сварке на обычных режимах приведены в табл. VI. 1.
Зависимость объема сварочной ванны при автоматической сварке под флюсом от силы сварочного тока и скорости сварки изображена на рис. VI.5.
Таким образом, объем сварочной ванны при различных основных способах сварки плавлением может составлять от десятых долей до нескольких десятков см*.
Время существования различных объемов металла ванны в расплавленном состоянии неодинаково. Так, вблизи границы сплавления металла ванны с основным металлом только что расплавившийся
металл почти сразу затвердевает. По мере удаления от границы сплавления к центральным частям ванны длительность пребывания металла в расплавленном состоянии увеличивается. Максимальное время пребывания в расплавленном состоянии имеет металл, располагающийся в центральной части ванны. Условно он расплавляется на передней кромке ванны (точка 2 на рис. VI. 1, б) и затвердевает в ее заднем конце (точка 5). Это максимальное время существования расплавленного металла в ванне мо
жет быть подсчитано по формуле
• Ux=^/feB.	(VI.14)
Общий характер изменения времени существования расплавлен-
ного металла в ванне в зависимости от его месторасположения по отношению к границе сплавления показан на рис. VI.6, где а и б— контуры ванны при ручной дуговой сварке стали 1Х18Н9Т (7CB=200 A; t/CB=»8 м/ч) и автоматической сварке низкоуглеродистой стали под флюсом (/св=500 А; 17д==32 В; оСв=24 м/ч), в и г —время нахождения металла в расплавленном состоянии для контур^ йанны а и для контура вайны б.
Для оценки длительности процессов взаимодействия металла с окружающей средой может представить интерес средняя длительность пребывания металла в сварочной ванне в жидком состоянии. Такое время может быть оценено формулой
*в= Vo/(vCBF0),
(VI.15)
где V. — объем расплавленного основного металла в ванне.
270
Применительно к рассмотренным расчетным величинам Vo [Ф°Р* мула (VI. 13)], т. е. для случая быстродвижущегося источника тепла, и Fo [формула (VL9)] можно получить расчетное выражение для
л
г*ПЛ	ПЛ в ЧП
ЬяЛсрТ^раПп	Чп
(VI.16)
где ?n=?/fCB — погонная энергия при сварке, кал/см.
Таким образом, среднее время /в зависит от теплофизических свойств свариваемого материала, погонной энергии и термического
к. п. д. проплавления, определяемого характеристиками источника сварочного тепла. Так, при сварке низкоугле-
ч.	Т 1’
родистои стали t„—--------х
F	в 2700
х—, а для случая дуговой сварки плавящимся электродом (т]п=0,25=0,4); 7В= =(0,0010^-0,0015) <jn.
Средняя температура сварочной ванны может быть оценена по правилу смешивания жидкостей с различной ' температурой, т. е. в виде доли основного металла у, поступающего в ван-
ну при Т=Тпл, и доли наплавленного металла (1—у)	Рис. VI.6
с температурой Т=7НМ. Тогда средняя температура ванны опре-
делится формулой
Тл^Тт,о+(\-у)Тя.ы.
(VL17)
Так, для случая наплавки (сварки стыкового шва без разделки кромок) автоматической сваркой под флюсом низкоуглеродистой стали на обычных режимах у ^2/3; Т„„.о1500° С и Т„.и=Тц== _________________________________	2	1
=(2300-г-2500) « 2400° С. Тогда Г,= — 1500 + — 2400 = 1800° С 3	3
(по экспериментам И. И. Фрумина и И. К. Походни Тв=1770°С). Для ручной сварки этой стали плавящимся электродом у»0,35, 7Н.М=Тк= (2100^-2300)« 2200° С, Тй=0,35 • 1500+0,65  2200=1955° С (по измерениям Д. Чипмена и Н. Христенсена от 1950 до 2000°С).
В сварочной ванне происходят процессы взаимодействия металла со шлаком и газовой фазой, а также ряд физических процессов, в частности смешивание основного и наплавленного металлов, разделение металла и шлака и затвердевание металла.
271
chipmaker.ru
Химическое взаимодействие металла ванны с газовой фазой происходит менее интенсивно, чем при переносе добавочного металла в ванну, особенно при дуговой сварке плавящимся электродом и электрошлаковой сварке. Действительно, если относительное количество металла на единицу поверхности в ванне составляет примерно от 1 до 10 г/см2 (см. табл. VI. 1), то в каплях металла это отношение в зависимости от их диаметра характеризуется величинами 0,2—0,4 г/см2. Однако при этом следует учитывать, что хотя более высокая температура капель по сравнению с ванной также интенсифицирует процессы
Б *		взаимодействия (см. § 27),
Рис. VI.7	но время существования
капель до их поступления в ванну много меньшее (от 0,05 до — 1,0 с для капель и 3—20 с для ванны). Более длительное время пребывания металла в ванне вызывает, даже при меньших скоростях реакций, определенную степень изменения металла ванны под воздействием газов и шлаков в желательном или нежелательном направлении. Однако обыч-
но суммарное изменение состава металла за время пребывания
0

в ванне все же относительно меньшее, чем за время образования капель и их переноса в ванну.
Естественно, что процессы, в которых могут участвовать только составляющие основного металла (легирующие добавки и
примеси, имеющиеся только в основном металле и отсутствующие в наплавляемом) или поверхностные загрязнения свариваемого металла (например, окислы на кромках и пр.), происходят исключительно в сварочной ванне.
Взаимодействие со шлаком в ванне может происходить относительно сильнее, чем с газовой фазой. Это определяется тем, что, как правило, шлак или его составляющие заглубляются в металл ванны и затем удаляются, в частности всплывают. Наличие достаточно большого количества таких шлаковых частиц внутри жидкого металла значительно увеличивает поверхность взаимодействия металл— шлак и способствует более эффективному их реагированию.
Физические процессы смешивания расплавленного основного и наплавляемого металлов в центральной части ванны, где потоки жидкости достаточно интенсивны, происходят достаточно быстро. Вблизи границы сплавления наличие твердых стенок ослабляет скорость потока жидкости и превалирующим фактором становится диффузионное проникание жидкого металла от кромок к центру и из центральных частей ванны к кромкам. В этой области смешивание
272
расплавленного основного металла и жидкости центральной части ванны несовершенно. Области такого несовершенного смешивания металла в ванне показаны на рис. VI.7 (заштрихованы).
Разделение металла и шлака (а в некоторой части и газов, выделяющихся в металле в виде пузырей) происходит не только за счет их коагуляции и всплывания вследствие разности плотностей, но и в результате «выталкивания» неметаллических составляющих фронтом кристаллов, растущих со стороны дна и периферийных частей ванны. То, что такой процесс выталкивания имеет большое значение в удалении шлака, находящегося внутри сварочной ванны, хорошо видно на примере потолочной сварки. В этом случае разность плотностей шлака и металла должна была бы привести к «всплыванию» шлака в сторону дна ванны (рис. VI.8, а). Однако фактически шлак и при потолочной сварке после затвердевания металла оказывается на наружной (в данном случае нижней) поверхности шва (рис. VI.8, б).
Несмотря на процесс выталкивания шлаковых включений, разность Плотностей металла и шлака на их разделение в ванне играет все же существенную роль.
§ 41. ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ПРОЦЕССА КРИСТАЛЛИЗАЦИИ
Все металлы и сплавы в твердом состоянии являются кристаллическими телами. Этим определяется их структура и свойства. Для большинства технологических процессов получения металла,
в частности при сварке плавлением, характерна их кристаллизация
из жидкого состояния. Кристаллизацией называют процесс формирования первичной структуры при затвердевании жидкого металла.
Частицы расплавленного чистого металла по мере снижения температуры становятся менее подвижными. При этом силы, стремящиеся удержать их в закономерном порядке, характерном для кристаллической решетки, возрастают. При температурах ниже некоторой критической То (рис. VI .9) энергетически более целесообразным является достаточно стро-
гое распределение положительно заряженных частиц в виде узлов кристалличе-
Рис. VI .9
ской решетки, и металл может превращаться из жидкого в кристаллический, твердый. Температура То, при которой равновероятно
как твердое, так и жидкое состояние металла, называется его температурой плавления, однако затвердевания металла при этой температуре еще не происходит.
Для кристаллизации металла из жидкого состояния необходимо образование зародышей (центров кристаллизации) и их рост за счет присоединения частиц контактирующей е ними жидкости. И для зарождения центров кристаллизации, и для их роста требуется, $тобы возникающая твердая фаза была энергетически более целесо-
В73
chipmaker.ru
образной, чем ранее существовавшая жидкая. Это достигается при температуре' ниже критической, т. е. при переохлаждении. По1 этому процесс кристаллизации возможен только в случае снижения температуры ниже температуры плавления, хотя бы в отдельных участках, где образуются и растут зародыши. Степень необходимого переохлаждения зависит от характеристик кристаллизующегося металла и скорости отвода тепла — скорости охлаждения.
В результате кристаллизации освобождается некоторая энергия — теплота кристаллизации, численно равная скрытой теплоте плавления. Это тепло обычно отводится через границу раздела твердой и жидкой фаз в более холодное твердое тело. Интенсивность отвода тепла определяется теплофизическими свойствами твердого и жидкого металлов и градиентами температур вблизи границы их раздела. Исключая из рассмотрения возможный перегрев жидкости выше Тпл, для нарастания на единицу поверхности твердой фазы слоя закристаллизовавшегося металла толщиной dY за время dt на границе раздела фаз должна быть обеспечена4 следующая связь между составляющими теплового потока:
G^pdY^idTJd^-^idTJdy^dt,	(VI.18)
где Опл — теплота кристаллизации, равная скрытой теплоте плавления; р — плотность кристаллизующегося металла; и Лж — коэффициенты теплопроводности соответственно твердого и жидкого металлов при температуре плавления Тпл; дТт/ду и дТ^ду — градиенты температуры у границы раздела фаз по оси у, перпендикулярной к этой границе, соответственно в твердом и жидком металлах.
Если процесс затвердевания жидкости осуществляется в виде фронта, параллельного некоторой начальной поверхности, на которой поддерживается постоянная температура Т Тпл, а объем жидкости настолько велик, что его можно рассматривать как полубес-конечное тело, температура которого в начальный момент была по всему объему постоянной и выше Т^, то анализ формулы (VI. 18) позволяет установить, что толщина слоя Y твердой фазы, изменяется во времени по закону квадратного корня
Y=k Y1,	(VI.19)
а скорость нарастания dY/dt определяется формулой
г1У/г//=А2/(2У),	(VI.20)
где k — постоянный коэффициент в определенных условиях теплоотвода.
При процессе затвердевания жидкой стали в чугунных изложницах fe«;2,5 см/мин1/2, а в песчаных формах k х 0,7 см/мин1*2.
Фактически температура стенок изложницы не остается постоянной, а металл в этом объеме не является полубесконечным телом. Поэтому в реальных условиях скорость нарастания слоя твердой фазы отличается от рассчитанной по формуле (VI.20). Качественное изменение расчетной (штриховая линия) и фактической (сплош-
274
ная линия) скоростей роста твердой фазы по мере удаления от стенки изложницы к центру слитка (без учета влияния отвода тепла через дно изложницы и наружную поверхность) показано на рис. VI. 10.
При затвердевании стали в чугунных изложницах, когда происходит только отвод тепла от жидкого металла, скорость нарастания-слоя даже в малых слитках на расстоянии около 0,5 см от стенки изложницы составляет около 0,05 ч-0,1 см/с, а на расстоянии 5—20 см от стенки — 0,008-4-0,010 см/с.
В случае затвердевания чистого металла его конечная структура определяется в основном услогилми зарождения и роста кристаллов. При этом увеличение интенсивности отвода тепла (скорости охлаждения) в целом способствует образованию конечной мелкозернистой структуры, а малые скорости охлаждения приводят к крупнозернистой первичной структуре. Состав твердого металла в этом случае по всему объему оказывается одинаковым.
Сплавы кристаллизуются не при какой-то постоянной температуре, а в некотором диапазоне температур. При последовательном нарастании твердой фазы между ней и жид-
костью имеется двухфазная область, в которой присутствуют и твердая и жидкая фазы. Ширина такой зоны определяется температурным интервалом солидус (полное затвердевание) и ликвидус (полное расплавление) и градиентом температуры в этой зоне. В такой зоне, кроме имеющихся и растущих кристаллов, могут появляться и новые центры кристаллизации, как самопроизвольно возникающие из жидкости, так и дополнительные (тугоплавкие частицы-модификаторы, осколки зерен-кристаллов).
Процессу кристаллизации сплавов сопутствует получение неоднородного состава в различных объемах образовавшейся твердой фазы в связи с ликвацией при затвердевании. Ликвация вызывается различной растворимостью примесей (легирующих добавок) в твердой и жидкой фазах сплава. Как известно, применительно к равновесной диаграмме состояния, например двухкомпонент ной системы (основа сплава — примесь) с эвтектикой при понижении температуры сплава с исходной концентрацией примеси Со, первые кристаллы будут иметь состав, отвечающий на рис. VI.11, а точке 1. В момент снижения температуры до солидуеа (точка 2) остающаяся жидкость имеет состав точки 3. При температуре между ликвидусом и солидусом (точка 4) соотношение между количествами твердой и жидкой фаз определяется правилом рычага.
Применительно к равновесным условиям (скорость роста кристаллов vK -> 0), приняв изменение температур ликвидус и солидус как прямолинейно зависящие от концентрации примеси (что в основном
27$
chipmaker.ru
верно для малых Со), связь между составами 1 и 3 определится коэффициентом ликвации х (рис. VI.11, б). Чем больше х отличается от единицы, тем сильнее состав первых кристаллов отличается от жидкости, затвердевающей в последнюю очередь. Примерные значения таких коэффициентов для различных элементов в железе приведены в табл. VI.2.
При малой скорости кристаллизации (ок 0) избыточная примесь в жидкости успевает удаляться от фронта кристаллизации, постепенно обогащая остающиеся объемы жидкой фазы.
Таблица VI.2
Равновесные коэффициенты ликвации различных элементов в железе
Эле мент- пр имесь в железе	S	Р	С	Си	Si	Мо	Ni	Сг	W
Значение	0,06	0,07	0,13	0,56	0,66	0,70	0,80	0,95	0,95
Общая характеристика	Сильно ликвирующие			Ликвирующие			Слабо ликвирующие		
При большей скорости кристаллизации и уменьшении градиента температуры в жидкой фазе (способствующих развитию разветвленной дендритной формы образующихся кристаллов) примесь не успевает удаляться от фронта растущей твердой фазы. Тогда после кристаллизации средний состав затвердевшего металла в различных объемах ближе к исходному составу жидкости Фактическое значение коэффициента ликвации х' в этом случае не равно х, а сместится от значения х к единице, т. е. ликвация станет меньше. Упрощенно связь между, х' и х характеризуется формулой •
x-f-(l — х) е-"
(VI.21)
276
где £>ж— коэффициент диффузии примеси в жидкой фазе; й —толщина слоя жидкости, в которой еще незакристаллизовавшаяся примесь уносится от фронта твердой фазы диффузией.
Естественно, что при Ук 0 и со значение v! -> х, а при рж>=0 и ок~>со значение х' = 1 (т. е. ликвации не будет). Следовательно, при большом значении йж (например, при принудительном интенсивном перемешивании жидкости, включая и ее слой вблизи фронта твердой фазы) ликвация стремится к равновесным условиям, как при ск->0.
Закономерности изменения коэффициента ликвации сурьмы (х«0,003) при выращивании монокристаллов германия из тигля без его вращения и с вращением (приводящим к перемешиванию жид-
кости у фронта растущего кристалла) показаны на рис. VI-12. Как следует из этого рисунка, равновесные значения и'=х получаются либо при малой скорости роста кристалла (ик < 50	мм/ч*=»
х=0,0015 см/с) без вращения тиглей, либо при большей скорости роста и быстром вращении тигля (1440 об/мин и vK — 150 мм/ч). Рост х' при быстром вращении тигля невелик даже при vK — = 250 мм/ч.
Фактические скорости роста кристаллов даже в слитках значительной массы всегда имеют большие значения и удаление примеси
диффузией в незакристаллизовавшийся объем происходит неполностью. Прн мгновенном затвердевании всего объема жидкости в
Рис. VI.13
конечном затвердевшем металле лик-вационной неоднородности состава не будет.
Процессы кристаллизации, связанные с удалением примеси диффузией от фронта растущей твердой фазы, носят название диффузионных. Когда примесь не удаляется, а происходит затвердевание того состава, который близок к исходной жидкости, процесс кристаллизации называется без диффузионным. Схематически влияние
скорости охлаждения жидкого металла
,	, в момент затвердевания на протекание
процесса кристаллизации' по диффузионной (/) и бездиффузйонной (2) схемам показано на рис. VI 13
В связи с тем что при ои -> 0 затвердевший металл долго находится при очень высокой гемпера»ур> koi ла и диффузия примеси в нем большая, примесь может ныравняп ною концентрацию во всем объеме и конечной неоднородности состава не будет. При не-
277
chipmaker.ru
котором повышении vK исходная неоднородность еще велика и одновременно сокращается время выравнивания содержания примеси в закристаллизовавшемся металле. Это приведет к увеличению конечной ликвационной неоднородности металла. Дальнейшее увеличение vK способствует уменьшению исходной неоднородности.
Сопоставление фактического распределения ликвирующей примеси (например, серы) по сечению стального слитка в середине его высоты с исходной концентрацией этой примеси в жидкости схематически показано на рис. VI. 14. Вблизи стенок изложницы, где скорость затвердевания 'велика (см. рис. VI. 10), в «замороженном» слое фактическая средняя концентрация серы Сф соответствует ее концентрации в жидком металле (Св). При замедлении роста кристаллов пр мере удаления растущего слоя от стенки изложницы металл получается менёё загрязненным примесью (Сф < Со). Вблизи оси слитка затвердевает уже обогащенная примесью жидкость (Сф > Съ). Особенно сильно загрязнена верхняя
часть слитка в связи с всплыванием легких примесей S, С и др;
Наиболее сильная ликвационная неравномерность, как известно, имеет место в кипящей стали, где диффузия усиливается «кипением» (перемешиванием) стали в процессе кристаллизации.
Кроме неравномерности распределения примеси но всем объеме закристаллизовавшегося металла в связи с ликвацией (зональная ликвация) в металле имеется и неоднородность распределения примесей в осях и межосных промежутках- Дендритов (дендритная неоднородность). Влияние скорости роста кристаллов (скорости охлаждения) на дендритную неоднородность такое же, как и ее влияние на зональную неоднородность.
Рис. VI.14
б 42. особенности КРИСТАЛЛИЗАЦИИ МЕТАЛЛА
В СВАРОЧНОЙ ВАННЕ
Расплавленный металл при сварке кристаллизуется в других условиях, чем в изложнице (форме). Основными особенностями при этом являются*.
1)	осуществление кристаллизации металла в сварочной ванне в условиях, когда в эту же ванну вводится теплота сварочным источником; фронт кристаллизации связан с Перемещением, сварочного источника тепла;
2)	наличие в ванне ограниченного количества центров кристаллизации в виде зерен основного металла на границе сплавления;
3)	наличие в ванне значительного градиента температур; большой перегрев, металла в центральных частях ванны;
4)	значительное перемешивание металла ванны;
278
5)	малый объем ванны, непродолжительное существование металла в расплавленном состоянии; кристаллизация металла происходит с большими средними скоростями роста кристаллов.
Кроме того, очень часто при сварке плавлением составы основного и наплавляемого металлов являются различными, что вызывает
Ряс. V1.15 исходную неоднородность состава жидкого металла в различных участках сварочной ванны.
Ввод теплоты в ванну, по периферии которой происходит кристаллизация, принципиально меняет закономерности изменения скорости роста кристаллов от границы сплавления к центру ванны (шва) в сравнении со слитком. В связи с этим на границе раздела твердой и жидкой фаз на фронте кристаллизации кроме отвода тепла в твердый металл происходит и подвод тепла со стороны ванны.
Если границу раздела фаз АБВ или АБ'В (рис. VI-15, а) развернуть в прямую линию АБВ (рис. VI-15, б), то левее точки Б будут расположены участки головной части ванны (где происходит
279
chipmaker, ru
расплавление кромок свариваемого изделия), а правее, до точки В — участки хвостовой части, в которой происходит кристаллизация — превращение жидкого металла в твердый. На участке АБ (АБ’) подвод тепла из ванны превышает его отвод в твердый металл, а на участке БВ (Б'В) отвод тепла больше подвода. В точке Б (Б') количество подводимого и отводимого тепла равно.
Отвод тепла в твердый металл (приближенно) обратно пропорционален градиенту температур в твердом металле вблизи границы раздела фаз, т. е. прямо пропорционален величинам ANn, равным Ay„cosa на рис. VI.15, а, где а — угол между перпендикуляром к рассматриваемому участку поверхности ванны и направлением сварки. Характер этого отвода тепла от различных участков (Лхп) хвостовой части ванны показан на рис. VI. 15, 6 кривой KLM. Характер изменения подвода тепла к различным участкам хвостовой части ванны на этом же рисунке показан кривой OPR. Изменение подвода и отвода тепла в передней части ванны показано условно штрих-пунктирными линиями, являющимися продолжением кривых KLM (отвод) и OPR (подвод тепла) в хвостовой части ванны.
В связи с тем что фактический отвод тепла, необходимый для кристаллизации металла в хвостовой части ванны, определяется разностью отвода и подвода тепла в различных участках границы раздела жидкого и твердого металлов, эта величина показана на рис. VI. 15, б кривой QST. Заштрихованная область между QST и линией АБВ представляет собой эту разность отвода и подвода тепла. У точки Б (Б') разность (ojSj — 6^) равна нулю, затем разности (а„6д— ЬД6Д) растут и только в конце хвостовой части ванны могут несколько уменьшаться. Естественно, что от точки Б к точке В и скорость роста кристаллов должна увеличиваться. Как показал М. В. Шаманин, изменение скорости роста кристалла ок при его-прорастании от границы сплавления (точка Б) до центра ванны (ось хх) определяется формулой
vK = vCB cos а,	(VI .22)
где vfiB — скорость сварки (скорость линейного перемещения сварочного источника тепла); а —угол между направлением сварки и перпендикуляром к границе раздела фаз в точке, соответствующей участку поверхности ванны, на котором растет кристалл.
В точке Б угол а=90ь и cos а—0, т. е. скорость роста кристаллов ик у границы сплавления равна нулю. При завершении роста кристаллов у оси хх ок-^ осв (так как в точке В а=0).
Кристалл (или последовательно нарастающие кристаллы) растет по кривой, определяемой кривизной поверхности ванны. Ориентировочно ось кристалла в плоскости рисунка показана штриховой линией на рис. VI. 15, а.
Таким образом, характер изменения скорости роста кристаллитов ик в сварочной ванне от периферии к центру иной, чем в слитке: происходит не замедление роста, а наоборот, увеличение скорости роста от минимальной у границы сплавления до максимальной у последних участков затвердевания у центра ванны (центра шва).
280
Влияние режима автоматической сварки под флюсом на измене-
ние средних скоростей роста кристаллов по участкам их длины 1К показано на рис. VI. 16.
Если подсчитать среднюю скорость роста кристаллита как част-
ное от деления длины кристаллита /к на время его роста (частное от деления длины хвостовой части ванны хв — хв на скорость
сварки усв), то эта величина для широкого диапазона режимов дуговой сварки составляет от 0,1 до 0,4 см/с, т. е. значительно больше обычных средних скоростей роста кристаллов при затвердевании слитков, отливок и выращивании монокристаллов, При этом следует отме-
тить, что если в центре ван-
ны скорость роста кристал-	Рис- VI. 16
литов примерно равна скорости сварки (для обычных режимов при-
мерно 0,2—1,0 см/с), то у границы сплавления она очень мала и
увеличивается по мере удаления от нее.
Значение средних скоростей роста кристаллов на различных участках вблизи границы сплавления приведено в табл. VI.3.
Таблиаа V1.3
Расчетные скорости роста кристаллов вблизи границы сплавления при дуговой сварке пластин средней толщины
Свариваемая сталь	Погонная энергия при сварке, кал/см >	Расстояние ст границы сплавления» к которому относится средняя скорость роста кристаллов, мм	Примерная средняя скорость кристаллов, CMfC
Хромоникелевая аусте-нитиого класса	2000	0—0,03 0,03—0,10 0,10-0,30 0,30—0,80	0,010 0,025 0,040 0,120
Низкоуглеродистая нелегированная или низколегированная	2000	0—0,05 0,05—0,12 ,	0,12—0,40 0,40—1,00	0,020 0,050 0,090 0,200
*	10000	0—0,01 0,01—0,05 0,05-0,12 0,12—0,20	0,005 0,012 0,017 0,027
Как следует из распределения скоростей роста кристаллитов* в сварочной ванне, диффузионная кристаллизация (примерно, при &к<3-10~2 см/с) в этих случаях может происходить в небольшой части объема вблизи границы сплавления, а в центре преобладает
281
chipmaker.ru
Рис. VI.17
бездиффузионная кристаллизация. Распределение ликвирующих примесей в закристаллизовавшемся металле шва рассмотрено в следующем параграфе.
Наличие на границе сплавления, от которой и растут кристаллиты в направлении центра ванны, оплавленных зерен основного металла создает благоприятную обстановку для роста кристаллов на «подкладке». В этом случае образование новой фазы энергетически выгоднее, чем образование центров кристаллизации в объеме жидкой фазы. Если такая подкладка хорошо смачивается жидким расплавом и имеет кристаллическую решетку, изоморфную кристаллизующемуся металлу, то она способствует процессу кристаллизации. Это условие при сварке, как правило, создается на границе сплавления металла ванны с основным металлом, нагретым до температуры плавления. Подплавленные зерна выступают как центры кристаллизации, на которых по мере снижения температуры в прилегающих объемах жидкости растут кристаллиты металла шва.
Некоторые кристаллиты по мере прорастания от границы сплавления с различной скоростью (что определяется анизотропией теплопроводности различных зерен металла), опережая соседние, получают лучшее питание жидкостью, раз-' виваются полнее и ограничивают
возможность прорастания тех, которые на первом этапе росли в менее благоприятном направлении. Последние развиваются недостаточно и заканчивают свой рост вблизи границы сплавления. В результате этого число кристаллитов на некотором расстоянии от границы сплавления уменьшается. Упрощенная схема расположения таких кристаллитов, растущих на каком-то участке границы сплавления, показана на рис. VI. 17, а, а характерная структура при сварке вблизи границы сплавления — на рис. VI. 17, б.
Однако строение растущих столбчатых кристаллитов является более сложным, чем показано на этой схеме. Известно, что основной формой кристаллов, растущих из расплава, является дендритная. Особенно полное развитие дендриты получают при питании жидкостью каждого отдельного кристалла, т. е. когда соседние кристаллиты не мешают друг другу развиваться. При параллельном росте большого количества кристаллитов их свободное развитие затруднено и поэтому боковые ответвления являются недоразвитыми.
282
.Каждый кристаллит, растущий от отдельного зерна на границе сплавления, представляет собой друзу совместно растущих элементарных столбчатых кристаллов со слабо развитыми осями второго порядка. Схема внутреннего строения таких кристаллитов представлена на рис. VI. 18, а, а
их характерная микрострук- о) тура — на рис. VI.18, б.
Расстояние между осями второго порядка при дендритном строении уменьшается ,с увеличением скорости охлаждения (скорости роста кристаллов). При росте стальных кристаллов со скоростью более 0,2 см/с расстояние между осями второго порядка составляет менее 0,1 мм. По-
этому межоснЫе участки в металле сварных швов (участки, обогащенные ликватами) имеют очень небольшие размеры.
Ширина осей кристаллов изменяется также в зависимости от условий кристаллизации. При уменьшении градиента температур в области двухфазного твердо-жидкого состояния ширина осей увеличивается примерно пропорци-1 1 онально------ или------, где
дТ/ду	dT/dN
N — нормаль к границе раздела фаз. Вообще в сварочной ванне градиент температуры вблизи границы раздела твердой и жидкой фаз значительно больше, чем в условиях кристаллизации сплава в изложнице или форме. Отсюда и линейные размеры двухфазной области в
Рис. VI.18
направлении роста кристаллов невелики, особенно для сплавов с небольшим температурным интервалом солидус — ликвидус. В связи с этим элементарные кристаллы не могут сильно развиваться з боковые стороны. Сопоставление экспериментально замеренной ширины осей (1) и расчетных значений обратных величин градиентов температур (2) по мере удаления растущих кристаллов от границы сплавления, по работам Л. Гладштейна, показано на рис. VI. 19, а, б.
283
chipmaker, ru
По мере удаления от границы сплавления оси кристаллов несколько увеличиваются по своему сечению.
При сварке многослойных швов, когда последующий валик переплавляет металл предыдущего, в роли подкладок, на которых будут расти кристаллы, выступают зерна металла ранее выполненного ва-
I)
v)
Ч^-в000кал/сн
Рис. VI.19
лика. Если металл предыдущего слоя- имеет явно выраженную столбчатую структуру, то и в следующем слое кристаллы растут как продолжение подкладок. На макрошлифе поперечного сечения такого многослойного шва кристаллиты как бы перерастают из слоя в слой. Структура такого типа называется транскристаллит-ной. Она наиболее характерна, когда металл шва не испытывает-перекристаллизации при охлаждении, например у однофазных аустенитных сталей, меди и др.
Появление узкой зоны двухфазного состояния, в которой могут принципиально появляться новые центры кристаллизации, при больших скоростях роста кристаллов при сварке не влияет на увеличение количества кристаллитов по сравнению с теми, которые растут от границы сплавления. Поэтому получить устойчивое измельчение первичной структуры металла швод в ряду случаев сварки, особенно металлов с высокой температурой плавления, не удается.
Более вероятным является появление дополнительных центров кристаллизации в центральной части ванны; вблизи конца ее хвостовой части (вблизи точки В на рис. VI. 15, а), так как градиент температур здесь наименьший и ширина зоны двухфазного состояния наибольшая.
Регулировать первичную структуру введением модификаторов 1-го рода (принудительных центров кристаллизации в виде тугоплавких составляющих со структурой, изоморфной кристаллизующемуся сплаву) удается при сварке относительно легкоплавких метал
284
лов. Так, например, существенно можно измельчить структуру алюминиевых сплавов введением в качестве модификаторов Ti или Zr.
Модифицирование сталей при, сварке затруднено, особенно при дуговой сварке, когда значительный перегрев переплавляемого электрода дезактивирует даже весьма тугоплавкие модификаторы.
В некоторых случаях сварки перспективным является введение модификаторов 2-го рода. Поверхностно-активные примеси обволакивают растущие кристаллиты и создают более благоприятную обстановку для зарождения новых центров кристаллизации и их роста.
Возможно также создание дополнительных центров кристаллизации посредством воздействия на ванну упругих колебаний, в частности введением ультразвуковых колебаний определенной мощности или дополнительным перемешиванием металла внешним магнитным полем. Однако технически такое воздействие является затруднительным.'
§ 43. ЛИКВАЦИЯ ПРИМЕСЕЙ ПРИ КРИСТАЛЛИЗАЦИИ МЕТАЛЛА СВАРОЧНОЙ ВАННЫ
Контакт твердого и жидкого сплавов даже одинакового состава приводит к перемещению элементов из одной фазы в другую. Так как ликвирующие элементы лучше растворяются в жидком металле, чем в твердом, то на границе раздела фаз, стремясь к равновесному
распределению, определяемому коэффициентом и (см. §41), они перемещаются из твердого металла в жидкий. При этом концентрация такого элемента в твердом металле понизится, и в эту область начнется диффузия данного элемента из соседних объемов твердого металла. Дальнейший его переход в жидкость определяется подводом элемента из глубинных слоев твердого металла к границе раздела
фаз (т. е. коэффициентом диффузии элемента в твердом металле
и временем) и отводом его в слои жидкости, удаленные от поверхности твердой фазы (определяемым диффузией элемента в жидкости и временем диффузии). Общий характер распределения ликвирующей примеси у границы раздела твердой и жидкой фаз (без учета двухфазной области) после некоторого периода остановки этой границы показан на рис. VI.20 (штриховая линия — после перераспределения в период охлаждения твердого металла).
Количественное решение такой задачи дано Б. А. Мовчаном в виде формул, связывающих концентрацию ликвирующего элемента
285
chipmaker.ru
с расстоянием от границы раздела фаз, временем контакта и коэффициентами ликвации и диффузии примеси:
а)	С. (у, (ГС„--_ erf (—7=^] для у < О,
x]/DT/D»+l L	\W/J
б)	Сж(У. о=сж.--МСж< Ст,~ I1 — erf ( -7=^1 № У > О,
и+У Dx/Dr L	\2И©жШ
(VI.23)
где Ст, и Сж, — начальные концентрации ликвирующей примеси в твердом и жидком металлах; С, (у, и Сж (У, () — концентрация этого элемента в твердом и жидком металлах через данное время t с от начала взаимодействия на расстояниях х см от межфазной границы; £)т и DK — коэффициенты диффузии элемента в см*/е в твердой и жидкой фазах при температуре, равной (близкой) температуре плавления. Выражение в скобках представляет собой функцию интеграла Гаусса, численно определяемую по значению y/(2]/<D/) (приводится в специальных таблицах).	<
Такой характер перемещения ликвирующей примеси имеет место и в условиях сварки, в частности у границы сплавления. При этом за время контакта жидкого и твердого металлов из твердой стали в ванну перемещаются такие элементы, как сера, фосфор, углерод. При сварке меди так перемещается в ванну кислород из основного металла.
При сварке плавлением низкоуглеродистой стали ширина зоны нерасплавленного основного металла с уменьшенной концентрацией ликвирующих примесей обычно составляет около 0,05—0,10 мм.
В последующий период времени, когда в связи с кристаллизацией часть ванны, прилегающая к границе сплавления, затвердевает, уже в твердом металле происходит перераспределение примеси. При этом из зон с большей концентрацией она переходит в зоны с меньшей концентрацией. В сварных соединениях сталей углерод в результате его большой диффузионной подвижности при высоких температурах почти выравнивает свою концентрацию. Менее подвижная в твердом металле сера не успевает переместиться на необходимые расстояния и поэтому вблизи границы сплавления, в частично оплавленном при сварке металле, остается зона с уменьшенной концентрацией серы, а рядом в металле шва расположена зона с повышенной концентрацией серы.
При кристаллизации сварочной ванны скорость роста твердой фазы не изменяется монотонно. В результате ряда причин, в том числе и в связи с импульсами изменения теплового баланса на границе раздела фаз, скорость роста кристаллов отклоняется от закономерности, выражаемой формулой (VI.22). Сохраняя общий характер изменения пк, согласно зависимости (VI.22), в отдельных участках вдоль оси растущих кристаллов происходит снижение
286
Таблица VI.4
Расстояние между кристаллизационными слоями в сварных швах при дуговой сварке сталей
Способ и характеристика режима сварки	Средняя величина шага кристаллизации (в числителе) и расстояние от границы сплавления (в знаменателе, нарастающим итогом), мм					
	1-Й шаг	2-Й шаг	3-Й шаг	4-Й шаг	5-0 шаг	6-й шаг
Ручная	0,01	0,013	0,014	0,02	0,036	
	0,01	0,023	0,037	0,057	0,093	
Автоматическая под флюсом	0,01 0,01	0,01 0,02	0,012 0,032	0,013 0,045	—-	—
То же (металл при температуре —50° С)	0,01 0,01	0,012 0,022	0,018 0,040	0,02 0,060	0,032 0,092	0,080 0,172
Тоже (большая погонная энергия	0,011 0,011	0,013 0,024	0,020 0,044		—	—
Аргонодуговая (gn=2700 кал/см)	0,015 0,015	0,020 0,035	0,025 0,060	0,05 0,11	0,08 0,19	—
То же (<;п=-5600 кал/см)	0,02 0,02	0,02 0,04	0,025 0,065	0,030 0,095	0,040 0,135	0,060 0,196
Автоматическая (металл подогрет до 600° С)	0,035 0,035	0,100 0,135	—	—	—	—
скорости и даже остановка их роста, сменяемая затем периодами ускорения роста. В момент остановок роста кристаллов характер перераспределения ликвирующих примесей оказывается подобным рассмотренному у границы сплавления. Поэтому концентрация примесей от зоны к зоне и в шве является переменной, слоистой. Такая слоистость расположения ликвирующих примесей в металле шва в наибольшей степени проявляется вблизи границы сплавления, причем расстояние между слоями по мере перемещения фронта кристаллизации к центральным частям ванны (шва) увеличивается. Характерные величины расстояний между такими слоями приведены в табл. VI.4.
Как следует из табл. VI.4, в случае большой погонной энергии при сварке и предварительного подогрева свариваемого металла ширина шага кристаллизации увеличивается. Увеличивается и неоднородность распределения примеси.
Экспериментальные исследования распределения радиоактивной серы в однослойных сварных швах, выполненных аргонодуговой сваркой без присадки, показали, что вблизи границы сплавления, гДе скорость кристаллизации наименьшая, средняя статистическая концентрация ликватов меньше исходной (в переплавленном металле), но одновременно в этой зоне наблюдается наибольшая неоднородность
287
chipmaker.ru
их распределения. Общая схема распределения концентрации серы
по поперечному сечению шва от границы сплавления к центру изображена _на рис. VI.21 (верхние цифры относятся к аргонодуговой сварке при qfv=2800 кал/см, ил и~1180 кДж/м; нижние — при ц/п=5700 кал/см, или— 2400 кДж/м). Как следует из этого рисунка, в центре шва, вблизи его
осевой линии, концентрация ликвирующей примеси несколько увеличена, что указывает на то, что и при значительных скоростях роста кристаллов при сварке (в опытах до 0,3 см/с) диффузионный характер кристаллизации
металл
Рис. VI.2I
полностью не подавляется.
хотя неоднородность в распределении серы оказывается небольшой (0,0415% X в центре, при средней концентрации 0,04% S.)
Большие скорости роста кристаллов в условиях сварки приводят и к меньшей, чем в слитках, дендритной неоднородности. Сопоставг
ление соотношения концентраций радиоактивной серы в осях кристаллов (1,0) и в межосных промежутках показано на рис. VI.22, а, а
Рис. VI.22
влияние марганца и углерода на дендритную неоднородность распределения серы в металле швов — на рис. VI.22, б; экспериментальная область разброса значений показана на рис. VI .22, а крестообразной штриховкой.
Таким образом, условия кристаллизации при сварке позволяют получить металл шва с несколько более равномерным распределением ликвирующих примесей, чем при кристаллизации сплавов в изложницах и формах.
288
DJ 0,2	0,3	0,4	0,5 мм
Рис. VI.23
$ 44. ХАРАКТЕРНЫЕ ЗОНЫ МЕТАЛЛА ШВА ПРИ ОДНО-И МНОГОПРОХОДНОЙ СВАРКЕ
При сварке плавлением металл шва в большинстве случаев представляет собой продукт перемешивания расплавленного основного и отличающегося от него по составу наплавленного металла. Исключениями, являются только сварка неплавящимся электродом без присадочного металла (когда шов образуется только сплавлением кромок основного свариваемого металла) и сварка в инертных газах при составе присадочного металла, аналогичного свариваемому.
Наплавленный металл, являющийся продуктом переработки сварочных материалов в реакционной зоне сварочного процесса, в большей или меныней степени отличается от исходного состава присадки (электродной проволоки). Он поступает в среднюю область головной части сварочной ванны. Расплавленный основной металл также поступает в головную часть ванны, но со стороны ее периферии.
В результате перемешивания, вызываемого потоками жидкости в ванне (вследствие ' конвекции, механического и других видов воздействия сварочного источника), расплавлен-
ные основной и наплавленный металлы образуют ванну примерно одинакового состава в ее центральной и хвостовой части. Однако вблизи границы сплавления, у максимального сечения сварочной ванны, расплавившиеся объемы основного металла быстро затвердевают в связи с линейным перемещением сварочного источника тепла, не успев хорошо перемешаться с металлом центральных частей ванны. Наличие граничного слоя жидкого металла у твердой стенки, что характерно для движущейся жидкости в любом русле, определяет и меньшие скорости движения, и меньшее перемешивание жидкости.
Если состав наплавленного металла значительно отличается от основного, то и состав центральных частей ванны также отличается от состава жидкого металла около границы сплавления. Поэтому в таких сварных швах по максимальному поперечному сечению всегда имеется зона металла, состав которой отличается от переме-Щашюго в ванне и затвердевшего металла шва в его наибольшей по объему центральной части.
Характерное изменение концентрации Ni, Сг и Мп в зонах металла шва около границы сплавления при сварке нелегированной (низколегированной) стали сварочными материалами, дающими аустенитный хромоникелевый наплавленный металл, показано
289
chipmaker.ru
на рис. VI.23 (а—ручная сварка: /св=140 А; исв=5 м/ч; наплавленный металл типа Х19Н12М; б—автоматическая сварка: /св=300 А; ц.в=10 м/ч; электродная проволока типа Х18Н9, флюс 480Ф-6). Между более легированной средней частью металла шва и границей сплавления располагается зона с промежуточным составом металла. Ширина зоны с заметной разницей состава металла зави-
сит как от сварочного режима (силы сварочного тока, скорости сварки и др.), так и от разности концентраций элементов в основном и наплавляемом металлах.
При ручной и автоматической дуговой сварке сталей ширина зоны переменного состава обычно находится в пределах 0,2—0,5 мм. При электроннолучевой сварке ее размеры ограничиваются до 100 мкм.
Уменьшение силы сварочного тока и увеличение скорости сварки способствуют
увеличению ширины зоны переменного состава.
В некоторых случаях такая зона может оказывать положительное действие на работу сварных соединений, а в других — она сказывается отрицательно, например, когда промежуточный состав этой зоны обладает низкими свойствами. Тогда в такой зоне воз-
можны хрупкие разрушения типа отколов по металлу шва вблизи зоны оплавления. В этой зоне металла сварных швов могут быть и особые прослойки с повышенной концентрацией ликвирующих примесей (см. § 43).
В многослойных швах и наплавках в случае различия составов основного и наплавленного металлов от слоя к слою (от валика к валику) доля этих составляющих меняется, а следовательно, меняется и химический состав по сечению шва. Изменение доли
основного металла в различных слоях наплавок и стыковых швов при различных разделках для случая ручной сварки аустенитных сталей аустенитными электродами показано на рис. VI.24.
Доля основного металла, а следовательно, и различие в составе слоев шва при разных составах основного и наплавленного металлов наиболее сильно изменяются от слоя к слою в случае наплавки на плоскость. У стыковых швов, особенно при сварке узких, глубоких разделок, это изменение меньше.
В результате термической обработки соединений, сваренных однослойными или многослойными швами, вблизи границы сплавления часто образуются переходные прослойки из-за миграции углерода из составляющей с недостаточным количеством сильных карбидобразующих элементов в другую составляющую сварного
290
соединения, имеющую избыток сильных карбидобразующих элементов. Обычно такой составляющей является металл шва, например при сварке низколегированных сталей аустенитными хромоникелевыми электродами. В таком случае после термической обработки с одной стороны от границы сплавления (обычно в шве) образуется «гряда» карбидов, а с другой — ослабленный обезуглероженный слой.
Все эти особенности необходимо учитывать, подбирая сварочные материалы для сварки различных металлов и сплавов, так как химическая неоднородность металла сварных швов может значительно влиять как на его эксплуатационные характеристики, так и на сопротивление деформациям, имеющим место при кристаллизации металла при сварке и при последующем охлаждении, без образования трещин.
§ 45. ДЕФОРМИРОВАНИЕ МЕТАЛЛА ПРИ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ СВАРКИ
И ЕГО ДЕФОРМАЦИОННАЯ СПОСОБНОСТЬ
В условиях сварки в результате действия мощного сосредоточенного источника тепла в свариваемом соединении появляется большой температурный градиент. Вследствие этого соседние участки металла шва и основного металла оказываются нагретыми до различных температур, а их охлаждение происходит с различной скоростью. Это приводит к затрудненному расширению нагревающегося металла и сокращению (усадке) его при охлаждении и в связи с этим возникновению соответствующих деформаций и напряжений. Известно, что для металлов характерно термическое расширение, упрощенно определенное формулой
AZo=/oacpAT,	(VI .24)
где /0 —начальный линейный размер; АТ — разность между конечной Тк и начальной Тп температурой, °C; аср— среднее* значение температурного коэффициента линейного расширения металла в рассматриваемом интервале температур, 1/°С.
Представим изменение линейных размеров объема металла (круглого стержня диаметром d), прикрепленного одним концом к стенке (рис. VI .25, а) и нагретого на длине /0 от температуры То до Тк (для простоты примем весь перепад температур на длине dl -> 0). Величина его свободного удлинения Д/о определяется формулой (VI.24). Аналогично (пренебрегая мешающим увеличению диаметра влиянием холодного металла) диаметр d' в этом объеме возрастет до d-|-Ad. Если убрать источник нагрева и дать стержню охладиться в свободном состоянии, то произойдет сокращение длины и диаметра до начальных размеров. Общий характер изменения
* Фактически температурный коэффициент линейного расширения изменяется с температурой, причем особенно сильно при изменении кристаллической решетки металла, имеющего аллотропные превращения.
291
chipmaker.ru
размеров в зависимости от изменения температуры прй нагреве и охлаждении упрощенно характеризуется ломаной 1 на рис. VI.25,6.
Предположим, что перед нагревом зажали стержень между двумя абсолютно недеформирующимися стенками (рис. VI.25, в). Тогда при нагреве он удлиняться не сможет, а увеличение диаметра сможет происходить свободно. В связи с невозможностью удли-
Рис. VI.25
няться в стержне появятся сжимающие напряжения, увеличивающиеся по мере возрастания температуры в участке /0. До определенной температуры эти напряжения будут упругими и равными
а=(Д/0//0)£,
где А/0//0— относительная деформация, Е— модуль нормальной упругости металла, кгс/см2.
В связи с тем что согласно формуле (VI .24)	возни-
кающие упругие напряжения составят
о=а£ДТ.	(VI.25)
Этот рост напряжений сжатия на рис. VI.25, г показан прямой 1 (кривыми 2 и 2' показывают изменения предела текучести растяжения и сжатия стали в зависимости от температуры, причем предел текучести при сжатии упрощенно принят равным пределу текучести при растяжении). Можно подсчитать температуру Т\, при которой для низкоуглеродистой стали напряжения сжатия достигнут значения предела текучести (точка Л):
сГ=иЕЛТ= 12-10-6-2- 10»ДГ,
292
так как ат ш 2400 кгс/см1?,
АГ=2400/(12-10-6-2-106) « 100°С, т. е. такой небольшой нагрев при абсолютно жестком закреплении приведет к появлению текучести металла и d-j-Ad' будет больше, чем d-|-Ad в предыдущем случае. Если, например, нагреть стержень до ТК=Т2, то между температурами 7\ и 7\ происходит пластическая деформация сокращения (эта деформация характеризуется на рис. VI.25, г участком АБ на кривой 2'). Если прекратить нагрев, то при охлаждении сперва снижаются напряжения сжатия согласно прямой 3 (с таким, как и у прямой / угловым коэффициентом аЕ), а после их снижения до нуля начнется сокращение длины стержня до точки В. В результате стержень укоротится на величину (А///0)т2, отмеченную на оси деформаций.
Если стержень жестко связать закрепами со стенками (до нагрева или к моменту достижения Тк), то после спада напряжений сжатия до нуля дальнейшее охлаждение вызовет в нем напряжения растяжения, достигающие к полному охлаждению значения ОВ в масштабе напряжений.
Аналогично, для Тк—Т3. Только в этом случае при нагреве пластические деформации сокращения произойдут в большей степени (от А до Г). При охлаждении без закрепления соответственно будет большая остаточная деформация сокращения (А///0)Гз =ОЕ. В случае закрепления стержня от сокращения в процессе охлаждения от Т3 сперва уменьшатся напряжения сжатия, а затем в стержне начнут расти напряжения растяжения по прямой 4 до точки Д. Достигнув значения предела текучести при растяжении (точки Д), в стержне появятся пластические деформации растяжения (проходящие по линии ДЖ). После достижения температуры То конечные напряжения в стержне (если он не разрушится) равны пределу текучести при растяжении при этой температуре оТт .
При нагреве до Т Тпл все происходит аналогично. При охлаждении в закрепленном состоянии в связи с чрезвычайно малыми упругими свойствами металла в области высоких температур (кривая 2 близка к нулю) нарастающая величина аЕЕТ по прямой 5 (с меньшим наклоном, чем у прямой 1, в связи с меньшей величиной Е) приведет сразу к пластическим деформациям растяжения (от Т„л до точки И). Потом в связи с быстрым нарастанием упругих свойств металла в нем начнут расти напряжения растяжения по прямой 6 на участке ИД и затем опять будет происходить пластическое растяжение (от точки И по кривой 2 до точки Ж). Конечные напряжения опять равны пределу текучести при То.
Таким образом, в металле, нагревающемся в закрепленном состоянии при повышении температуры до Тк ж Т„„, проходят значительные пластические деформации сокращения, а при последующем охлаждении—сперва пластические деформации растяжения при высоких температурах до момента возрастания упругих свойств (точка И для низксуглеродистой сталц при —600° С) и затем
293
в области более низких температур (от точки К. до температуры полного охлаждения).
Как следует из рассмотрения закономерностей, упрощенно представленных рис. VI.25, г, тепловое расширение наряду с изменением формы (Дф) может привести к внутренней деформации (Авн), причем Двн=Дф — асрДТ.	(VI .26)
Различные участки сварного соединения находятся в различных условиях закрепления и случаи, когда Дф=0, можно отнести к абсолютно жесткому закреплению.
Деформации в твердом металле реализуются по известным механизмам: двойникования, внутризеренного скольжения, приводящего
Рис. VI.26
к появлению линий сдвига (указаны стрелками на оптической фотографии рис. VI.26, а), и межзеренного проскальзывания, сопровождающегося появлением ступенек по границам зерен (рис. VI. 26, б — интерферограмма того же участка). В такой же последовательности возрастает роль этих составляющих деформаций при повышении температуры металла и уменьшении скорости деформации, причем с повышением температуры сопротивление деформации приграничных участков зерен падает более интенсивно, чем внутризе-ренных объемов, а запас межзеренной пластичности заметно ниже, чем внутризеренный. Поэтому при высоких температурах обычным является межзеренное разрушение при меньшей пластичности.
Если после затвердевания чистых металлов теоретически можно рассматривать их деформирование только в однофазном твердом состоянии, то для обычно применяемых сплавов приходится считаться с наличием при кристаллизации двухфазного твердо-жидкого состояния.
По мере понижения температуры металл изменяет свое состояние из жидкого в жидко-твердое, затем твердо-жидкое и, наконец, твердое. Как правило, пластичность (или точнее величина, обрат
294
ная вязкости) жидкости весьма велика. При появлении разобщенных кристаллов твердой фазы (жидко-твердое состояние) пластичность заметно уменьшается, но остается достаточно высокой, определяемой в основном жидкой фазой. Когда при дальнейшем снижении температуры расту-
щие кристаллиты срастаются, ч/v < /S?\
образуя общий каркас, разъединяющий в той или иной степени остающиеся объемы жидкой фазы, пластичность в основном определяется этим скелетом твердой фазы. Однако при его разрушении (разрывах) достаточное количество подвижной жидкости может заполнять эти разрывы — «залечивать» их в процессе продолжающейся кристаллизации. При уменьшении количества жидкой фазы
Рис. VI.27
и ее расположении в объеме двухфазного сплава в виде пленок между кристаллитами деформационная способность сильно снижается (главным образом против сдвига, сохраняя высокую прочность на отрыв) и разъединенные (разорванные) кристаллиты «не залечиваются». При полном затвердевании пластичность однофазного твердого металла значительно возрастает.
Хотя прямых экспериментальных определений деформационной способности различных металлов и сплавов в области высоких температур очень немного, в целом схематически ее можно охарактеризовать сплошной линией на рис. VI.27.
Наиболее низкую (но всегда имеющуюся) пластичность металлы имеют в твердо-жидком состоянии, в котором после образования общего каркаса твердой фазы начинается и усадка с изменением объема и линейных размеров, определяемых температурным коэффициентом ли-
Рис. V1.28	нейного расширения а. Область
пониженной	пластичности в процессе кристаллизации вблизи так
называемого	«реального»	солидуса называется температурным
интервалом хрупкости (ТИХ). Величина ТИХ зависит от диаграммы состояния сплава. Например, для двухкомпонентного сплава с эвтектикой температурные области различного состояния в зависимости от1 количества второго компонента показаны на рис. IV.28 сплошными линиями. (Л — жидкость; В — жидко-твердое состояние; С — твердо-жидкое состояние; ниже С — твердое состояние.)
295
chipmaker.ru
Увеличение скорости охлаждения (скорости кристаллизации), характерной, в частности, и для сварочных условий, приводит к снижению равновесных критических температур, к более низким ее значениям, причем особенно сильно снижается температура солидуса. Общий характер такого снижения показан на рис. VI.28 штриховыми линиями. Как правило, это приводит к расширению области твердо-жидкого состояния (вследствие увеличения интервала То—Тп), к расширению ТИХ и увеличению вероятности получения разрушений (трещин) при твердо-жидком состоянии металла. Такие горячие трещины называются кристаллизационными.
Расширяет интервал твердо-жидкого состояния и ряд примесей, имеющихся в реальных сплавах, в частности ликвирующих. Так, при наличии достаточного количества серы в сплавах на железной основе эвтектики Fe — FeS и особенно Fe — FeO — FeS значительно снижают температуру «реального» солидуса (примерно до 1000° С), что приводит к значительному интервалу ТИХ, почти в 500° С. (На рис. VI .27 это расширение ТИХ условно показано штриховой линией 4.)
Еще более может расширяться область пленочного расположения остаточных количеств жидкости при наличии Ni и S (температура плавления этой эвтектики —644° С). Такие сплавы весьма склонны к образованию кристаллизационных трещин.
Однако достаточно значительная пластичность — деформационная способность, приобретаемая при завершении затвердевания, не всегда по мере охлаждения сохраняется высокой. Она может опять снижаться. Объяснение такому снижению пластичности при температурах несколько ниже солидуса связано с двумя гипотезами: полигонизации и миграции границ зерен.
Первая гипотеза базируется на том, что в результате кристаллизации в металле образуется большое количество дефектов строения (вакансии в решетке, дислокации — линейные несовершенства кристаллического строения). Появление дислокаций определяется разориентировной при сращивании кристаллитов и внутрикристал-лизационных блоков, пластической деформацией при охлаждении и выходом винтовых дислокаций на поверхность зерен — подкладок, на которых растут кристаллиты в процессе затвердевания.
При повышенных температурах дислокации обладают высокой подвижностью вследствие как внешних напряжений, так и взаимодействия между собственными полями напряжений. Энергетически наиболее вероятно расположение дислокаций в виде стенок, которые делят кристаллит на части, сопрягаемые друг с другом под некоторым небольшим углом (обычно менее 1°). Создавшиеся в процессе охлаждения стенки дислокаций приводят к образованию новых, вторичных границ, которые определяют и снижение деформационной способности металла при высоких температурах.
Вторая гипотеза базируется на том, что так как внутренняя энергия в металле уменьшается при уменьшении протяженности границ зерен, в целом существует тенденция к общему сокращению длины этих границ. В результате одни зерна за счет поглощения со
296
седних вырастают, что возможно при более высоких температурах,
когда диффузионная подвижность атомов достаточно значительна.
За счет миграции границ у них идет накопление несовершенств и примесных атомов, приводящих к понижению деформационной способности металла (сплава) вследствие исчерпания запаса межзерен-
ной пластичности в процессе пластической деформации при охлаждении.
Наличие в закристаллизованном металле двух отличающихся твердых фаз (например, в сталях аустенита и феррита) по обеим гипотезам является препятствием для появления новых границ и в связи с этим нет заметного снижения пластичности металла по мере понижения температуры ниже солидуса. Поэтому такое снижение деформационной способности наиболее характерно для чистых металлов и однофазных твердых растворов, получающихся в результате первичной кристаллизации.
Снижение деформационной способности металла в связи с образованием новых границ зерен при подсолидусных температурах может не обеспечить тех деформаций, которые накапливаются в результате понижения температуры (росту Дф=аД7')\и способствуют образованию горячих подсолидусных (называемых иногда полигонизационными)
Рис. VI.29
трещин.
Общий характер возможных вариантов изменения деформацион? ной способности металла в процессе его охлаждения при температурах ниже солидуса показан на рис. VI.27 штрихпунктирными линиями 2, 3, из которых линия 3 определяет наибольшее снижение пла-
стичности в этих условиях.
Сопротивляемость подсолидусным трещинам также связана с диаграммой состояния сплава. Схема изменения склонности к образованию подсолидусных трещин п и составом двухкомпонентных сплавов с эвтектикой и с непрерывным твердым раствором показана соответственно на рис. VI .29, а, б.
Горячие как кристаллизационные, так и подсолидусные трещины имеют межкристаллитный характер. Разрушение идет межзеренно, по границам зерен.
Схематичная оценка сопротивляемости (или склонности) металла горячим трещинам может быть осуществлена сопоставлением его Деформационной способности в области высоких температур и тех фактических деформаций, которые происходят и накапливаются в этот период охлаждения металла. Такая схема показана на Рис. VI.30.
297
chipmaker.ru
На рис. VI .30, а показаны случат, когда образуются или не образуются кристаллизационные трещины. Кривой 3 показано изменение пластичности в области высоких температур. Прямые 1 и 2 показывают нарастание деформаций от момента образования сплошного скелета твердой фазы (при температуре Т(|); наклон кривых опреде-
ляется для простоты значениями а в рассматриваемом интервале
температур. Для случая а2>а1 наклон прямой 2 больше, чем пря-
Рис. VI.30
мой 1. При этом прямая 1 во всём интервале температур расположена ниже кривой 3, т. е. фактическая деформация обеспечивается деформационной способностью металла. Прямая 2 пересекает кривую 3 и в заштрихованной области между ними деформации превышают деформационную способность металла вблизи температуры солидус. В этом температурном интервале могут появиться трещины.
На рис. VI.30, б аналогично показана возможность образования подсолидусных трещин (прямая 5), причем в области твердо-жидкого состояния такой характер накопления деформаций не вызывал кристаллизационных трещин, хотя минимальная пластичность вблизи солидуса была меньше, чем при более низких температурах. Однако в связи с большим А Т абсолютное значение фактической тепловой деформации к
более низким температурам оказалось при том же наклоне прямой достаточно большим, превышающим деформационную способность ме-
талла в подсолидусных температурах.
При нарастании деформаций по прямой 4 ни кристаллизационных, ни подсолидусных трещин образовываться не должно, так как она во всем интервале проходит ниже кривой 3, характеризующей деформационную способность металла при различных температурах.
На искусственном регулировании при испытаниях скорости нарастания деформаций в интересующем интервале температур основан и ряд методов оценки сопротивляемости металлов образованию горячих трещин, в том числе и при сварке (см. гл. VIII).
Для некоторых сплавов кроме спада пластичности в области температур, близких к температуре солидус, наблюдается уменьшение деформационной способности и при более низких температурах (например, в связи с предполагаемым выделением РЬ из твердого раствора' меди при понижении температуры). Такие интервалы хрупкости по аналогии с ТИХ можно назвать СТИХ (среднетемпературный интервал хрупкости), В некоторых случаях и в СТИХ возможно образование трещин.
298
§ 46. ГОРЯЧИЕ ТРЕЩИНЫ ПРИ СВАРКЕ
Если в процессе кристаллизации и последующего охлаждения металла в области высоких температур создаются условия, при которых возникающие деформации укорочения металла не обеспечиваются его деформационной способностью, то могут происходить нарушения сплошности — образование горячих трещин. Появление горячих трещин характерно для ряда сплавов при их кристаллизации в изложницах. Чаще появляются горячие трещины в отливках, особен-
но сложной конфигурации, так как форма, в которую производится заливка жидкого металла, обычно в большей степени, чем изложница, мешает сокращению размеров (усадке) металла при кристаллизации и последующем охлаждении.
Значительна склонность к образованию горячих трещин металла и в условиях сварки, в ряде случаев создающая еще более сложные условия деформирования металла при кристаллизации и его нахождении в области высоких температур. Горячие трещины при сварке' бывают как кристаллизационные, так и подсолидусные.
Способность образовывать швы без горячих трещин, т. е. способность металла шва или околошовной зоны претерпевать без разрушения упруго-пластические деформации при высоких температурах в процессе сварки, называют технологической прочностью металлов при сварке.
В общем случае фактические деформации Дф металла в температурном интервале хрупкости при сварке зависят не только от температурного коэффициента линейного расширения а, но и от жесткости свариваемого изделия, а также режима сварки. При этом малая жесткость свариваемого изделия может привести к дополнительному Деформированию металла в области ТИХ вследствие общих деформаций всего изделия, вызываемым его местным нагревом сварочным источником тепла.
Режим сварки, определяющий температурное поле в свариваемом Изделии, может привести к тому, что нерасплавленный металл, расположенный вне ванны, будет менять знак дополнительной деформации металла кристаллизующейся ванны (сжатия или растяжения) в различные моменты времени после прохождения рассматриваемого
299
chipmaker.ru
сечения сварочным источником тепла. Мягкие режимы сварки (с малой скоростью, при предварительном подогреве и пр.) с этой точки зрения являются более благоприятными, хотя на уровень пластичности кристаллизующегося металла они могут оказать как положительное, так и отрицательное воздействие.
При изменении условий деформирования по мере снижения температуры с момента возникновения жесткого каркаса кристаллитов
возможно два основных варианта сопоставления при высоких температурах (малом времени охлаждения) свободной тепловой деформации Дт и фактической Дф, которые схематически показаны на рис. VI.31, где а — Дт < Дф, б — Дт > Дф. Естественно, что разрушение — образование трещин — возможно только тогда, когда деформационная способность металла окажется недостаточной для компенсации деформаций, вызываемой всей системой деформирующегося изделия, отнесенной к данному участку металла с определенной температурой.
Непосредственных измерений деформаций при сварке металла в высокотемпературной области очень немного. И. И. Фрумин измерял деформацию Дф и температуру 7 при сварке и наплавке низкоуглеродистой и высокохромистой сталей. Измерение осуществлялось деформометром с вольфрамовыми иглами, погружаемыми в хвостовую часть сварочной ванны и затем «вмерзающих» в металл закристалли-
300
бив показывает, что в первом
металла с повышенной стой-
зовавшегося шва. В различных случаях при изменении условий опыта трещины либо образовывались (в том числе и между ножками деформометра), либо не образовывались. На рис. VI.32, а показано сопоставление двух опытов, при которых в одном (кривая 1) трещины не образовалось, а в другом (кривая 2) трещина прошла между ножками деформометра. Построение зависимостей, подобных рис. VI .31, выполненное на рис VI.32, случае деформации растяжения в металле шва стали появляться позже, после — 18 с от начала измерений, когда уже его температура достаточно снизилась для появления достаточной деформационной способности. Во втором случае деформации растяжения начались сразу и примерно к 15-й секунде достигли предельной для металла при этой температуре деформационной способности, в результате чего образовалась трещина.
Одним из наиболее надежных способов исключения горячих трещин в металле швов является выбор костью против таких разрушений. Это достигается либо повышением деформационной способности металла в области температур возможного возникновения трещин, либо обеспечением «залечивания» их при достаточном количестве подвижной жидкой фазы. Весьма важными с этой точки зрения являются количество легкоплавких эвтек-
тик в кристаллизующемся металле и величина его температурного интервала хрупкости.
Общая зависимость влияния элемента, увеличивающего количество легкоплавких эвтектик в сплаве, на изменение его склонности к образованию горячих трещин изображена на рис VI.33. Левая часть этой зависимости указывает на усиление вероятности образования таких трещин по мере увеличения элемента, дающего легкоплавкую эвтектику, так как растет количество жидких прослоек между кристаллитами при кристаллизации, они настолько разъединяют кристаллиты, что деформационная способность сплава падает. При значительном увеличении такого элемента в сплаве количество, эвтектики оказывается достаточным для заполнения («залечивания») образующихся несплошностей — стойкость сплава против образования кристаллизационных трещин растет.
Следует отметить, что увеличение содержания такого элемента в сплаве для повышения стойкости против образования трещин в шве применимо далеко не всегда, так как такой сплав может обладать свойствами, недопустимыми с точки зрения эксплуатационных требований к конструкции. Например, при высоком содержании серы в стали можно исключить кристаллизационные трещины, но механические свойства таких швов окажутся весьма низкими.
301
chipmaker.ru
0,9- 0,5 0,6	0,7 0,8	0,9 1,0
Содержание мареанца [Мп] в шве, %
Рис. VI.34
Обычно либо снижают концентрацию вредных примесей, создающих опасные количества легкоплавких эвтектик, либо связывают их в тугоплавкие прочные соединения, уменьшая тем самым и количество эвтектики. Так, например, при дуговой сварке низкоуглеродистой стали зависимость образования трещин в швах рт содержания S, С и Мп показана на рис. VI .34. Из этой зависимости следует, что углерод усиливает вредное воздействие серы, а марганец его ослабляет. Это положительное влияние марганца определяется связыванием им серы в тугоплавкое соединение MnS (см. гл. V) и уменьшением количества легкоплавких эвтектик Fe — FeS от оставшегося количества не связанной марганцем серы.
К образованию кристаллизационных и подсолидусных трещин склонны однофазные сплавы, например аустенитные стали и никелевые сплавы. Значительно повышается их сопротивляемость образованию горячих трещин при сварке в случае наличия в металле второй фазы (обычно феррита, иногда карбидов). Ферритная фаза при этом измельчает структуру, лучше
растворяет вредные примеси (S, Р, Si и др.), дополнительно скреп-
ляет аустенитные зерна.
Общий характер изменения склонности к образованию горячих трещин в сварных швах хромоникелевых сталей и никелевых сплавов от соотношения в металле Q к Ni (составов, пересчитанных в
302
эквивалентные — заменяющие — количества ферритизатора Сг и аустенизатора Ni) показан на рис. VI-35, а.
Влияние содержания'углерода при —9% Сг в хромистой наплавке на склонность к образованию горячих трещин показано на рис. VL35, б.
Таким образом, оказывается возможным подбирать такие составы
сварочных материалов, которые при достаточно высоких эксплуата-
ционных свойствах обладают и необходимой стойкостью против образования при сварке горячих трещин.
Как технологический прием для исключения (ограничения) горячих трещин применяют предварительный подогрев (для низко- и среднелегированных сталей), сварку на жестких режимах (для аустенитных сталей), а также выбирают режимы, обеспечивающие благоприятную форму шва, т. е. соотношение ширины и глубины шва (слоя шва). Так, при одном и том же составе металла швы с глубоким проплавлением при малой ширине (т. е. при малом значении b/h — рис. VI.36, а) более
Рис. VI.36
склонны к горячим трещинам, чем швы с отношением 6//г=1,5-ьЗ (рис. VI.36, б).
Для оценки склонности металла швов к образованию горячих трещин существует ряд проб и методик. Технологические пробы основаны главным образом на установлении сравнительных характеристик по сопротивляемости металла швов, выполненных различными сварочными материалами в сопоставимых условиях (размеры и формы образца, режимы сварки и пр..).
Количественные методики основаны на получении при испытаниях сравнительных численных показателей сопротивляемости (или склонности) металла швов к образованию горячих трещин. Они осуществляются в виде серии испытаний с получением численного показателя стойкости, обычно скорости дополнительного принудительного деформирования свариваемого образца в период кристаллизаций определенного участка сварочной ванны и последующего
охлаждения.
§ 47. ПОРЫ И НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИЕ ВКЛЮЧЕНИЯ В СВАРНЫХ ШВАХ
Пороками сварных швов кроме трещин являются поры и неметаллические (шлаковые) включения. Их появление определяется металлургическими процессами взаимодействия металла с окружающей средой и процессами кристаллизации сварочной ванны.
Поры в сварных швах образуются, если в период кристаллизации сварочной ванны происходит сильное газообразование и пузырьки газов не успевают удалиться из металла до его затвердева
303
chipmaker, ru
ния. Газовыделение из металла происходит либо в связи с химическими реакциями в расплавленном металле, при которых продуктами реакции являются газы, либо в связи с выделением из раствора пересыщающих его газов.
Типичным для первого случая является образование окиси углерода в металле при реакциях окислов с углеродом, например FeO+C=Fe-|-CO. Так как СО практически нерастворима в расплав-

5:
1«7
К
^30
В
« 2С
I
ленном железе, то в результате реакции произойдет большое пересыщение металла и появится пузырек СО, который стремится перемещаться в ванне в соответствии с разностью его плотности и плотности окружающей его жидкости. При сварке в нижнем по-’ ложении их удаление осуществляется через верхнюю поверхность ванны.
Значительное количест-юоо 74/7/7 юоо 2200 2000 з'ооо во углерода в -окисленном Температура,°C металле ванны приводит к весьма интенсивному образованию СО, в резуль-
Рис. VI.37
тате чего поверхность ванны пузырится, кипит. В частном случае
газовой сварки чугуна при наличии на дне ванны твердого окисла газообразование может быть таким интенсивным, что в ванне образуется сплошной газовый канал-трубка от дна ванны до ее поверхности. Более обычным является образование СО в виде отдельных пузырей, последовательно всплывающих в ванне.
В связи с тем что йри малой концентрации углерода в жидком
металле и определенных достаточных концентрациях других раскислителей (Ti, Si и др.) основные реакции раскисления будут происходить за счет этих элементов, газовыделение СО может быть в значительной степени подавлено. Поэтому в сварочных материалах (присадке, электродной проволоке) для сварки сталей стремятся иметь содержание углерода небольшим, а количество других раскислителей достаточным для подавления реакции образования
окиси углерода.
Ряд газов хорошо растворяется в металлах, особенно жидких. Так, например, растворимость водорода и азота в твердом и жидком железе в зависимости от температуры показана на рис. VI 37. Как следует из этой зависимости, при понижении температуры жидкого металла и особенно при кристаллизации растворимость этих газов уменьшается. Скачкообразное изменение растворимости при кристаллизации вызывает при равновесном или сверхравновесном содержании' водорода (азота) в перегретой стали интенсивное выделение
газов.
304
Такое выделение в гомогенной жидкости представляет значительные затруднения. Действительно, для того чтобы занять самостоятельный объем, выделяющийся газ должен создать давление рг большее, чем ран. Это определяется выполнением условия:
Рг > Рва+ры^ы+ршНш+2и/г,	(VI.27)
где рвп — внешнее (атмосферное) давление, обычно 1 кгс/см2; Рм, Рш — плотность жидких металла и шлака; йм, Лш — высота слоя


Малая скорость кристаллизации


Большая скорость кристаллизации
Рис. VI.38
металла и шлака над зоной, где должен образоваться пузырек газа; о — поверхностное натяжение на границе металл — выделяющийся газ; г — радиус выделяющегося пузырька.
Для обычных условий сварки значения рмйм и ршйш невелики.
Наибольшее влияние оказывает последний член правой' части рыражения (2о/г). В связи с тем что при г -> 0 2сг/г -> оо, образование пузырька возможно либо при весьма большом местном пересыщении металла водородом, способного образовать пузырь больше некоторого критического размера, либо на готовых поверхностях раздела фаз при малых о. Такими поверхностями раздела могут являться шлаковые частицы в сварочной ванне и фронт раздела твердого и жидкого металлов, где с->0. Возникающие на поверхности раздела фаз пузырьки, достигнув определенной величины, отрываются и всплывают. При большой скорости кристаллизации пузырек может отрываться не полностью, оставляя между кристаллитами зародыши для образования новых пузырьков (рис. VI .38).
Пористость в затвердевшем металле определяется тем, что во время кристаллизации могут возникать полости жидкой фазы, ограниченные уже образовавшейся твердой фазой, например в зоне кристаллитов вблизи границы сплавления, растущих с различной скоростью (см. рис. VI. 17). Выделяющиеся в этих полостях газы удалиться из металла уже не могут.
Аналогично рассмотренной схеме возможно появление пористости водородного происхождения при сварке алюминиевых сплавов, у которых общий характер изменения растворимости водорода при превращении жидкого металла в твердый такой же, как
305
chipmaker.ru
у железа. В случае сварки алюминиевых сплавов, даже аргонодуговой, значительное количество водорода вводится в сварочную ванну влагой, адсорбированной окислами на поверхности свариваемого металла и особенно на присадочной (электродной) проволоке.
В связи с тем что значительное содержание растворенного водорода в жидком металле определяется его парциальным давлением в газовой фазе (см. гл. V), основным методом борьбы с водородной пористостью является снижение рн в газовой фазе и некоторая окисленность сварочной ванны, снижающая растворимость водорода в металле.
Методы снижения рн сводятся к уменьшению содержания воды в сварочных материалах (флюсах, электродах с покрытиями), удалению ржавчины и влаги со свариваемых изделий, а также связыванию водорода в термически стойкие соединения, нерастворимые в металле (например, HF).
Возможны такие реакции в покрытиях, флюсах и газовой фазе: a) (CaF2)+H2OZi(CaO)+2{HF}
6)	2(CaF2)+3(SiO2)^2(CaSiO3)+{SiFJ	(VI.28)
в)	SiF4+3H^{SiF}+3{HF}
г)	SiF4+2 (Н2О) (SiO2)+4 {HF}
Хотя SiF4 является весьма важным соединением для осуществления связывания водорода в HF по .реакциям виг, однако возможно связывание водорода в HF и при непосредственной реакции CaF2 р Н2О (реакция а).
Окисленность ванны снижает растворимость в ней водорода, уменьшая вероятность и пористости. С этой точки зрения, хотя электроды с покрытиями руднокислого типа обычно содержат достаточное количество органических составляющих, выделяющих большое количество водорода, окисленность сварочной ванны (обычно |О2]М.Ш » 0,05— 0,06%) в некоторой степени ограничивает растворение в ней водорода.
Окисленность газовой фазы может привести и к окислению водорода в ОН, также нерастворяемого в металле:
a)	CO2+HZ±CO+OH
б)	O+HZ±OH	(VI.29)
в)	O2+H2Z±2OH
Растворимость водорода в титане меняется по другому закону, чем в железе и алюминии. Изменение растворимости водорода в титане в зависимости от температуры показано на рис. VI.39. В этом случае вероятность образования пор водородного происхождения меньше, так как перепад растворимости при кристаллизации невелик.
Однако при аргонодуговой сварке титана как неплавящимся, так и плавящимся электродом в ряде случаев наблюдаются в шве 306
крупные газовые поры — удлиненные полости и сферические поры. Наиболее вероятным механизмом образования' удлиненных полостей является захлестывание аргона из защитной струи жидким металлом при наличии местного углубления в центре ванны. Это, в част-
ности, подтверждается и прямым определением содержания аргона в таких газовых полостях, получающихся при неблагоприятных режимах сварки. При сварке тонколистового титана наблюдаются
сферические поры, связанные с повышенным содержанием водорода в реакционном пространстве и реакциями С с TiO2 и Ti с SiO2 с образованием газообразной моноокиси кремния (SiO).
Неметаллические (шлаковые) включения в металле сварных швов могут иметь различный размер и различное происхождение. Крупные шлаковые включения в швах обычно связаны с на
рушениями в процессе кристаллизации. ' Рис. VI..3S
Так, например, при ручной сварке приме-
нение манипуляций электродом (поперечные колебания, возвратные движения в области уже частично закристаллизовавшейся части
ванны) может привести к нарушению фронта растущих кристал-
лов, создают новые полости жидкости, удаление из которых попавших туда шлаковых .частиц оказывается затрудненным.
При установившемся процессе кристаллизации в случае только
продольного перемещения электрода такие шлаковые включения почти отсутствуют, исключая сварку на флюсовой подушке, когда всплывающие частицы расплавленного флюса через ванну с ее нижней части могут также не успеть дойти до верхней части и застревают в затвердевающем металле.
Наличие в шве мелких шлаковых частиц является закономерным. Наиболее мелкие частицы возникают непосредственно в сварочной ванне, как результат ряда химических реакций, например раскисления окисла железа кремнием (с получением SiO2), марганцем (с получением МпО) и др.
Скорость всплывания шлаковых частиц зависит от их плотности и размера. Так, для спокойной жидкости скорость всплывания V см/с мелких частиц определяется формулой Стокса:
v=(2/9)[r2 (рм — рш) g/т)],
(VI.30)
где г—радиус всплывающих частиц шлака, см; т] — вязкость жидкости, пз; g — ускорение силы тяжести, см/с2; рм, рш — плотности жидкого металла и шлака, г/см3.
Для движущейся жидкости эта формула отражает только общую тенденцию к разделению металла и шлака. Качественный анализ по формуле Стокса показывает, что только мелкие частицы SiO2 не успевают удалиться из сварочной ванны. В неудаляющихся крупных частицах должны относительно преобладать более тяжелые окислы (например, МпО).
307
chipmaker, ru
Кроме того, необходимо учитывать и возможность укрупнения, коагуляции шлаковых частиц. Эти процессы медленнее происходят с тугоплавкими частицами (А12О3, SiO2"), в связи с чем они должны оставаться главным образом в виде мелких включений. Результаты анализа шлакового покрова швов и неметаллических включений в швах, по данным А. А. Алова, приведены в табл. VI .5.
Таблица VI.5
Состав шлаковых включений в швах, выполненных различными электродами для сварки низкоуглеродистых сталей
Марка электрода	Состав шлака. %					Шлаковые включения					
	д’	О с £	2	О £	СаО	размер включений	количество, %, к массе металла	состав			
								д’ сл	О и £	О £	О
УОНИ-13/55	31,0	4,6	2,2	7,9	42,0	Крупные	0,014	27,2	28,2	28,2	7,1
ОММ-5	27,3	28,9	15,2	13,2	3,6	» -	0,032	23,3	32,1	14,0	—
						Дисперсные	0,082	52,5	9,4	8,1	—
Оставшиеся в металле шва неметаллические включения могут иметь различными не только размеры, но и форму. Меньшее влияние на свойства металла шва оказывают глобулярные включения, большее — вытянутые, остроугольные. Они снижают ударную вязкость, а также предел усталости металла, мало влияя на результаты испытаний статической нагрузкой. ’
На процессы коагуляции шлаковых частиц и удаления их из сварочной ванны, а также на форму остающихся в металле шва включений, основное влияние оказывает их химический состав, определяемый как составом исходного шлака, так и реакциями в сварочной ванне.-
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Перечислите основные характеристики геометрических размеров сварочной ванны.
2.	Как схематически определить длительность пребывания металла в сварочной ванне в расплавленном состоянии? Произведите расчет размеров и формы ванны для одного из режимов и определите максимальное время пребывания металлов в расплавленном состоянии от границы сплавления к ее центру (_у=0).
3.	Охарактеризуйте процессы взаимодействия металл — шлак в сварочной ванне.
4.	Рассмотрите основные положения, определяющие затвердевание жидкого металла. Чем определяется скорость затвердевания металла в изложницах и формах?
5.	В чем заключаются ликвационные процессы при кристаллизации? Какие виды химической неоднородности вызывает кристаллизация? Рассмотрите распределение ликвирующих примесей при кристаллизации слитков в изложницах?
6.	В чем заключаются основные особенности, влияющие на кристаллизацию металла в условиях сварки?
7.	Как изменяются соотношения подвода и отвода тепла к различным участкам границы раздела твердого и жидкого металлов в сварочной ванне?
308
8.	Чем определяется скорость роста кристаллитов при кристаллизации металла в сварочной ва'нне?
9	Дайте характеристику роста кристаллитов в сварочной ванне; охарактеризуйте строение и размеры кристаллитов в сварных швах.	\
10.	Какими методами можно воздействовать на первичную кристаллизацию при сварке?
11	Рассмотрите ликвационное распределение примесей в металле однослойных швов.
12	Чем вызывается дендритная неоднородность при кристаллизации? Особенности. дендритной неоднородности в сварных швах.
13	Что представляет собой зона особого состава в металле однослойных швов, вызываемая процессами перемешивания основного и наплавляемого металлов? Влияние на нее режима сварки.
14.	Чем вызывается неоднородность состава многослойных наплавок и швов?
15.	Каковы основные особенности механических свойств сплавов при высоких температурах?
16.	Рассмотрите причины, вызывающие горячие трещины при сварке.
17.	Какие существуют меры борьбы с горячими трещинами при сварке?
18.	Рассмотрите причины пористости сварных швов и меры борьбы с пористостью.
19.	Какие неметаллические - включения обнаруживаются в сварных швах? Их происхождение и основные характеристики.
chipmaker.ru
ГЛАВА VII. ВЛИЯНИЕ ТЕРМОДЕФОРМАЦИОННОГО ЦИКЛА СВАРКИ НА СТРУКТУРУ и СВОЙСТВА МЕТАЛЛА В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ
§ 48. ОБЩИЙ ХАРАКТЕР ТЕ^МОДЕФОРМАЦИОННОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ НА МЕТАЛЛ ПРИ СВАРКЕ
Местный нагрев изделия сварочными источниками тепла, как указывалось в гл. IV, по-разному влияет на изменение температуры в различных зонах свариваемого металла и зонах образующегося сварного соединения. Участки сварного соединения вблизи непосредственного действия неподвижного или подвижного сварочного источника тепла нагреваются до наиболее высоких температур. При различных способах сварки плавлением металл в этой зоне в процессе сварки доводится до расплавленного состояния, а затем затвердевает — кристаллизуется.
Расположенные рядом зоны основного металла нагреваются при сварке до более низких температур, причем по мере удаления от места действия источника тепла или линии его перемещения максимальные температуры Ттах снижаются. При значительных размерах свариваемого изделия на некотором расстоянии от сварного шва никакого нагрева металла не происходит; температура в процессе сварки не изменяется.
После достижения в любой из нагреваемых зон металла максимальной температуры следует охлаждение, определяемое главным образом отводом теплоты в более холодные участки металла. Это охлаждение осуществляется с достаточно большой скоростью,, хотя и меньшей, чем скорости нагрева при сварке.
Таким образом, после завершения сварочной операции, если сварка выполняется в один проход, каждый объем металла в нагреваемой при сварке части свариваемого изделия претерпевает характерные изменения температуры во времени, причем различные участки имеют различную Ттах и несколько отличающиеся скорости нагрева &нагр и охлаждения <лохл. В связи с этим каждый характерный участок металла в сварном соединении после окончания сварки имеет свою термическую историю, испытывая те или иные изменения состояния в связи с так называемым термическим циклом, сопровождающим сварку.
310
На рис. VII. 1 показаны термические циклы характерных участков сварного соединения, находящихся на различных расстояниях у от оси перемещения источника тепла. На оси температур отмечены различные критические температуры для нагреваемого сплава (ликвидус, солидус, а также для наиболее общего случая температуры превращений в твердом металле — Тк^ и TKpt).
t
Рис. VII.I
Как следует из этого рисунка, в точке /, лежащей на линии перемещения центра сварочного источника тепла, а следовательно, и во всех аналогичных точках металла свариваемого изделия, лежащих на оси хх (при у—0, z=0), а также в точке 2 и подобных ей точках, расположенных на некотором расстоянии от оси (например, y~yt и z—ty, металл максимально нагревался выше температуры ликвидус Тл и в связи с этим в какой-то момент времени при сварке полностью расплавлялся. То же относится к точке 2(у==у.,).
Металл в точке 3, как и во всех аналогичных ей точках, расположенных в плоскости z—0 на расстоянии у=у3 от оси хх, нагревался до максимальной температуры ниже Тл, но выше температуры солидус Тс. Следовательно, такая зона при сварке частично переходила в расплавленное состояние, сохраняя часть металла нерасплавленным — твердым.
Точки металла 4 и 5, находящиеся соответственно на расстоянии у4 и уъ от оси хх, максимально нагревались ниже 7С, но выше некоторой критической температуры Ткрг. Они в течение всей сварочной операции оставались в твердом состоянии, но в процессе
зн
chipmaker.ru
нагрева в таких зонах могли происходить структурные изменения (например, связанные с аллотропными превращениями). При этом точки металла на расстоянии у4 нагревались до значительно более высоких температур, чем точки на большем расстоянии у&.
Точка металла 6 (расположенная на расстоянии у=ув от оси хх) нагревалась ниже ТКрг, но выше TKPt. Характер изменения структуры в этом случае определяется и соответствующим структурным coctoj нием металла для нагрева в интервале Укр, — 7\Ра.
Наконец, точки металла 7, 8, 9 получили максимальный нагрев ниже ТКр,, уменьшающийся по мере удаления от оси.
Возможны и другие варианты рассмотренной схемы. Некоторые металлы или сплавы в твердом состоянии могут иметь не две, а одну критическую температуру, например отвечающую ТКРе- Тогда точка 6 металла рассматривается совместно с точками 7, 8, 9, как наиболее нагретая из них, но не достигшая при максимальном нагреве критической температуры. Некоторые металлы и сплавы вообще не имеют критических температур ниже Тпл или Тс.
На структуру и свойства металла в сварных соединениях оказывает влияние не только чисто термическое воздействие. В результате местного нагрева в металле протекают пластические деформации. Как отмечалось выше (§ 45, рис. VI .25), в связи с затрудненностью деформации удлинения при нагреве на ветви повышения температуры металла в твердом состоянии в нем сперва возникают упругие, а при большем нагреве и пластические деформации укорочения (сжатия). При дальнейшем, охлаждении сокращение металла также затруднено и в связи с этим в нем возникают упругие, а в большей степени пластические деформации растяжения. Степень пластических деформаций зависит от Тшах для данного объема металла, температурного поля и сопротивляемости деформациям всего изделия (его жесткости). Конечная пластическая деформация растяжения усиливается по мере увеличения Ттах, т. е. в основном металле является наибольшей в зонах, нагревавшихся до температур, близких к 7ПЛ(ТС).
Величина пластической деформации в металле шва и околошовной зоны зависит от свойств свариваемого металла, используемых сварочных материалов, жесткости конструкции, режима сварки, характера разделки, максимальной температуры нагрева и других факторов. В связи с этим величина протекающих при сварке пластических деформаций может быть определена очень приближенно. Она может достигать 4—5% (при измерении деформации на минимально возможной базе) в высокотемпературной области (нагревавшейся выше 600° С) и 2—3% в участках сварного соединения, нагревавшихся до более низких Ттах.
Высокотемпературная пластичная деформация приводит к появлению сдвигов в районе границ зерен и зависит как от общей величины, так и от распределения деформаций между телом зерен и их границами (локализации деформаций).
При понижении температуры с нарастанием упругих свойств металла пластическая деформация приводит к наклепу.
312
И высокотемпературная деформация, влияющая в основном на состояние границ зерен, и низкотемпературная, приводящая к наклепу, могут в значительной степени влиять и на конечные свойства металла различных зон сварных соединений, вызывая, в частности, и изменение их эксплуатационных характеристик, в том числе проявляющихся не сразу, а с течением времени эксплуатации.
Выявить влияния таких пластических деформаций на структуру сложнее, чем обнаружить изменения структуры, вызванные термическим воздействием сварки на свариваемый металл.
§ 49. ХАРАКТЕРНЫЕ ЗОНЫ МЕТАЛЛА В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ
Схема поперечного сечения сварного стыкового соединения изображена на рис. VII.2, где условно выделены характерные зоны сварного соединения, выполненного сваркой плавлением для рассмотренного выше наиболее общего случая.
Зона / характеризуется структурой литого металла. Это та зона, в которой в связи с нагревом выше температуры ликвидус свари-
ваемый металл расплавлялся в процессе сварки, перемешивался с добавочным металлом и затем кристаллизовался. Структура этой зоны характеризуется значительным количеством вытянутых столбчатых кристаллов, выросших на основного металла. Поперечное сечение этих зерен по мере удаления от границы сплавления меняется (см. гл. VI). В связи с тем что растущие кристаллиты при кристаллизации сварочной ванны изгибаются (см. рис. VI. 17) в на-
зернах
Рис. VII2
правлении перемещения сварочного источника тепла, причем особенно сильно в зонах, близких к линии перемещения центра источника, поперечный шлиф пересекает кристаллы под различным углом к их продольной оси. Поэтому наличие в центральной части шлифа иной формы зерен, чем вблизи кромок основного металла, еще не говорит о их принципиальном отличии в строении. Эта зона носит общее назнание металл шва.
Следующая за металлом шва зона // охватывает те объемы металла, которые в процессе сварки нагревались в области температур выше Тс, но ниже Тл. В этой области происходило частичное расплавление основного металла. Отдельные нерасплавленные зерна при этом разъединялись жидкими прослойками, связанными с жидкой сварочной ванной. В эту зону в процессе сварки частично могут проникать различные элементы, которые вводились в наплавленный металл и отсутствовали в основном. Поэтому по химическому составу эта зона может несколько отличаться от состава основного металла. Отличается она и по содержанию ликвирующих
313
chipmaker, ru
примесей в связи с их перераспределением в процессе взаимодействия жидкой и твердой фаз (см. § 41, 43).
Ширина зоны смешанной структуры литого и перегретого до Т > Тс твердого металла определяется составом металла (что определяет температурный интервал Тл — Тс; его теплофизические свойства X, с, а) и градиентом температур на границе раздела сварочной ванны и твердого металла при сварке (зависящего кроме теплофизических свойств свариваемого металла и от способа и режимов сварки). Ширина Ьг такой зоны может быть оценена по формуле
где
(VII.1)
L д (kj2+z2). т-пл
АТ 1	о/"/
-----	-	, С/см — градиент температур на расстояниях, А Vy^+г- ]тпл
определяемых значениями у и z, на которых температура свариваемого изделия Т ~ Тпл.
Эта зона носит название зоны сплавления.
Для металлов с малыми интервалами Тл — Тс зона сплавления
невелика по ширине, иногда резко разделяет структуру металла шва от нерасплавлявшегося при сварке металла и носит название
границы сплавления.
Далее от металла шва располагаются зоны 111 и IV, для которых характерно возможное изменение структуры в связи с нагревом металла при сварке выше соответствующих критических температур Т’кр, и Т^р,.
Для этих зон изменение температур при сварке характеризуется термическими циклами для точек yit у5 и у6 (рис. VII.1). Это изменение температур во времени (нагрев, достижение некоторой максимальной температуры Tmax и последующее охлаждение) и определяет конечную структуру металла в этих зонах. Так как для металла в точках 4 и 5 (соответственно для всех объемов металла, характеризуемых термическими циклами у4 и у5 на рис. VII.1) максимальные температурь^ нагрева различны, различна и длительность пребывания металла при Т > ТКР1. Следовательно, воздействия таких термических циклов на конечную структуру и свойства металла отличаются друг от друга.
Обычно при прочих равных условиях (состав, исходная обработка металла) более высокий нагрев, особенно при приближении температуры нагрева Ттах к Тс, приводит к росту зерен. Мелкие зерна исходной структуры, например, полученной при Т>ТкРг, объединяются в более крупные. Поэтому при нагреве по циклу у4 зерно при нагреве должно быть больше, чем для зоны, характеризующейся циклом у6.
На примере сталей рост аустенитного зерна при нагреве выше температуры АСг диаграммы состояния Fe — С по термическому циклу (типа 4 и 5 согласно рис. VI 1.1) для двух Tmax схематически показан на рис. VII3. Как следует из этих зависимостей, рост
314
верна происходит как на ветви нагрева, так и на ветви охлаждения, однако наиболее интенсивно растет зерно на ветви нагрева при приближении температур к Ттах. Больший размер зерна получается
при более высоком Ттм.
Аналогично наблюдается и рост p-зерна вблизи сварных швов при сварке титановых сплавов при нагреве зоны выше критической температуры превращения Tia->Tip.
Зона высоконагретого твердого металла при сварке в основном сохраняет свой исходный химический состав. Однако в узком участке вблизи границы сплавле- т
ния может иметь место диффузионное проникновение некоторых элементов из металла шва в твердый основной металл. Обычно для весьма диффузионно подвижных элементов в твердом металле (например, углерод в железе) ширина зоны такого диффузионного проникновения, даже при очень боль-
ших погонных энергиях и замед-	Рнс VII3
лепном охлаждении свариваемого
металла, не превышает 0,2—0,3 мм. Другие элементы (в частности, большинство легирующих) проникают в эту зону на глубину не более 0,03—0,05 мм.
Наибольшей диффузионной подвижностью в железных и других . сплавах обладает водород, имеющий наименьший радиус диффундирующей частицы. Он может распространяться в твердом металле не только при высоких, но и при комнатных температурах, а поэтому вона его распространения может быть весьма значительной, а кон
центрация во времени даже после полного охлаждения сварного соединения является переменной.
Металл, нагревавшийся выше 7^, но ниже TKPl, должен менять структуру иначе, чем при нагреве выше Ткр,, Характер этого изменения зависит от свойств свариваемого сплава.
Для зон металла, которые нагревались ниже критической температуры ТКР1, могут иметь место различные варианты воздействия такого нагрева. Если металл до сварки находился в состоянии стабилизированной структуры, то такое непродолжительное, дополнительное термическое воздействие при сварке на структуру и свойства практически не влияет. В случае нестабилизированного металла перед сваркой (закаленного, наклепанного) в такой зоне может происходить ряд процессов, направленных в сторону стабилизации структурного состояния (например, получение структур отпуска, рекристаллизации, старения и пр.).
Зона, прилегающая к металлу шва и получившая изменение структуры и свойств, носит название зоны термического влияния сварки.
Конечные структуры и свойства металла при обычной печной термической обработке зависят от длительности выдержки при тем-
315
chipmaker.ru
пературе нагрева и в случае нагрева выше критических температур— скорости охлаждения, определяющей возможность той или иной степени завершенности превращений в металле при обратных структурных превращениях при понижения температуры.
В случае кратковременности сварочного нагрева и по существу минимальной выдержке при ТтаК на окончательную структуру и свойства влияет И ветвь нагрева металла. Непродолжительное пребывание металла выше критических температур приводит к тому, что образующиеся новые структурные фазы могут не выравнивать свой состав. Поэтому кристаллы этой высокотемпературной фазы (например, аустенит, получившийся при нагреве из ферритно-перлитной структуры) к моменту начала обратного превращения могут быть не гомогенизированными, т. е. иметь различную концентрацию элементов в различных участках одного и того же зерна. Это может вызвать различные результаты термического воздействия на конечную структуру и свойства при одинаковых циклах охлаждения, но при различной длительности достижения 7ШЯХ и выдержке при этой температуре. Быстрый нагрев и малая выдержка приводят к меньшему росту верна (й2 < Pi) ДОЯ данной Ттях (см. рис. VII .3), чем при медленном нагреве и длительной выдержке при Т « Tmav но при охлаждении с достаточно большими скоростями. Недостижение достаточной гомогенизации зерен способствует получению менее равновесной структуры, , чем при такой же скорости охлаждения щохл более гомогенизированного при высоких температурах металла.
Однако скорость охлаждения и в условиях сварки является решающим фактором в формировании конечных структуры и свойств, особенно для металлов, имеющих при нагреве и охлаждении превращения, связанные с перестройкой структуры. Поэтому регулирование шохл -при сварке имеет большое значение. Согласно Н. Н. Ры-калину, мгновенная скорость охлаждения при любой температуре Т > То металла в сварном соединении описывается уравнениями:
при условиях наплавки валика (шва) на массивное тело
шохл=2пЧ(Т-	(V1I.2)
при сварке листа со сквозным проплавлением
ш0ХЛ^2лХср {(Г - Т0)з/| q/(oCB6)a j};	(VU.3)
при наплавке валика на лист любой толщины
^Охл=« (Т — TtfHq/vc&)],
(VI 1.4)
где К с, р— коэффициент теплопроводности, кал/(см-с-°С) или Вт/(м-°С); удельная теплоемкость, кал/(г-°С) или Дж/(кг-°С), и плотность, г/см8 или кг/м3 металла; То — начальная температура свариваемого изделия, сохраняющаяся и при сварке на некотором расстоянии от шва в течение Всего времени, °C; q — количество тепла, вводимого в Изделие источником, кал/с (Вт); оСв —скорость сварки, см/с (м/с); д — толщина свариваемого металла, см (м); о> —• безразмерный критерий процесса охлаждения.
316
Безразмерный критерий со зависит также от свойств свариваемого металла и условий сварки, выраженных через безразмерную величину I/O, определяемую по формуле
1/6=(2/?/осв)/[^ср (7 - 70)J.	(VI1.5)
В зависимости от 1/6 значение <о показано на рис. VII.4. При малых значениях 1/0, т. е. при большой величине 6 значения <о стремятся к 1 и формула (VII.5) превращается в формулу (VI 1.2), характеризующую условия охлаж- ’ дения для массивного (полубеско-нечного) тела.	id
Разделка швов меняет условия распространения тепла в металле по сравнению с наплавкой или ’ сваркой встык в один проход. Поэтому для расчетов скоростей о охлаждения первого слоя многослойных (многопроходных) швов Н. Н. Рыкалиным рекомендовано
в расчетные формулы (VII.4) и (VI 1.5) вводить поправочные коэффициенты, приведенные в табл. VII. 1.
Таблица VII.1
Значения поправочных коэффициентов, учитывающих влияние конструкции соединения
	Значение коэффициентов.		При
Проводимая величина	сварке 1-го слоя стыковых соединений, разделка кромок 60е	наплавке, однопроходной сварке стыковых соединений	Сварке 1-го слоя тавровых или нахлесточных соединений
q/Уев д	3/2 3/2	1 1	2/3 1 '
Мгновенная скорость охлаждения при различных температурах меняется, уменьшаясь по мере приближения к исходной температуре свариваемого изделия 7О, что следует из кривых рис. VII-1.
Влияние на структуру и свойства металла зависит от состава металла, а следовательно, и от температуры превращения высокотемпературной фазы в низкотемпературные. Однако в ряде случаев определенное влияние на кинетику превращений, а следовательно, и на конечную структуру, кроме Ттах и шохл, оказывает и величина пластической деформации, связанной с условиями деформирования в результате местного нагрева изделия при сварке.
Конкретные примеры влияния нагрева и скорости охлаждения на конечную структуру и свойства различных зон сварного соединения рассмотрены ниже.
317
chipmaker.ru
Процессы, формирующие структуру и свойства различных зон при способах сварки давлением, подобны рассмотренным при сварке плавлением. Однако при этом следует учитывать меньшие максимальные температуры нагрева при сварке давлением и возможные более значительные пластические деформации вблизи зоны сваривания.
§ SO. ЗОНА ТЕРМИЧЕСКОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ ПРИ СВАРКЕ НИЗКОУГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙ
конструкции
1600
1500
0,10
10-00 N
1300
1200
1100
1000
510
800
^00Hpnno i
|| r-0,02 |
изделии.
2,0
Рис. VII.5
Перлит । цементигт
°>5 0,6 1,0
у+Fe3C (Цементит)
723 i
.1Oo№ePPuiP И nepnunj

и
о
Сплавы на железной основе, в частности углеродистые стали, широко используются для изготовления различных металлических состояния Fe—С приведена на рис. VH.5. Для сварных конструкций наибольшее применение получили низкоуглеродистые стали, к которым обычно относят сплавы с содержанием углерода до 0,2—0,25%. Имея достаточно хороший комплекс свойств, позволяющий при сварке получать равнопрочные основному металлу сварные соединения, эти стали применяют при изготовлении металлических строительных конструкций, котлов, корпусов судов И т. д.
Основной легирующей примесью в низкоуглеродистых сталях является углерод. Мар-
ганец в них содержится в относительно небольшом количестве, около 0,4%. Кипящие низкоуглеродистые стали содержат до 0,03% Si, а спокойные до —0,3%Si. Горячекатаные и отожженные стали этого типа имеют предел прочности около 40 кгс/мм2 (~390 МН/м2), при относительном удлинении более 20% и ударной вязкости более 15 кгс-м/см2 (—1,5 МДж/м2).
Низкоуглеродистые нелегированные стали малочувствительны к скорости охлаждения и практически не закаливаются с получением мартенситной структуры. Поэтому в условиях сварочных скоростей охлаждения их свойства по сравнению с горячекатаным состоянием изменяются незначительно.	'
Для этой группы сталей применяют ряд способов сварки давлением и плавлением. Из способов сварки давлением наиболее часто применяют все основные виды контактной сварки и газопрессовую сварку, из способов сварки плавлением — дуговую (ручная штучными электродами, автоматическая и полуавтоматическая под флюсом и в защитной атмосфере активных газов, главным образом в углекислом газе), электрошлаковую (для сварки металла больших толщин) и газовую (для .тонкого металла,).
318
При сварке плавлением применяют такие сварочные i материалы, при которых металл сварных швов получается либо тоже низкоуглеродистым, нелегированным, либо низкоуглеродистым, но с несколько повышенным содержанием марганца (до—1%) и иногда кремния (до 0,3—0,4%). При правильно выбранных технологических режимах и приемах сварки это позволяет получать плотные швы без трещин и с достаточными прочностью, пластичностью и вязкостью металла шва.
Микроструктура металла шва такого состава при обычных для сварки скоростях охлаждения (в области температур кристаллизации при газовой сварке 50—80° С/с; при дуговой сварке —70—200° С/с; при электрошлаковой —5—10° С/с; а в области температур в пределах 600—800° С — соответственно ~15—20° С/с; 20—70° С/с и 0,1— 2,0° С/с) получается ферритно-перлитной или сорбитообразной. Металл шва получается довольно крупнозернистым, особенно при электрошлаковой, меньше при газовой сварках. Электродуговая сварка, характеризующаяся большими скоростями охлаждения, обеспечивает, хотя и не мелкозернистую структуру, но с зерном, более мелким, чем при электрошлаковой и газовой сварках.
Зона термического влияния при сварке низкоуглеродистых сталей может быть охарактеризована в связи с диаграммой состояния Fe—С и кинетическими зависимостями распада аустенита при. охлаждении.
Температурный интервал ликвидус — солидус у низкоуглеродистых сталей невелик (по диаграмме Fe—С около 30—40° С). Поэтому зона сплавления обычно имеет небольшую ширину, ограничиваемую размерами 0,08—0,1 мм при дуговой сварке и около 0,15—0,20 мм при газовой и электрошлаковой сварках. Изменениями химического состава в этой зоне, кроме некоторого перераспределения серы (и, конечно, водорода), в целом можно пренебречь. Структура такой зоны является довольно крупнозернистой, постепенно переходящей к структуре зоны перегрева. /
Ниже солидуса для низкоуглеродистых сталей при нагреве имеют значение две критические температуры — ACi (7=720° С) и АСг (зависит от состава и находится согласно линии GOS диаграммы состояния Fe—С около 880° С). Металл, нагревающийся выше температуры АСз, полностью переходит в состояние аустенита. По мере перегрева выше температуры АСа аустенитное зерно растет и даже при небольшой продолжительности пребывания при высоких температурах вырастает весьма значительно.
При дальнейшем охлаждении обратное превращение аустенит — продукты распада, происходящее при более низких температурах, чем при нагреве (для низкоуглеродистых сталей в условиях скоростей охлаждения, характерных для сварки, обычно при температуре около 650° С), при более крупном исходном зерне аустенита образует крупнозернистый металл после полного охлаждения. Поэтому структура металла в зоне, нагревавшейся от АСа до Тс, получается неодинаковой. Участок зоны, нагревавшейся несколько выше Ас„ характеризуется конечной мелкозернистой структурой (структурой
319
chipmaker.ru
нормализации), а участки металла, почти достигавшие при нагреве Тс, получают конечную крупнозернистую структуру вследствие перегрева. Размер зерна в этой зоне постепенно увеличивается к
наблюдается для металла, нагревав-зависимости от продолжительности
границе сплавления.
Участок перегрева обычно шегося выше 1100—1200° С, в
действия этих температур, что связано со способом сварки. Так, для газовой сварки такой температурой обычно является 1100° С. Для дуговой сварки участок перегрева, по существу, ограничивается температурой 1200°С или даже более высокой. •
Довольно часто в участке перегрева после охлаждения получается специфическая видмандштеттова структура, характеризующаяся резко выраженной направленностью ферритных выделений под углом около 120° друг к другу. Видмандштеттова структура приводит к охрупчиванию металла, снижению ударной вязкости до 2—3	кгс-м/см2 (0,2-4-
0,3 МДж/м2). Появление видмандштеттовой Структуры в околошовной зоне более характерно для газо-
вой сварки и менее для дуговой. /
Мелкозернистая структура металла, получающаяся в участке, нагревавшемся при сварке несколько выше АСа, характеризуется
достаточно высоким Комплексом механических свойств (прочностью,
пластичностью, вязкостью).
Металл, нагревавшийся в диапазоне температур ACt—АСг, характеризуется почти неизменяющимся ферритным зерном и некоторым дроблением и сфероидизацией перлитных участков.
Для горячекатаной или отожженной перед сваркой стали металл, нагревавшийся до температур ниже АСг, структуры не меняет. Хотя в некоторых случаях, в частности, когда он содержит повышенные количества газов (кислород, азот), может происходить снижение ударной вязкости при сварочном нагреве выше ~350° С в
результате процессов старения.
320
Если металл перед сваркой был наклепан (в результате холодной прокатки, штамповки, гибки и пр.), то структурные превращения наблюдаются и на участках, которые нагревались при сварке ниже температуры ACi. В этом случае характер конечных структур в участках, нагревавшихся выше Аа, остается таким же, как для горячекатаного или отожженного металла. При более низких максимальных температурах в таком металле происходит собирательная рекристаллизация, приводящая к значительному росту зерна. Нижний предел температур рекристаллизованной зоны обычно несколько выше нижнего предела рекристаллизации рассматриваемого металла (вследствие относительно непродолжительного действия соответствующих температур).
Если нижний предел температуры рекристаллизации чистых металлов, по А. А. Бочвару, определяется соотношением
Tpmin~0,4 Тпл,	(VII.6)
где Тр min — минимальная температура рекристаллизации, К; Тпл— температура плавления, К, то для железа эта температура будет ~450° С (723 К). Обычно рекристаллизованная структура в сварных соединениях наблюдается в зонах, нагревавшихся выше 500—525° С.
Общий характер структур в сварном соединении низкоуглеродистых сталей изображен на рис. VI 1.6, а. На рис. VII .6, б схематически показано распределение твердости по различным зонам сварного соединения.
,	Таблица VII.2
Ширина различных участков зоны термического влияния при сварке низкоуглеродистой стали
Способ сварки	Толщина металла, мм	Ширина участков зоны термического влияния, мм					Общая ширина зоны термического влияния, мм
		зона сплавления	участок нагрева выше А ся		участок частичной перекри- сталлизации	участок собирательной рекристаллизации	
			перегрева	нормализации			
Г аховая	3	0,2	4	7	3—5	3,0	4,0	12,0—13,0
	10	0,15—0,20	10—12	9—10	5,0	8,0	25,0—30,0
Электро-шлаковая	50	0,15	3—5	3—4	2—5	5—7	3,0—18,0
Дуговая	10	0,1	1,0	1,5—2,0	1,0	1,5—2,0	3,0—5,5
Ширина различных участков зоны термического воздействия определяется способом и режимами сварки и в некоторой степени зависит от толщины свариваемого металла. ^Некоторые характерные значения ширины различных участков зоны термического влияния при сварке низкоуглеродистых сталей различными способами приведены в табл. VII.2.
32!
chipmaker.ru
$ 51. СТРУКТУРА И СВОЙСТВА МЕТАЛЛА ЗОНЫ ТЕРМИЧЕСКОГО ВЛИЯНИЯ ПРИ СВАРКЕ ЗАКАЛИВАЮЩИХСЯ СТАЛЕЙ И ЧУГУНА
Как указывалось выше, низкоуглеродистые нелегированные стали малочувствительны к изменению скорости охлаждения с температур выше АСг. Повышение содержания углерода в стали или введение легирующих элементов в низкоуглеродистые стали значительно затормаживает распад аустенита при охлаждении. При этом снижается температура распада аустенита т ,	(рис. VII.7: 1—для менее закаливающейся
X	стали; 2—для более закаливающейся стали)
и в ряде случаев в качестве конечных струк-тур появляется мартенсит — пересыщенный __________ раствор углерода в a-железе. При соответ-<£________ствующей термообработке это позволяет по-
лучить сталь с высокими упругими и проч-ъгдм костными свойствами при малых пластичности и вязкости. Последующий низкий или Рис. VII.7	высокий отпуск снижает или значительно
снижает прочность такой стали при одновременном улучшении ее пластичности.
Склонность стали к получению закаленных неравновесных структур при распаде аустенита может характеризоваться диаграммами изотермического распада аустенита (S-образными кривыми). Такие зависимости определяют структуру продуктов распада аустенита при различных постоянных температурах (при изотермическом распаде). Наиболее типичные S-образные кривые приведены на рис. VII.8, а: 1—для стали с малой устойчивостью аустенита, например среднеуглеродистой; 2—для стали с высокой устойчивостью аустенита, например хромомолибденовой (цифры у семейства кривых 1 указывают долю распавшегося аустенита).
Верхняя часть S-образной кривой характеризует распад устойчивого аустёнита по диффузионному механизму с получением более равновесных структур. Так, например, для углеродистых сталей такой раейад аустенита происходит с образованием феррито-цемен-титной структуры. При малых переохлаждениях аустенита (относительно высокой температуры его распада) выделяются зерна перлита. По мере снижения температуры распада уменьшается инкубационный период (время существования устойчивого аустенита — левее кривой с 0% превращения) и уменьшается расстояние между частицами выделившегося цементита. Структура становится более дисперсной и носит название сорбита.
Распад аустенита ниже характерной для каждой стали температуры Т„ осуществляется бездиффузионно и конечная мартенситная структура получается при перестройке кристаллической решетки посредством сдвигов.
Превращения ниже температуры минимальной устойчивости аустенита Tmln, но выше температуры начала мартенситного превра
322
щения Т„ имеют промежуточный характер и получаемая при этом структура обычно называется бейнитной.
Чем больше минимальное значение времени инкубационного периода /тщ. тем с большей вероятностью будет получен мартенсит, а не пластинчатые структуры распада аустенита (перлит и др.).
I I----------1-----1-----1----
1	10 Ю2 103 10^ мин
' 'l 10	100 Ч
Рис. VII.8
При непрерывном охлаждении (в условиях сварки) зависимости кинетики распада аустенита от температуры и времени отличаются от его распада при изотермических условиях. Кривые анизотерми-ческого распада (термокинетические) являются более сложными, чем S-образные кривые изотермического распада. Кривые анизо-термического распада аустенита известны для некоторых марок сталей. Кривые анизотермического распада строятся по получаемым структурам (иногда и по твердости) при охлаждении стали из состояния устойчивого аустенита с различными скоростями.
На рис. VII.8, бив показано сопоставление диаграммы изотермического и анизотермического распада аустенита для одного типового состава закаливающейся при сварке стали (углеродистой с С=0,45%). Из сопоставления следует, что при анизотермическом распаде снижается температура минимальной устойчивости аустенита Гт|П и увеличивается инкубационный период, т. е. аустенит становится устойчивее и вероятность образования мартенсита увеличивается.
323
chipmaker.ru
Упрощенное, однако недостаточно точное, представление о влия- .
нин непрерывного охлаждения на -распад аустенита может быть
получено из перестроения S-образных кривых, полученных при изотермическом распаде. Схематически такое перестроение для случая средних скоростей охлаждения, характерных для сварочных условий, показано на рис. VII.8, г применительно к началу превращения. Сплошная кривая представляет собой S-образную кривую начала распада аустенита в изотермических условиях. Смещением
Т'т1п вниз по отношению к 7'mln и увеличением минимального зна-
чения инкубационного периода	(обычно примерно в 1,5 раза)
получена штриховая S-образная кривая анизотермическо-го распада аустенита той же стали при непрерывном охлаждении. Для многих сталей Т mtn==^'mtn 55.
На изменение кинетики распада аустенита влияет не только скорость охлаждения металла ниже критической температуры, но и пластические деформации, которые получил аустенит перед превращением в продукты свое-
Рис. VII.9	г0 Распада. При этом пласти-
. ческие деформации величиной ~5% заметно уменьшают инкубационный период, во всяком
случае в области высокотемпературного распада аустенита.
В случае, когда известны кривые распада аустенита, можно схематически оценить влияние различных скоростей охлаждения
металла, в частности в условиях сварки, на получение той или иной конечной структуры, а следовательно, и свойств.
На рис. VII.9 штриховыми кривыми /, 2, 3 изображены различные скорости охлаждения свариваемой стали при различных способах сварки (дуговой, газовой и электрошлаковой при типичных для них значениях qa), распад аустенита которой при непрерывном охлаждении характеризуется семейством сплошных кривых, отражающих различные степени его распада. В то время как кривая 1 целиком проходит внутри инкубационного участка кривой и пересекается только с линией мартенситного превращения (следовательно, конечной структурой является мартенсит), кривая 2 пересекается с линией более стабильных продуктов распада аустенита (структура в этом случае смешанная). Для кривой 3 характерной ‘конечной структурой является сорбит.
Если пунктирной кривой 4 представить ту минимальную скорость охлаждения w0Kia, при которой структура получается полностью мартенситной, а пунктирной кривой 5—максимальную скорость охлаждения при которой мартенсит полностью исключен, то гоохл1 и и/охл9 приближенно могут быть подсчитаны по
324
формулам:
- (Trti„ - 55)/(2- 1,51ИД	(VI1.7)
/

(VII.8)
где Tx—температура, соответствующая распаду - аустенита при охлаждении с минимальными скоростями (АГ1),'°С; 7 mi„ —- темпе-ратура минимальной устойчивости аустенита при распаде в изотер-мических условиях, °C; /тр — минимальное значение инкубационного периола начала распада аустенита при его изотермическом распаде.
Температура 350° С в формуле (VI 1.8) принята как наиболее характерная для мартенситной точки большинства конструкционных закаливающихся сталей. Поправка к Тт1п в 55° С в формуле (VU.7) является обычной для mhothx сталей для характеристики снижения ZmIn при непрерывном охлаждении в сравнении с 7fflin при изотермическом распаде.
Поправочный коэффициент 2 в знаменателе обеих формул приближенно учитывает отсутствие достаточной гомогенизации аустенита в период, предшествующий его распаду.
Аналогично могут быть подсчитаны « другие средние скорости охлаждения в температурном интервале распада аустенита, которые j должны обеспечить те или иные конечные структуры металла.
Повышение прочности ряда углеродистых и низколегированных сталей основывается на получении составов, смещающих. S-образные кривые вправо, т. е. на торможении процессов распада аустенита при охлаждении. Поэтом}’ при сварке таких сталей в результате воздействия термического сварочного цикла весьма вероятным является получение закаленных структур для всего объема металла, нагревавшегося выше температуры АСг и претерпевавшего при охлаждении превращения аустенита в продукты его распада.
В связи с тем что хрупкие структуры в сварном соединении могут способствовать образованию трещин вследствие протекания деформаций и возникновения внутренних напряжений, определяемых неоднородностью температурного поля в свариваемом изделии, они являются весьма нежелательными и в ряде случаев опасными. Возможность образования трещин, кроме того, усиливается возиик-новением в закаленном металле структурных напряжений в связи с меньшей плотностью мартенсита, чем аустенита или его более равновесных продуктов распада.
. Технология изготовления сварных конструкций (выбор способа сварки, сварочных материалов, режимов и пр.) должна обеспечить максимальное исключение хрупких структур в сварных соединениях, при наличии которых практически очень трудно избежать трещин. Это особенно важно при сварке конструкций из металла большой толщины.
325
chipmaker.ru
При меньшей величине зоны хрупкого металла или при разъединении хрупких зон более пластичным металлом вероятность образования холодных трещин уменьшается. Поэтому если нельзя предотвратить закалку металла с получением хрупких структур в зоне термического воздействия (см. ниже), то металл шва надо иметь более пластичным. Это достигается либо ' применением швов такого легирования, при котором металл шва имеет аустенитную структуру (обычно типа хромоникелевых аустенитных сталей), либо применением низкоуглеродистых швов с меньшим легированием, чем основной металл. Во втором случае без дополнительной термической обработки удается достигнуть предела прочности металла швов около 80 кгс/мм2 (790 МН/м2) при достаточно высокой их пластичности и вязкости.
Обязательным условием при применении низколегированных составов металла швов является максимальное снижение в них содержания водорода (см. § 55).	,	’
Микроструктура литого металла сварных швов, соответствующих составам низколегированных сталей, является сорбитообразной.
Структура и свойства металла в зоне термического воздействия определяются составом свариваемой стали и ее исходной обработки перед сваркой.
Рассматривая углеродистые и низколегированные стали, закаливающиеся в условиях воздействия сварочного термического цикла, установим основные характеристики конечных структуры и свойств различных участков зоны термического воздействия в сварных соединениях. Участки металла, нагревающиеся при сварке выше температуры АСз, в результате последующего достаточно быстрого охлаждения приобретают структуру закалки. При этом для одних условий (химический состар стали, определяющий кинетику распада аустенита; погонная энергия, определяемая способом и режимом сварки; размеры изделия, влияющие на скорость охлаждения металла при сварке, и др.) конечная структура этих участков может быть получена либо полностью мартенситной, либо, со смешанной структурой с тем или иным количеством более стабильных продуктов распада аустенита. Однако в этом случае структура от границы сплавления до участка, имевшего-при сварке максимальную температуру только несколько выше АСз, будет неодинаковой. Распад перегретого аустенита (т. е. участков, прилегающих к границе сплавления и нагревавшихся при сварке выше ~1200°С) образует более грубозернистый, крупноигольчатый мартенсит, чем на участках металла, нагревающихся при сварке только незначительно выше АСз. Структура зоны сплавления, в связи с тем что ее состав по существу весьма близок к основному металлу, является почти такой же, как структура участка перегрева.
Участок зоны термического влияния, который при сварке нагревался в температурном интервале АСг—АСз, после охлаждения получает структуру частичной закалки. При этом н твердость такого металла получается ниже, чем металла, охлаждавшегося с температур выше ЛСа.
326
Структура рассмотренных участков зоны термического воздейст-
вия практически не зависит от исходного состояния металла перед сваркой. Если в исходном состоянии металл был закален, то его нагрев выше ACs (или соответственно между ACt и Лг.) и последующее быстрое охлаждение приводят к конечным структурам закалки (частичной закалки). Если же металл до сварки был отпущен, то опять же нагрев выше, АСз и быстрое охлаждение приведут к получению закалочных структур.
Участки зоны, цагревшихся ниже ACi, по своей структуре и свойствам могут быть различными для металла, поступившего на
сварку в закаленном, высоко- или низкоотпущенном состоянии.
Для металла в исходном закаленном состоянии участки зоны
термического влияния, характеризующиеся максимальной температурой нагрева при сварке ниже ACt (для углеродистых сталей соответственно ниже 720° С), получат отпуск при различных темпера-
турах и выдержках. Так, участок, прилегающий к участку частичной закалки, получит кратковременный высокий отпуск. Он* обычно характеризуется структурой сорбита отпуска. По мере удаления от шва температура отпуска снижается (уменьшаются максимальные температуры) и уменьшается общая продолжительность выдержки при повышенных температурах. Поэтому степень отпуска закаленного металла снижается, а твердость сохраняется повышенной. На некотором расстоянии от границы сплавления в структуре исчезает со'рбит отпуска и остается мартенсит. Одна-
ко этот мартенсит, структурно при металлографическом исследовании не отличающийся от исходного, будучи во время сварки подвергнут некоторому нагреву, получает некоторое ослабление напряженности кристаллической решетки (становится менее тетрагональным, более кубическим) и при примерно такой же твердости обладает лучшими пластичностью и вяз-
костью. Такой участок зоны термического воздействия в этом случае
ограничивается областью распространения в свариваемом изделии максимальной температуры 200—250° С.
Для закаленного и отпущенного перед сваркой металла нижняя граница изменения структуры и свойств практически определяется температурой предварительного отпуска. Так, например, в металле, получившем перед сваркой после закалки отпуск при 500° С в области, где он при сварке нагревался ниже этой температуры, никаких изменений свойств не произойдет. В области, нагревшейся выше этой температуры, изменение структуры и свойств подобно рассмотренному для закаленного металла.
327
chipmaker.ru
Общая схема изменения структуры и свойств для зоны термического влияния в случае сварки закаливающихся сталей изображена на рис. VII.10: а — сталь перед сваркой в отожженном состоянии; б — сталь перед сваркой закалена и не отпущена (слева) и закалена и отпущена (справа от шва).
В зоне термического влияния сварных соединений закаливающихся сталей в процессе охлаждения или через некоторое время после полного остывания часто образуются холодные трещины (см. § 55). Для исключения такого образования трещин приходится усложнять технологию сварки закаливающихся сталей.
Одним из наиболее действенных приемов для исключения холодных трещин является сварка с предварительным общим или местным подогревом. Это приводит к уменьшению скорости охлаждения при температурах распада аустенита, что может быть рассчитано по формулам (VII. 2)—(VII. 4), подставляя значение То, соответствующее температуре предварительного подогрева. Степень предварительного подогрева зависит от характеристик свариваемой стали и применяемого способа и режима сварки. Чем более склонной к полной закалке является сталь и чем менее пластичным получается мартенсит закалки, тем вероятнее образование трещин в  околошовной зоне и тем выше должна быть температура предварительного подогрева перед сваркой.,
Основным элементом, увеличивающим закаливаемость и прока-ливаемость сталей, является углерод. Ориентировочно влияние других элементов, в частности ряда легирующих, снижающих скорость распада аустенита, может быть оценено пересчетом их количества в количество как бы эквивалентно-действующего заменяющего их углерода. Для перерасчета каждого элемента в эквивалентные количества углерода на основании экспериментальных исследований подбирают соответствующие коэффициенты. Одной из наиболее расиространенных формул расчета эквивалентного содержания углерода является *
. Mn% . Cr% , V% . Мо% , Ni% . Cu% . Р% п/п о\
^_С/о+^+-—+-г+-_-+-—(VII.У) причем содержание меди учитывается при Си>0,5%, а фосфора при Р>0,05%.
В случае, если Сэ больше 0,45—0,55, в зависимости от толщины металла в американской практике рекомендуется применять предварительный подогрев. В отечественной практике ряд разработанных низколегированных сталей повышенной прочности с большим эквивалентным углеродом (примерно до Сэ«0,70%) сваривают дуговой сваркой низководородистыми электродами без подогрева при применении специальной технологии (см. § 54).
Электрошлаковую сварку сталей, весьма склонных к закалке, при большой погонной энергии можно выполнять без подогрева. В этом случае вводимый в изделие сварочным источником запас
* Уточнения см. в § 55.
828
тепла обеспечивает и без подогрева значительное уменьшение скоростей охлаждения шва и зоны термического влияния.
При сварке чугунов зоны термического влияния принципиально подобны зонам при сварке закаливающихся сталей. Наиболее часто сварка применяется для отливок из серого чугуна.
Рассмотрим в качестве типового примера разрез тройной диаграммы Fe—С—Si при 2,5% кремния (рис. VI 1.11), совместив его с
Рис. VII.11
кривой максимальных температур в полученном сечении сварного соединения.
Металл шва может быть весьма разнообразным в зависимости от применяемых сварочных материалов. Он может иметь состав чугуна, углеродистой стали, различных цветных сплавов. Выбор того или иного состава металла шва определяется рядом причин, которые рассматриваются в курсах технологии сварки.
Зоны термического воздействия при любом способе сварки плавлением (кроме сварки-пайки, с применением относительно легкоплавких цветных сплавов) подобны и различаются только шириной четырех характерных для чугуна участков. Первый участок (неполного расплавления) представляет собой частично расплавленный при сварке металл. Температурный интервал этого участка при содержании в свариваемом чугуне 3% углерода определяется температурами 1240—1160° С. При сварке без подогрева скорость охлаждения такого металла (—3% С; —2,5% Si) приводит к получению белого чугуна. На структуру и свойства металла этой зоны в некоторой степени может влиять состав сварочных материалов, в частности, вводя через них графитизаторы (С, Si, Ni и др.),-Можно усилить процесс графитизации в первом участке зоны термического влияния.
Второй участок ограничивается температурами нагрева от 1160 До 810° С. Быстро охлажденный аустенит этого металла дает в конечном счете структуру высокоуглеродистого мартенсита большой
329
chipmaker.ru
твердости и весьма склонного к образованию трещин. Третий участок (перекристаллизации) ограничивается диапазоном температур 810—790° С, имеет переходную структуру от второго участка к четвертому. Четвертый участок (графитизации и сфероидизации карбидов) характеризуется некоторой дополнительной графитизацией и коагуляцией карбидов по сравнению с исходной структурой и имеет, как правило, хорошие свойства.
Нагрев при сварке ниже 450—500° С не вызывает изменения структуры свариваемого чугуна.
Для регулирования структуры с исключением зон отбела и закалки при сварке чугунов также часто применяют предварительный подогрев, одновременно ограничивающий возможность возникновения трещин в свариваемом изделии.
§ 52.	ИЗМЕНЕНИЕ СВОЙСТВ МЕТАЛЛА
В ОКОЛОШОВНЫХ ЗОНАХ ВЫСОКОЛЕГИРОВАННЫХ СТАЛЕЙ
По условиям эксплуатации ряд конструкций должен изготавливаться из высоколегированных сталей с особыми свойствами. Боль-
шинство таких конструкций должно быть сварными. Наиболее характерными из высоколегированных сталей, применяемых в сварных конструкциях, являются хромистые ферритные, феррито-мартенситные и мартенситные, а также хромоникелевые аустенитные.
К высокохромистым сталям относятся низкоуглеродистые (обычно С<0,2%) с содержанием хрома от 5 до 30%.
Структурная ’ диаграмма состояния Fe—Сг приведена на рис. VII.12, а, а влияние углерода на расширение области высокотемпературного у-раствора— на рис. VII. 12, б. Как следует из диаграммы состояния, низкоуглеродистые хромистые стали имеют ограничиваемую содержанием хрома высокотемпературную область у-раствора. В связи с тем, что хром значительно замедляет распад у-раствора, металл, нагретый выше температуры превращения а-*у,
330
при достаточно быстром охлаждении получает структуру мартенсита. При увеличении концентрации углерода область хромистых сталей, закаливающихся при сварке на мартенсит, расширяется в сторону больших концентраций хрома (рис. VII. 12, 6), а сам мартенсит получается более твердым.	*
Дальнейшее увеличение концентрации хрома при той же концентрации углерода изменяет сталь так, что при повышенных температурах появляется область смешанного а-)-у раствора. Быстрое охлаждение такого металла с температурного интервала существования этого раствора (или с более высокой температурой) способствует получению при комнатных температурах смешанной ферритно-мартенситной структуры. Такая структура также характеризуется достаточно высокой твердостью, хотя с точки зрения образования трещин является менее опасной, чем мартенситная.
Мартенситные и ферритно-мартенситные стали сваривают либо такими сварочными материалами, при которых металл шва оказывается подобным свариваемому (иногда с несколько меньшим содержанием углерода), либо материалами, обеспечивающими получение в шве металла с аустенитной структурой. При составе шва, аналогичном основному металлу, он также может закаливаться. В этом случае для шва характерна структура грубозернистого мартенсита.
В зоне термического воздействия металл, нагревавшийся при сварке выше температуры превращения аре -> Уге, при охлаждении также обычно закаливается.
В связи с тем что такие стали, как правило, поступают на сварку после двойной обработки (закалка и высокий отпуск), участок зоны термического влияния за участком закалки является небольшим и характеризуется дополнительным высокотемпературным отпуском, несколько разупрочняющим основной металл.
Для исключения образования трещин, главным образом при сварке металла средних и больших толщин, сварка таких хромистых сталей выполняется с предварительным подогревом до 300— 500° С. При этом температура предварительного подогрева зависит от содержания углерода в свариваемой стали, ее толщины, размеров и жесткости свариваемого изделия. Для сталей с большим содержанием углерода и при значительной толщине металла температура предварительного подогрева выбирается более высокой.
В ряде случаев для таких сварных изделий после сварки применяют дополнительную термическую обработку для улучшения свойств металла шва и зоны термического влияния, а также для уменьшения и выравнивания остаточных внутренних напряжений (см. § 56). При сварке таких сталей аустенитными электродами ни предварительный подогрев, ни последующую термическую обработку не применяют.
Более высокохромистые стали при том. же содержании углерода согласно рис. VII. 12 имеют полностью ферритную структуру. Они не претерпевают превращений от комнатной температуры до температуры плавления. При нагреве до высоких температур и последующем охлаждении такие стали получают значительное увеличение
331
chipmaker.ru
зерна. В процессе сварки этих сталей наблюдается постепенный рост зерна по направлению к границе сплавления. Вблизи граница сплавления зерна обычно вырастают до очень значительных размеров, особенно при большой погонной энергии сварки.
Хотя такая структура и не приводит к увеличению твердости, однако в связи с крупнозернистостью металл обладает малой деформационной способностью и в нем могут образовываться трещины.
Обычно сварка таких сталей производится с невысоким, (около 200°С) предварительным подогревом.
Хромоникелевые стали аустенитного, класса применяются как нержавеющие, кислотостойкие и жаропрочные. Они обычно содержат от 15 до 25% Сг и от 8 до 35% Ni при Содержании углерода до 0,14% и некоторых других легирующих элементов: Mo, V, Ti, ,Nb. Типичным представителем этой группы сталей является нержавеющая с ~ 18% Сг; ~ 9% Ni; —0,1% С. Такая сталь обычно получает наилучшие свойства после аустенизации — быстрого охлаждения с температур около 1050—1100°С. После такой обработки в металле фиксируется» состояние аустенита, растворившего повышенные для комнатной температуры количества углерода. Последующий нагрев такого металла в определенной области температур способствует образованию карбидов хрома, выпадающих в основном вблизи границ зерен. Раствор в этом месте обедняется не только углеродом, но и хромом. Неоднородность состава (карбид; раствор, обедненный хромом у границ зерен, и нормальный в центре зерна, с различными электрохимическими потенциалами) й случае воздействия коррозионной стали способствует развитию коррозии от поверхности внутрь металла по границам зерен.
Схематическая зависимость появления склонности к такой межкристаллитной коррозии в результате длительности воздействия на металл различных температур показана на рис. VII-13. При значительной длительности воздействия повышенных температур в резуль
332
тате диффузионного выравнивания раствора в центре и вблизи границ зерен металл опять становится стойким против межкристаллитной коррозии. Для разных составов стали расположение этих кривых по времени является различным, причем уменьшение содержание в них углерода или введение в сталь более сильных карбидообразо» вателей, чем хром (обычно Ti или Nb), в количествах, достаточных, чтобы связать выпадающий из раствора углерод, сдвигает вправо
[Cr]^[Cr]%^0l5[Mo]7^1,5[Si]^t0,5[Nb]%X3,5[n]%,
Рис. VII. 14
кривую начала потери стойкости против межкристаллитной коррозии. •
Сварные соединения, обладающие необходимой стойкостью против межкристаллитной коррозии, можно получить, когда и шов, и околошовная зоны не проявляют склонности к межкристаллитной коррозии. Для этого основной металл при ограничении в нем угле' рода обычно легируют титаном, а сварочные материалы подбирают с еще более низким содержанием углерода, легированные титаном или ниобием. При этом автоматическая сварка под бескислородными флюсами и аргонодуговая сварка позволяют в металле швов сохра-нить необходимое количество титана. При ручной дуговой сварке с применением любых покрытий титан почти полностью выгорает и в этом случае для легирования предпочитают в качестве стабилизатора применять ниобий или для некоторых более простых условий эксплуатации изделий — молибден.
В металле швов также полезно иметь не чисто аустенитную, а аустенитно-ферритную структуру с содержанием ферритной фазы До ~ 10—15%. Получение двухфазной аустенитно-ферритной структуры определяется соотношением между количествами ферритоб-Разующих (Сг, Mo, Si, Ti и др.) и аустенитобразующих (Ni, С, N, Мп и др.) элементов. Структурная диаграмма Шеффлера (рис. VII. 14) связывает эквивалентные количества никеля и хрома с конечными
333.
chipmaker.ru
структурами металла шва, получающимся после сварочных скоро- • стей охлаждения.
В околошовной зоне основного металла после сварки обычно наблюдается некоторое увеличение размера зерен. Иногда металлографическим исследованием обнаруживаются выпавшие карбиды, главным образом вблизи границ зерен.
Механические свойства металла зоны термического влияния обычно мало отличаются от аустенизированного основного металла. Склонность металла сварных соединений к межкристаллитной коррозии обнаруживается только специальными методами.
При сварке жаропрочных сталей аустенитного класса для обеспечения надлежащих свойств металла сварных соединений необходимо поручать швы без горячих трещин, при сохранении необходимых свойств в околошовной зоне.
Наиболее распространенными методами сварки легированных хромоникелевых жаропрочных аустенитных сталей являются ручная дуговая сварка штучными электродами и аргонодуговая сварка. При этом электроды должны обеспечить в металле шва двухфазную ;аустенитно-ферритную структуру с жесткими ограничениями по количеству ферритной фазы (обычно от 2 до 5%).
Малые количества ферритной фазы (примерно менее 2%) не обеспечивают достаточной стойкости швов (особенно многослойных) от образования горячих трещин. Большие количества феррита (для большинства составов более 5%) приводят к появлению хрупкости после тепловых выдержек как после термической обработки, так и после воздействия эксплуатационных температур. Эта хрупкость вызывается особой структурной составляющей (о-фаза), начинающей развиваться в первую очередь на базе имеющихся ферритных зерен.
Структура двухфазного металла шва~ более мелкая, чем у однофазного, чисто Аустенитного, ферритные зерна при этом могут обнаруживаться в виде вытянутых, узких вкраплений неправильной формы. Для определения сг-фазы применяют специальные травители.
В околошовной зоне обычно наблюдается небольшой рост зерен и в некоторых случаях утолщение межзеренных границ. Такое утолщение является косвенным признаком большой склонности к образованию горячих трещин вблизи границы сплавления.
В настоящее время ряд сварочных материалов обеспечивает необходимые, свойства жаропрочности (длительная прочность, сопротивление ползучести, окалиностойкость, достаточная стабильность при тепловом старении) металла сварных швов для длительной эксплуатации (до 100000 ч) при температурах 600—650°С. Однако-в определенных условиях работы, например, в стыках толстостенных паропроводов, работающих при температуре около 600°С, через некоторый период эксплуатации вблизи границы сплавления в основном металле на расстоянии одного-двух зерен от шва образуются трещины. Причина этих локальных межзеренных разрушений в настоящее время выяснена не полностью. Однако ясно, что появление таких трещин вызвано термодеформационным воздействием сварки, причем значительное влияние оказывает состав свариваемой стали,
.334
определяющий растворение или выпадение карбидных фаз в околошовной зоне, различные механические свойства металлов шва и околошовной зоны, а также, видимо, диффузия углерода из основного металла в шов при температурах эксплуатации, вызываемая различным составом шва и о^овного металла.
Наиболее сильно такая диффузия углерода проявляется в разнородных сварных соединениях, например углеродистой стали с аустенитной (обычно на границе сплавления углеродистая сталь — аусте-
нитный хромоникелевый шов). В результате связывания углерода в стойкие карбиды хрома при определенных температурах (примерно от 400 до 720° С) углерод из нелегированной стали перемещается к границе сплавления и в шов. Таким образом, в течение времени в углеродистой стали образуется и растет обезуглероженная зона, а в хромоникелевом шве вблизи границы сплавления появляется и растет по ширине слой металла, обогащенный карбидами («карбидная гряда»). Работоспособность такого сварного соединения при определенных видах нагружения понижается в сравнении с исходным состоянйем после сварки.
Развитие этого процесса определяется его диффузионным характером и зависит от температуры, длительности ее действия и соотношения составов основного металла и шва. Общий характер изменения ширины обезуглероженной зоны в углеродистой стали с содержанием углерода 0,2% при хромоникелевом аустенитном шве в зависимости от температуры ([Ni]M.m«8%) показан на рис. VII. 15, а, а в зависимости от содержания никеля—на ‘рис. VII. 15, б, где 1 — после выдержки 1000 ч при 450° С; 2— то же, при 550° С; 3 — ТО же,' при 650° С.
При металлографических исследованиях таких разнородных сварных соединений в исходном состоянии после сварки граница сплавления шва с основным металлом выявляется довольно четко, а в зоне термического влияния обнаруживаются обычные для сварки Плавлением структуры этих сталей. После термической обработки или выдержки при температурах эксплуатации травление шлифов выявляет как карбидную гряду, так и обезуглероженный слой, причем увеличение его ширины часто сопровождается появлением вытя
335
chlpmaker.ru
нутых перпендикулярно границе сплавления крупных ферритных зерен.
Подобное перемещение углерода практически не наблюдается, если в обоих сваренных металлах имеется достаточное количество сильных карбидобразующих элементов для связывания всего углерода в прочные соединения. Поэтому для разнородных сварных соединений, предназначенных для работы в условиях повышенных температур (примерно выше 400° С), обычно используют не углеродистые, а низколегированные стали с достаточным количеством в них сильных карбидобразователей.
§ 53.	ОСОБЕННОСТИ ИЗМЕНЕНИЯ СТРУКТУРЫ И СВОЙСТВ МЕТАЛЛА В ЗОНЕ ТЕРМИЧЕСКОГО ВЛИЯНИЯ ПРИ СВАРКЕ РАЗЛИЧНЫХ ЦВЕТНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Цветные металлы и сплавы, применяющиеся для различных сварных конструкций, обладает разнообразными свойствами. Поэтому структура и свойства металла швов и зон термического влияния — их сварных соединений также весьма разнообразны.
Медь в сварных конструкциях в основном применяется кислородсодержащая. В прокатной меди обычно содержится от 0,06 до 0,10% кислорода.
Металл шва, определяемый в значительной степени составом присадочного (наплавляемого) металла, при различных способах сварки является различным. Так, например, при газовой сварке плавлением, автоматической сварке под флюсом и. электрошлаковой сварке наплавляемый металл по составу почти не отличается от основного. При сварке под флюсом и электрошлаковой сварке металл в результате взаимодействия со шлаком может немного легироваться Мп и Si; обычно их содержание в шве составляет 0,1—0,2%. При газовой сварке через присадочный металл и флюсы в металл сварочной ванны вводится иногда небольшое количество (~ 0,05%) фосфора. При аргонодуговой и азотнодуговой сварках в ряде случаев целесообразно применять присадочный металл, содержащий 0,2—0,3% Si.
Дуговая сварка плавящимся электродом обеспечивает хорошие механические свойства металла швов при их легировании Si и <Мп в пределах до 1—2% каждого из этих элементов.
Дуговая сварка угольным электродом осуществляется с использованием присадочного металла, легированного фосфором и иногда оловом.
В большинстве случаев структура металла швов характеризуется крупнозернистостью с резким изменением структуры на границе сплавления. Структура металла шва зависит от его состава и в различных случаях значительно отличается друг от друга.
В околошовной зоне при сварке меди происходят превращения, связанные с ростом зерна, а также диффузионным перемещением кислорода из основного металла в шов и изменением характера распределения легкоплавкой эвтектики Си — Си2О. Обескислороживание
336
основного металла происходит, как правило, в зоне, не превышающей 0,2 мм от границы сплавления. Эвтектика, находящаяся в свариваемом прокатанном металле в виде скоагулированных включений, в зоне металла, нагревающегося при сварке выше 1064°С (температура .плавления эвтектики), начинает распространяться по границам зерен, создавая после 'остывания между ними хрупкие прослойки. Такое распределение эвтектики характерно главным образом для способов сварки, при которых градиент температур вблизи границы сплавления невелик (например, газовая, электрошлаковая). При изгибе таких сварных соединений они часто разрушаются по основному металлу вблизи шва, причем изломы имеют кирпичный цвет — цвет эвтектики Си — Си20.
Степень укрупнения зерен в околошовной зоне также зависит от способа сварки, вводимого в свариваемое 'изделие при сварке количества тепла и исходного состояний металла перед сваркой, главным образом степени его наклепа.
Алюминий применяют для изготовления разнообразных сварных конструкций. Изготавливают сварные конструкции и из ряда прочных алюминиевых сплавов различных систем легирования.
Состав и структура металла шва определяются и в этом случае составом присадочного (электродного) металла. В большинстве случаев сварки плавлением алюминия и его сплавов присадочный металл подбирают по составу подобным свариваемому: при сварке алюминия — нелегированный алюминий; при сварке алюминиево-магниевых сплавов — алюминиево-магниевый сплав. Большое распространение имеет алюминиево-кремниевый присадочный металл, используемый как для. заварки разнообразного литья из алюминиевых сплавов и в некоторых других случаях. Иногда для измельчения структуры металла шва в присадку вводят титан или цирконий, соответственно в количествах около 0,2 и 0,5%.
Структура металла швов определяется их составом. Так, при составе металла шва, не имеющего дополнительного легирования или легированного марганцем в количестве до —1,5% или модификаторами (Ti и Zr), его структура металлографически выявляется как твердый раствор, без выделения каких-либо других фаз. Размер зерен при этом сильно зависит от наличия или отсутствия достаточного количества модификаторов, причем наличие модификаторов может очень сильно измельчать зерно.
При применении алюминиево-кремниевой присадки (—5% Si) металл шва состоит из зерен твердого раствора со значительным количеством эвтектики А1 — Si. Структура металла шва в этом слу-'чае не очень крупнозернистая. Легированные алюминиево-магниевые швы имеют структуру твердого раствора с небольшими разбросанными включениями второй фазы на базе химического соединения алюминия с магнием.
Основной характеристикой околошовной зоны технического алюминия и ряда алюминиевых сплавов является укрупнение зерна. Степень этого укрупнения по мере удаления от границы сплавления уменьшается и структура постепенно переходит к исходной.
337
chipmaker.ru
Степень изменения свойств в околошовной зоне зависит от исходного состояния металла перед сваркой. Так, ряд сплавов алюминия, в частности с марганцем, поставляются в нагартованном и полу-нагартованном состояниях. В результате воздействия сварочного тепла нагартовка частично или полностью снимается и свойства этой зоны приближаются к свойствам отожженного металла (снижаются твердость и предел прочности, повышается пластичность).
У алюмипиево-магниевых сплавов в зоне основного металла вблизи границы сплавления несколько снижается прочность. Это снижение относительно невелико при аргонодуговой сварке, обеспечивающей концентрированный ввод тепла в изделие и большие скорости охлаждения, и значительно больше при газовой сварке.
Термически обрабатываемые сплавы алюминия являются наиболее неблагоприятными с точки зрения получения достаточно высокого коэффициента прочности сварного соединения по сравнению с улучшенным термической обработкой основным металлом. Улучшение свойств таких сплавов достигается закалкой с температур не ниже 350—450° С и последующим старением при умеренных (около 100— 150° С) или комнатных температурах.
В околошовной зоне сварного соединения в результате воздействия термического цикла сварки при охлаждении с высоких температур происходит опять закалка основного металла (например, в самозакаливающихся, стареющих сплавах системы А1 — Zn — Mg), а металл, нагревавшийся до более низких температур, такой закалки не получает. При этом в таком участке металла (для сплавов системы А1 — Zn — Mg в диапазоне
температур 350—250° С) происходит частичное укрупнение фаз, выделившихся при старении. Это вызывает снижение свойств прочности и твердости в обоих участках зоны термического влияния. Для сплавов, стареющих с течением времени при комнатных температурах, прочностные характеристики в этих зонах улучшаются, приближаясь в участке закалки к исходным, а в участке отпуск?! (отжига) не достигают этой величины.
Общий характер изменения твердости металла системы А1 — Zn — Mg в зоне термического влияния сварного соединения после аргоно-дуговой сварки и естественного старания показан на рис. VII. 16 (/—сразу после сварки; 2 — через 10 дней; 3 — через 30 дней; 4 — через 90 дней после сварки).
Титан представляет интерес как конструкционный материал, позволяющий получать высокую прочность конструкций при относительно небольшой их массе, а также в ряде случаев как весьма коррозионностойкий металл.
Рис. VI 1.16
338
Рис. VII.17
является в
Nb и др.) с их высо-•Различные
Титановые сплавы, имеющие превращение при нагреве и охлаждении, связанные с перестройкой, кристаллической решетки TiaZiTip, по характеру изменения металла в зоне термического влияния могут сравниваться со сталями. [З-Зерно титана при значительном перегреве его над температурой превращения Tia -> Tip сильно растет. Поэтому даже в a-сплавах титана после охлаждения зерно в околошовной зоне укрупняется, причем степень укрупнения снижается по мере уменьшения погонной энергии при сварке. Ряд a-сплавов титана' относительно мало меняет свойства в результате воздействия термического цикла сварки. ^-Сплавы титана, а также a-f- [3-сплавы, характеризующиеся наличием при комнатных температурах [3-фазы, более чувствительны к термическому циклу сварки. Так, обычно около-шовная зона в таких сплавах после полного охлаждения получает высокие твердость и хрупкость. Для а-(-[3-спла-
вов последующая после сварки термическая обработка большинстве случаев обязательной.
Новые тугоплавкие металлы (W, Та, Мо, представляют для техники значительный интерес в связи кой прочностью при высоких температурах (> 1000°С).
сплавы этих металлов в настоящее время еще разрабатываются. Сваривать приходится в основном почти чистые металлы, загрязненные различными (технологическими) примесями.
В большинстве случаев эти металлы химически активны и при сварке вступают в реакцию с кислородом (кислородосодержащими соединениями), азотом, водородом и другими элементами. Наилучшие свойства сварных соединений таких металлов обеспечиваются при сварке электронным лучом в вакууме. В этом случае металл шва получается наиболее чистым, почти не поглощает дополнительных примесей и околошовная зона.
Для зоны термического влияния таких сварных соединений характерен рост зерна в связи с собирательной рекристаллизацией. На рис. VII. 17 показана характеристика изменения размера зерна (7) и микротвердости (2) тантала, подвергнутого термическим циклам, характерным для околошовной зоны при св’арке. В связи с таким воздействием сварки сварные соединения чистых металлов значительно снижают прочность (иногда в два раза) в сопоставлении с обычно наклепанным основным металлом.
Более подробное изучение изменения структуры и свойств металла в околошовных зонах и в металле шва должно производиться применительно к конкретным сплавам.
339
chipmaker.ru
§ 54.	ОСОБЕННОСТИ СТРУКТУРЫ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ВЫПОЛНЕННЫХ МНОГОСЛОЙНЫМИ ШВАМИ
При сварке металла большой толщины ^обычно швы выполняют многослойными. В этом случае выполнение каждого последующего валика (слоя) приводит к дополнительному тепловому воздействию
термического цикла сварки как на металл ранее выполненных слоев
t
Рис. VII.18
шва, так и на металл околошовной зоны. В результате такого воздействия и металл предыдущих валиков, и металл околошовных зон могут изменить свою структуру (главным образом в сторону, получения более равновесных структур), а следовательно, и свойства. Степень этого влияния определяется соответствующим термическим воздействием (максимальная температура нагрева, скорость охлаждения и пр.) при выполнении последующих валиков и зависит от расстояния определенного объема металла от границы сплавления выполняемого валика, способа сварки и погонной энергии.
Схематически в простейшем случае выполнения стыкового шва в два про-
хода характер дополнительного термического воздействия сварки второго слоя (//) на металл шва первого слоя (/) и зону термическо-
го влияния основного металла от первого слоя показан на рис. VII. 18.
Выберем в металле шва первого слоя некоторую точку /ив зоне термического влияния первого слоя точку Г, термическое воздействие на которые при сварке одинаково и характеризуется изменением температуры во времени зависимостью 1 на рис. VII. 18, 6. Пусть свариваемый металл и шов представляют собой стали с критической температурой ACs ниже максимальной температуры вторичного нагрева по циклу 1. Тогда при выполнении второго слоя шва металлы первого шва и околошовной зоны в рассматриваемом объеме будут переходить в состояние аустенита, который при последующем охлаждении распадается. Как указывалось в § 49, конечная
-структура металла при таком термическом цикле определяется его химическим составом.
Если свариваемая сталь закаливается при рассмотренном режиме сварки, то весь участок зоны термического влияния первого слоя шва, который и при сварке второго слоя нагревается выше АС,, вновь после охлаждения будет закален. Для металла шва, который обычно содержит меньше углерода, чем основной металл, режим дополнительного термического воздействия по кривой 1 (рис. VII. 18, б) может не приводить к закалке, а являться термической обработкой типа нормализации. В этом случае структура металла шва во всей
•340
зоне, нагревавшейся выше получается улучшенной, мелкозернистой.
Соответствующие объемы первого шва и околошовной зоны первого слоя, отмеченные точками 2 и 2' на рис. VII. 18, а, нагревались при сварке второго слоя ниже температуры А, (кривая 2 на рис. VII. 18, б). Такое термическое воздействие для закаленной зоны термического влияния отвечает отпуску. Степень отпуска снижается
по мере удаления от границы сплавления второго слоя шва. Зоны металла шва первого слоя, нагревавшиеся по режиму, изображенному кривой 2, в том случае, если шов не был закален, практически своей структуры не меняют, хотя литой металл может несколько повысить при этом свою пластичность. Нагрев до температур много ниже критической никакого влияния на структуру и свойства такого металла шва не оказывает.
По подобной схеме осуществляется дополнительное воздействие и при выполнении многослойных швов, когда заполнение разделки металлом производится во много слоев (валиков).
Общая схема заполнения стыкового шва с V-образной разделкой по сварке показана на рис. VII. 19, а. Рассмотрим две области в зоне термического влияния, отмеченные точками 1 и 2.
Наиболее сложным является термическое воздействие на объемы металла, соответствующие точке 1. Если свариваемый металл представляет собой закаливающуюся сталь, то при сварке корневого валика / эта часть металла попадает в зону, нагревающуюся выше АСа (очерчена штриховой линией /'), и в результате последующего охлаждения закалится. При наложении валика II металл этого участка зоны термического влияния вторично нагревается выше ACl (зона такого нагрева очерчена штриховой линией IF) и вторично закалится.
341.
chipmaker.ru
В результате нагрева этой зоны при сварке валика III макси-.мальная температура нагрева будет ниже Ас, (точка / находится за пределами штриховой линии ИГ, характеризующей достижение критической температуры превращения Fea->Fev), но все же достаточно высокой (см. участок кривой III на рис. VII.19, б). При этом закаленный металл нагревается до температуры высокого отпуска и его структура после охлаждения может в основном характеризоваться сорбитом отпуска. Последующие воздействия тепла на эту зону при сварке валиков IV, V (и других) нагревают металл в точке 1 до еще более низких температур. Их воздействие на структуру и свойства рассмотренного участка зоны термического влияния практически ничтожно. Общая схема термического цикла точки 1 при выполнении сварки многослойного шва показана на рис. VII. 19, б.
Более простым является термическое воздействие сварки на зоны металла, отмеченные точкой 2. Этот объем металла нагревается выше 4Cs только при сварке валика V. Если этот валик выполняется последним, то в такой зоне сварного соединения металл так и остается закаленным. При наложении еще одного валикд, например VI, даже если он не нужен по запроектированному сечению шва, то можно его так расположить по отношению к границе сплавления валика V с основным металлом, что в зоне 2 будут при этом достигаться температуры отпуска, т. е. термический цикл воздействия на эту зону будет соответствовать показанному па рис. VII.19, в. Такой технологический прием улучшения структуры околошовной зоны носит название сварки с отжигающим валиком.
При сварке многослойных швов происходит также и обработка металла ранее выполненных валиков, аналогично рассмотренному в примере с двухслойным швом. Для того чтобы степень улучшения структуры металла шва была бы достаточно полной, необходимо, чтобы при сварке последующего валика предыдущий прогревался почти целиком (на все сечение) до температур выше АСг. Это возможно только при определенном согласовании сечения предыдущего валика и режима сварки последующего. Так, если предыдущий валик имеет очень большое сечение (главным образом высоту) и при сварке последующего валика его частичное расплавление и прогрев до температуры АСз захватит только относительно небольшую часть сечения, то и улучшение структуры произойдет только в некоторой части по его высоте. Более отдаленные зоны (расположенные в нижней части предыдущего валика) прогреваются до невысоких температур и их улучшение не наступит или будет незначительным. При дуговой сварке плавящимся электродом и количество наплавляемого сечения валика* и температурное поле в свариваемом изделии определяются режимом сварки и возможно нахождение такого согласования режимов сварки предыдущих и последующих валиков, при которых улучшение структуры наиболее заметно.
При рассмотрении предыдущих примеров считалось, что к наложению последующего слоя металлы свариваемого изделия и предыдущего валика уже успевали остыть до исходной, например комнатной, температуры, что и указывалось на схематическом изображении
.342
термических циклов достижением начальной температуры после каждого нагрева. Такой характер изменения температуры наблюдается при сварке длинных швов, когда выполнение последующего слоя шва происходит со значительным сдвигом во времени по сравнению с предыдущим.
В ряде случаев при сварке коротких швов или при технологической разбивке длинных швов на наиболее короткие участки воз-
Рис. VII.20
можно выполнение последующего валика, пока еще изделие и предыдущий валик не остыли. Тогда последующий шов (валик, слой) выполняется как бы по* предварительно подогретому металлу. При сварке по нагретому металлу при том же режиме, как и по ненагретому, глубина проплавления и ширина зон, нагреваемых выше любой заданной температуры (например, АСа), увеличиваются.
Схематически термические циклы при многослойной сварке короткими участками для характерных случаев, отвечающих рассмотренному ранее рис. VII.19, приведены на рис. VII.20 (а — вблизи корня шва; б — вблизи поверхности шва). Нагрев от тепловой волны последующего валика может быть получен на различном участке ветви охлаждения. Это зависит, кроме погонной энергии при сварке предыдущего слоя и условий теплоотвода, также и от длины участка шва, после выполнения которого начинается нагрев от выполнения последующего слоя.
Для ручной дуговой сварки, если осуществлять нагрев следующей тепловой волной, когда металл предыдущего слоя не охладился ниже какой-то выбранной температуры Тв, длина участка шва /, обеспечивающего выполнение этого условия, определяется формулой
/=0,7|KlK2q2/\(Л - Т’о)2]}.	(VII. 10)
где То — начальная температура изделия, ° С; Тв — допустимая температура охлаждения после сварки предыдущего слоя; выбирается обычно несколько выше температуры, опасной для образования трещин (см. § 55); К3 — поправочный коэффициент; для стыкового соединения К3=1,5; для таврового соединения К3=0,9; для кресто
343-.
chipmaker.ru
вого соединения /<3=0,8; /<2 — коэффициент горения дуги (обычно 0,5-0,8).
Выполнение шва короткими участками удобней всего осуществлять ручной или полуавтоматической сваркой. При этом есть несколько методов заполнения разделки многослойными швами, выполняемыми короткими участками. Практически применяется сварка блоками, горкой и каскадом.
Сварка блочным способом заключается в разделении всего шва на участки, которые завариваются параллельно несколькими сварщиками, обычно по одному на каждом участке.
На рис. VII.21 показаны схемы сварки горкой (а) и каскадом (б) (1,2, 3,4, 5 — порядковые номера слоев при заполнении разделки).
При этих методах заполнение разделки может быть осуществлено одним сварщиком. При сварке каскадом должно быть учтено различное время достижения завариваемого участка при выполнений второго и третьего слоев в каждом отдельном каскаде. Величина отрезков, завариваемых при выполнении сварки каскадом, может быть выбрана расчетом, подобно формуле (VII. 10), или же практическим подбором.
При сварке различных цветных металлов и сплавов также возможен выбор наиболее рациональной технологии сварки многослойных швов, обеспечивающей получение оптимального воздействия сварочного тепла на металл предыдущих валиков и металл околошовной зоны.
§ 55.	ХОЛОДНЫЕ ТРЕЩИНЫ В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ
В сварных соединениях как в металле сварных швов, так и в околошовных зонах ряда металлов образуются так называемые холодные трещины. Свое наименование они получили в связи с тем, что начало их появления фиксируется либо при относительно умеренных температурах (значительно более низких, чем температуры горячей обработки), либо при комнатной и более низкой температурах.
Наиболее типичными холодными трещинами в сварных соединениях являются поперечные трещины в металле швов, поперечные трещины вблизи границы сплавления в околошовной зоне, а также трещины, параллельные границе сплавления, так называемые отколы.
Обычно холодные трещины образуются в металле с недостаточно высокой деформационной способностью, особенно границ зерен, вызываемой закалкой и пластической деформацией при неравномерном охлаждении и фазовых превращениях. Холодные трещины образуются либо в процессе завершения охлаждения сварного соединения,
344
либо через некоторое время после полного охлаждения (замедленное разрушение).
Образование холодных трещин в процессе продолжающегося охлаждения определяется накоплением пластических деформаций в связи с изменением размеров и формы неравномерно охлаждающегося свариваемого изделия.
Замедленные разрушения связаны с длительным действием поля собственных (сварочных) или создаваемых внешними силами напряжений такой величины, при которой продолжается процесс деформирования, хотя бы с весьма малыми скоростями. В случае наличия закаленного металла сопротивление деформации зерен (например, при мартенситной структуре) весьма значительно. Деформация в этом случае происходит только за счёт менее упорядоченных границ зерен (зон металла, прилегаюших к границам), главным образом за счет их сдвига. Сдвиги по границам, расположенным параллельно или под углом к направлению действия сил растяжения, приводят к концентрации напряжений (и стоку несовершенств кристаллического строения, дислокаций) к границам зерен, расположенным перпендикулярно к растягивающим силам. Эта концентрация напряжений и ослабление таких границ скоплением несовершенств строения приводят к зарождению разрушения, наиболее вероятного в стыке границ этих зерен. Под действием напряжений эти микроразрушения развиваются в трещины, распространяющиеся уже в основном по телу зерен, хотя для некоторых сплавов, когда, например, этот процесс сопровождается и другими (старение и пр.), трещина и далее, после зарождения, распространяется в основном по границам зерен.:
Наиболее Характерными температурами возникновения холодных трещин при сварке закаливающихся сталей являются температуры, при которых уже произошел распад основной части аустенита, но может продолжаться распад остаточного аустенита. Обычно такими температурами являются 120° С и более низкие. Часто трещины образуются уже при комнатных температурах спустя некоторое время после окончания сварки (десятки минут, часы, а иногда и через более длительные промежутки времени).
В титановых сплавах в связи с особенностями их кристаллического строения трещины могут образовываться и через более длительное время (недели, месяцы).
В закаливающихся сталях образование ряда холодных трещин связано как с получением структур с низкими пластическими свойствами металла, так и с влиянием водорода, растворяющегося при сварке в жидком металле и затем поступающего и в околошовную зону.
Возможность закалки при сварке различных сталей как в металле шва, так и в зоне термического влияния рассмотрена в § 51. Однако с точки зрения возможности возникновения трещин в сварных соединениях необходимо дополнительно рассмотреть некоторые вопросы, связанные с распадом аустенита в условиях сварочного термического цикла.
Если в специальной установке (например, ИМЕТ-1) нагревать
345
chipmaker.ru
и охлаждать образец по термическому циклу сварки (с быстрым нагревом и быстрым, но все же более замедленным охлаждением) и при некоторых заданных температурах как на ветви нагрева, так и на ветви охлаждения мгновенным приложением нагрузки его разрушать, то окажется, что свойства стали при одной и той же температуре при нагреве и охлаждении значительно отличаются. Характерное для некоторых сталей изменение пластических свойств на ветвях нагрева и охлаждения при изменении температуры по типовому
сварочному термическому циклу показано на рис. VII.22, а, б (/ — веркальное изображение свойств па ветви нагрева).
Из сопоставления пластичности при одинаковых температурах следует, что металл на ветви охлаждения, особенно в области температур распада аустенита (ниже 650—600° С), менее пластичен, чем на ветви нагрева. Такое снижение пластичности наблюдается как у незакаливающихся, так и у закаливающихся сталей.
У незакаливающихся сталей после достижения минимальной пластичности на ветви охлаждения с дальнейшим понижением температуры после завершения распада аустенита с получением достаточно пластичных структур наступает повышение относительного сужения (кривая 4). Это повышение пластичности наступает при тем более высоких температурах, чем при более высоких температурах заканчивается распад аустенита при охлаждении. Если процесс распада аустенита начинается при более низких температурах и продолжается до достижения комнатных температур, пластичность такой стали остается в широком температурном интервале достаточно низкой (кривая 2). В случае, когда к умеренным температурам заканчивается распад и остаточного аустенита, то при температурах, близких к комнатным, пластичность такой стали имеет тенденцию к возрастанию (кривая 3).
Как отмечалось ранее (см. § 45, рис. VI.25), по мере понижения температуры в достаточно жестких сварных соединениях возрастают внутренние напряжения и происходит накопление пластических
346
деформаций. Это создает возможность образования холодных трещин, если металл не обладает достаточным запасом пластичности. Вероятность появления холодных трещин увеличивается в случае расширения температурного интервала, в котором пластические свойства стали достаточно низки и когда минимум пластичности смещается к комнатным температурам.
Водород, находящийся в стали, дополнительно снижает работу ее разрушения, охрупчивает металл и тем самым в еще большей степени благоприятствует образованию трещйн.
Рассмотрим в этом отношении поведение водорода и его влияние на свойства стали при комнатной температуре. Водород, растворенный в металле либо в виде атомарного (Н), либо в виде протона (Н+), имея весьма малую величину частицы, легко диффундирует в железе не только при высоких температурах, но и при комнатных. В связи с высокой концентрацией в металле шва, иногда значительно превышающей равновесную растворимость, водород диффузионно распространяется в области с его меньшей концентрацией. Такими областями являются наружная поверхность шва (с которой происходит удаление водорода в воздух), околошовная зона и далее основной металл, а также различные несплошности в металле (поры, пустоты и локальные несовершенства кристаллического строения металла). В результате такого перемещения водорода его общее количество в зоне термического влияния в определенных условиях может увеличиваться или уменьшаться в зависимости от соотношения количества водорода, поступающего в нее в заданный отрезок времени из шва и удаляющегося из этой зоны в более глубокие слои основного металла. Одновременно часть водорода, поступающая в несплошности, ассоциируется в молекулы и перестает быть диффузионно-подвижной. Постепенно в таких несплошностях давление молекулярного водорода растет в связи с дальнейшим поступлением атомар- ч ного водорода и образованием новых молекул.
Характер изменения количества водорода, выделяющегося из наплавленного низкоуглеродистого металла при комнатной температуре во времени, показан на рис. VII.23 кривой 1 (под этой кривой количество выдели-
вшегося водорода). Из слитка наплавленного металла («карандаша») диаметром ~10 мм за сутки выделяется около 60—70% всего диффузионно-подвижного водорода, удаляемого из металла при комнатных температурах. В большинстве случаев процесс такого удаления водорода прекращается за 3—5 суток (заштриховано косыми линиями).
Одновременно часть водорода из общего его количества, поглощенного металлом ([Н]общ — прямая 3), в результате перемещений в металле собирается и моляризуется в различных несплошностях
1 сутки S суток
Рис. VII.23
347
chipmaker.ru
металла. Это нарастание молекулярного водорода во времени показано увеличением координаты водорода между прямой 3 и кривой 2 (заштриховано вертикальными линиями).
При нормальных режимах ручной дуговой сварки и достаточно плотном металле, наплавленном электродами с фтористокальциевым покрытием, свободно удаляющийся диффузионно-подвижный водород
[Н]ДИф составляет обычно 80—85% от [Н]общ. Соответственно остаточный водород [Н]ост, который может- быть удален только плавлением или нагревом в вакууме (условно показан прямой 4) составляет обычно 15—20% от [Н]общ. В пористом металле количество такого остаточного водорода может быть значительно большим.
Рис. VII.25
Свойства металла по мере удаления водорода из наплавки, сопровождающегося некоторым увеличением его количества во внутренних несплошностях, улучшаются. Испытания статическим изгибом образцов с острым надрезом, изготовленных (без их разогрева) из наплавки, выполненной низкоутлеродистыми электродами с фтористо-' кальциевым покрытием, показывают свойства, характеризуемые диаграммами рис. VII.24. По мере вылеживания образцов (испытание через 1,5—2 ч; —7 ч и 72 ч после сварки) разрушения из хрупких становятся пластичными.
Изменение начальной работы разрушения А„ до первого срыва нагрузки при испытании, характеризующей сопротивляемость металла зарождению трещин, и конечной работы Ак, определяющей сопротивляемость распространению (развитию) трещины, для наплавленного низкоуглеродистого металла в зависимости от содержания в нем водорода, по данным Р. А. Козлова, показано на рис. VII.25.
Приведенные зависимости показывают, что наличие диффузионно-подвижного водорода ([Н]выд) в стали значительно снижает ее сопротивляе-
мость возникновению и развитию трещин. Это верно и для околошовной зоны.
Водород из шва не только выделяется в атмосферу через наружную поверхность, но и распространяется в окружающий металл. Это его перемещение осуществляется и при комнатной температуре. Коэффициент диффузии водорода в сталях зависит и от состава, и от структуры металла. Так, в литом наплавленном металле (С«0,1,%;
348
Mn«0,9%; Si»0,3%) при комнатной температуре коэффициент диффузии равен —1 • 10~® см2/с. В металле околошовной зоны низко-углеродистой стали (С~0,15%) его значение несколько меньше (~0,7-10-ь см2/с). В наплавленном низкоуглеродистом низколегиро-
Рис. VI 1.26
ванном металле (С»0,1 %; ^Сг, Мп, Ni, Si«3%) значения коэффициента диффузии имеют порядок 1-10~7 см2/с. Еще более низки значения коэффициента диффузии водорода в шве (или околошовной зоне), имеющем закаленную структуру, особенно мартенситную.
Рис. VII.27
Общий характер изменения концентрации водорода в вертикальном сечении шва, околошовной зоны и основного металла (когда химический состав шва и основного металла примерно одинаковы)
349
chipmaker.ru
во времени представлен последовательными кривыми на рис. VII.26. Выбирая соответствующие концентрации водорода в зоне термического влияния вблизи границы сплавления в последовательные моменты времени, можно получить характер изменения этой концентрации по мере вылеживания сварного образца при комнатной температуре после окончания сварки. Такая зависимость приведена в виде кривой 1 на рис. VII.27.
Аналогичными зависимостями на рис. VI 1.27 показана кинетика изменения концентрации водорода в зоне термического воздействия вблизи границы сплавления для ряда других типовых комбинаций свариваемой стали и металла сварного шва. Так, кривая 2 показывает изменение концентрации водорода во времени для металла из низкоуглеродистой стали и шва из высоколегированной хромоникелевой стали аустенитного класса. В связи с высокой растворимостью водорода в таком металле шва водород из шва в околошовную зону при комнатной температуре практически не переходит. Водород, поступивший в зону при высоких температурах (в основном, когда она имела структуру Fev), постепенно диффундирует в основной металл и его концентрация в околошовной участке монотонно снижается.
В сварных соединениях закаливающихся сталей, выполненных аустенитными швами (кривая 5), закаленная зона основного металла затормаживает проникание водорода через нее в основной  металл (так как коэффициент диффузии водорода в стали мартенситной структуры много меньше, чем в ферритно-перлитной). В связи с этим, хотя шов и не отдает водорода в зону термического воздействия, снижение концентрации водорода в этой зоне происходит медленнее, чем в незакаленной стали (кривая 2). Наконец, если шов представляет собой металл с ферритно-перлитной структурой, а зона закалена, то в ней сперва происходит увеличение концентрации водорода и только через некоторое время (2—3 ч) начнется снижение его концентрации (кривая 4).
Еще более сложным является распределение водорода в сварных соединениях, выполненных многослойными швами. В связи с тем что капли наплавленного металла имеют наибольшую концентрацию водорода, а доля наплавленного металла в последующих за первым слоях шва растет (см. рис. VI.24), то в них согласно формуле (V.60) растет И концентрация водорода. В процессе распределения водорода в сварных соединениях это приводит к длительному поступлению его из последующих слоев в предыдущие, в частности в первый (корневой) валик и околошовную зону первого валика.
Достаточно длительное пребывание водорода с повышенной концентрацией в околошовной зоне, снижающее ее сопротивляемость разрушению (см. рис. VII.25) при действии внутренних (или внешних) напряжений растяжения, может привести к зарождению и развитию холодных трещин в таком металле как уже в процессе охлаждения после сварки, так и по схеме задержанных разрушений.
Длительность пребывания диффузионно-подвижного водорода в сварных соединениях зависит как от составов металла шва и свари-350
ваемой стали (изменяется величина коэффициента диффузии), так
и от толщины свариваемого металла (с увеличением толщины необходим больший путь диффундирующей частицы). Так, если для образца сечением 1,Ох 1,0 см2-удаление водорода и восстановление
свойств низкоуглеродистой стали (наплавленного металла) наблюдается примерно после 1—2 суток (см. рис. VII.24), то для низколегированной стали в сварных плитах толщиной —5 см восстановление свойств происходит только после вылеживания при комнатной температуре в течение 2—6 месяцев. Термообработка значительно ускоряет удаление водорода из сварных соединений.
В полном соответствии с рассмотренным выше в околошовной
зоне сварных соединений могут появляться трещины, вызываемые закалкой и действием водорода, поглощаемого металлом шва в про-
цессе сварки.
Критические значения концентрации водорода в наплавленном металле при сварке сталей, различно закаливающихся в условиях
сварки без подогрева (выраженные в виде эквивалентного содержания углерода Сэ), рассчитанного по формуле (VI 1.9), изображены на рис. VI 1.28. Чем больше склонность стали к закалке в условиях сварки (т. е. чем больше Сэ), тем при меньшем содержании водорода в наплавленном металле (и соответственно в металле шва) и около-шовпой зоне сварных соединений обнаруживаются холодные трещины, расположенные перпендикулярно к границе сплавления (так называемый «частокол»).
Однако при сварке сталей и с низким содержанием углерода (и при относительно малом Сэ) в ряде случаев обнаруживаются па-
раллельные границе сплавления ис’ ' '29	«подваликовые» трещины, даже при
меньших концентрациях водорода, чем критические (см. рис. VII.28), для трещин, перпендикулярных к границе сплавления. Особенно легко такие подваликовые трещины образуются при наличии в ме-
талле тенденции к расслоению, в частности в прокатанном металле со строчечной структурой. Работами А. Фланигана, а также прове-
.351
chipmaker.ru	--- ---- -----
денными в ЛПИ, показано, что появление таких трещин определяется энергией активации диффузии углерода в стали. При достаточном количестве водорода в металле швов и строчечной структуре стали в околошовной зоне даже небольших образцов металла (16х X 25x50 мм) под наплавленным валиком мелкие надрывы (длиной >0,02 мм) обнаруживаются уже через доли минуты после окончания сварочной операции и охлаждения образца в ледяной «воде (рис. VII .29). Увеличение времени выдержки при 0° С, с нескольких секунд до 6 суток до переноса образца в печь (750° С) и выдержки в ней в течение 1 ч (для снятия напряжений и прекращения роста трещин) приводит к росту количества п трещин (а) и их суммарной длины 2У (б). Увеличение содержания водорода в наплавленном металле (электроды в состоянии после поставки и хранения (/) в сравнении со свежепрокаленными при 350° С (2)) приводит к увеличению подваликовых трещин при всех исходных выдержках образцов при температуре 0°С до отжига в печи.
Повышением температуры изотермической выдержки до отжига (проверялись 20 и 100° С) уменьшают количество и суммарную протяженность микротрещин, но их полностью, на исследованной стали типа 10ХСНД, не исключают. Еще более усиливается такое трещинообразование значительным увеличением водорода в металле швов (валиков), выполненных увлажненными электродами с фтори-сто-кальциевым покрытием (УОНИ 13/45) или электродами, содержащими в покрытии органические материалы (марки АНО-4).
Методами борьбы с образованием холодных трещин при сварке закаливающихся сталей являются:
уменьшение степени закалки металла при сварке;
снижение содержания водорода в металле шва и околошовной зоне;
снижение • содержания водорода в околошовной зоне при металле шва, не склонном к образованию трещин.
Основным методом уменьшения возможности закаливаемости металла в сварном соединении, главным образом в околошовной зоне, является снижение скорости охлаждения после сварки, достигаемое практически либо увеличением погонной энергии при сварке, либо предварительным подогревом изделия.
Изменение, в частности увеличение погонной энергии при сварке, допустимо при конкретных способе и условиях сварки только в ограниченных пределах. Поэтому основным способом, радикально влияющим на изменение (уменьшение) скорости охлаждения металла при сварке, является предварительный подогрев свариваемого изделия. В этом случае согласно формулам (VII. 2) 4-(VI 1.4) скорость охлаждения при любой схеме воздействия сварочного источника тепла (точечный, линейный) снижается в связи с уменьшением разнести (Т — То).
Степень Необходимого предварительного подогрева зависит от состава свариваемой стали, в частности от степени ее закаливания, т. е. от эквивалентного углерода С,. Расчет эквивалентного углерода согласно формуле (VII.9), или по аналогичным ей формулам, позво
352
ляет использовать значения Сэ для установления необходимой температуры подогрева. В этом отношении более целесообразной является схема расчета, предложенная Д. Сеферианом.
Д. Сефериан обосновал предлагаемую схему расчета необходимости подогрева и его температуры снижением точки мартенситного превращения углеродистых (и низколегированных) сталей при повышении содержания углерода и влиянием па это снижение легирующих добавок. Он предложил формулу для расчета эквивалентного углерода, связав ее не только с химическим составом свариваемой стали, но и с толщиной металла, а также расчетную формулу температуры требуемого предварительного подогрева. Такая схема расчета сводится к следующей цепи определений, в которых численные значения базируются на обобщениях экспериментальных результатов по ряду различных марок сталей:
7^=550-360 С,,	' (VII. 11)
где Ты — температура мартенситного превращения, РС;
Сэ — эквивалентный углерод в стали, %;
Сэ=С%4-(1/9)(Мп%4-Сг%)+(1/18)№%+(1/13)Мо%.	(VII.12)
Влияние толщины свариваемого металла (6, мм) учитывается поправкой
. Сэ=0,0056Сэ.	(VII. 13)
Тогда полный эквивалент углерода
Сэ=Сэ4-С;=Сэ (1+0,0056),	(VII.14)
а температура предварительного подогрева свариваемых деталей перед сваркой определяется формулой
7^=350 Vc; - 0,25.	(VII.15)
Для примера приведем расчет необходимости подогрева и его температуры при сварке стали толщиной 40 мм состава С=0,14%; Мп=0,8%; Si=0,3%; Cr=0,8%; Ni = l,O96; Мо=0,2%:
Сэ=0,14 + 1/9-(0,8+0,8)+1/18.1,0+1/13-0,2=0,39;
С;=0,39 (1 +0,005-40)=0,47.
Подогрев необходим, так как Сэ > 0,25. Температура подогрева
ТПОД=350 j/0,47 — 0,25= 168° С « 170°С.
Японские исследователи сделали попытку учесть в склонности к образованию трещин не только толщину свариваемого металла, но и содержание в нем водорода. Склонность к образованию , холодных трещин Рс они предлагают оценивать по формуле
р  р0, Si% . Mn% . Cr% , Ni% . Cu% Мо% , е~ ° ‘ 30	20	20	60 + 20 + 15 +
+^+5В%+*-+Д
20	600	60
353
chipmaker.ru
где б— толщина свариваемой стали, мм; Н — концентрация в шве водорода, см3/100 г.
Тогда температура подогрева рассчитывается по формуле 7’под= = 1440Рс— 392° С (для температуры воздуха 13—25° С).
Следует отметить, что в отечественной практике стараются максимально’ избегать предварительного подогрева. Ограничение предварительного подогрева в практике наших предприятий осуществляется применением либо аустенитных, либо низководородистых электродов, не содержащих в покрытии органических веществ и подвергнутых перед сваркой высокотемпературной прокалке.
Высокопрочные стали небольшой толщины с пределом прочности более 120—150 кгс/мм2 (1180—1470 МН/м2) предпочитаю! также сваривать без предварительного подогрева, создавая специальными приспособлениями сжимающие напряжения в районе сварных швов при высоких температурах, что исключает дополнительные растягивающие напряжения при снижении температуры. Кроме того, после сварки применяется термическая обработка сварных изделий.
Холодные трещины характерны не только для сварных соединений закаливающихся сталей. Они встречаются и в сварных соединениях других металлов и сплавов. Так, например, холоднг > трещины часто сопровождают сварку чугуна. Такие трещины образуются вследствие малой пластичности чугуна в связи с деформациями, возникающими в процессе выполнения сварочной операции не только в области выполняемого шва, но и в металле свариваемой детали. В частности, они возникают и в районе сварных швов, а особенно часто в зонах отбеленного и закаленного чугуна.
При сварке титановых а-сплавов сверхравновесный водород не удаляется из металла, а при температурах ниже 300° С образует гидриды, имеющие меньшую плотность, чем титан. Это приводит к появлению структурных напряжений. Одновременно усиливается и склонность такого металла к образованию холодных трещин. Такие трещины обычно возникают через длительное время (иногда месяцы) после окончания сварки. Склонность титановых сплавов к образованию холодных трещин во времени усиливается в случае наличия в нем кислорода >0,15% и азота >0,05%, а также вследствие концентрации напряжений, образующихся при различных геометрических концентраторах в сварных соединениях.
Большой интерес для промышленности представляют высокопрочные легкие алюминиевые сплавы. Наибольшую прочность такие сплавы получают после двойной термической обработки.
В свариваемом шве и околошовной зоне сварного соединения в результате сварочного теплового цикла металл подвергается дополнительной закалке. Последующее старение при комнатной температуре охрупчивает металл и часто сопровождается образованием в таких зонах трещин. Эти трещины, подобно трещинам в титановых сплавах, образуются не сразу после сварки, а через некоторое, иногда достаточно длительное время, т. е. появляются_в сварных соединениях по схеме замедленного разрушения.
В некоторых случаях, в частности, при сварке легированных
354
сталей, когда закаленная зона термического влияния имеет большее значение предела текучести, чем металл шва, а шов обладает невысокими пластическими свойствами, концентрация деформаций в узком участке шва вызывает появление так называемых деформационных трещин. Так, например, при многослойной ручной сварке достаточно толстого металла с V-образной разделкой в результате накапливающихся деформаций по мере заполнения разделки после-
довательными слоями шва в корне могут образовываться холодные трещины. Часто такие трещины начинаются от местного концентратора, обычно у гра-
ницы сплавления основного металла с	/	Xd/lEv	1
нижней частью	корневого валика	/ xw-J'
(рис. VII.30). Иногда подобные трещины 1 ----------
называют «усами». Для борьбы с ними
необходимо получать более пластичный	рис уц 30
металл корневого валика шва, увеличивать	'
ширину разделки в корне шва для включения в деформацию более широкой зоны металла и применять различные меры для уменьшения угловых деформаций при выполнении сварки.
Холодные трещины являются весьма распространенным пороком и в процессе производства сварных конструкций из низколегированных сталей и некоторых сплавов, что требует тщательного контроля за металлом, применяемым для изготовления изделий, сварочными материалами и технологией выполнения сварочных работ.
§ 56.	ВЛИЯНИЕ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ НА ИХ СТРУКТУРУ И СВОЙСТВА
В ряде случаев для улучшения структуры и свойств сварных соединений применяют дополнительную термическую обработку.
Для изделий из низко углеродистых нелегированных сталей такая термическая обработка применяется только для конструкций (или сборочных единиц), выполненных электрошлаковой сваркой, и в некоторых случаях — газовой сваркой.
Как указывалось в § 49, электрошлаковая сварка сопровождается таким термическим циклом, при котором значительно укрупняются зерна в участке перегрева зоны термического влияния. При этом значительно снижается ударная вязкость, примерно с 15 кгс-м/см2 (1,47 МДж/м2) у основного металла с исходной структурой до ~2 кгс-м/см2 (0,2 МДж/м2) в металле с крупным перегретым зерном.
Вязкость и пластичность такого металла в значительной степени (до 8—10 кгс-м/см2 или 0,8—1,0 МДж/м2) может быть восстановлена двойной термической обработкой — нормализацией с последующим отпуском. Такая термическая обработка крупногабаритных изделий представляет значительные технические трудности и в ряде случаев может оказаться невыполнимой.
В некоторых случаях для изделий, изготовленных электрошлаковой сваркой, применяют только высокотемпературный отпуск, V
355
chipmaker.ru
который радикально не улучшает структуру зоны перегрева, но в некоторой степени снижает структурную напряженность и выравнивает твердость в зоне сварного соединения.
Иногда термическая обработка, в частности местная, применяется и для улучшения структуры и свойств сварных соединений средних
толщин, выполненных газовой сваркой. При этом также могут быть улучшены и механические свойства.
После дуговой сварки, а также после контактной стыковой сварки дополнительную термическую обработку для улучшения структуры обычно не применяют.
При точечной контактной сварке в некоторых случаях применяют термическую обработку путем дополнительного пропускания тока, прогревающего точку.
При газопрессовой сварке также применяют местную термическую обработку — нормализацию путем нагрева зоны вблизи сварного шва тем же пламенем, которое использовалось для сварочного нагрева.
Значительно чаще применяют термическую обработку для улучшения структуры и свойств металлов швов и зоны термического воздействия в сварных конструкциях из углеродистых и особенно легированных сталей. При этом для улучшения структуры и свойств закаленных зон сварных соединений обычно применяют высокий отпуск. При такой термической обработке получается структура сорбита отпуска с достаточно хорошим комплексом механических свойств. В ряде случаев такая термическая обработка необходима для исключения образования холодных трещин. При этом часто оказывается недопустимым охлаждение сварных соединений до комнатной температуры перед' термической обработкой.
' Так, например, сложные сварные узлы из жаропрочной высокохромистой стали, легированной дополнительно воль* фрамом и некоторыми другими повышающими жаропрочность элементами, приходится сваривать при предварительном подогреве
356
(хотя бы местном) до 300—350° С. Такой подогрев все же не исключает возможности появления холодных трещин при температурах ниже 100—80° С.
Если нагрев под термическую обработку начинать непосредственно после сварки при сохранении в районе сварных соединений температуры 300—350° С (кривая 1 на ‘рис. VII.31), т. е. более высокой, чем температура мартенситного превращения этой стали (отмечены на рисунках от начала превращения до 90% превращенного аустенита точками М5, М50, М90,), то конечная структура получается очень грубой, а металл околошовной зоны и шва приобретает значительно худшие свойства, чем основной металл. Трещин в сварных соединениях при этом не образуется.
Охлаждение сварных соединений до комнатной температуры приводит к распаду аустенита с получением в шве и околошовной зоне мартенситной структуры. Последующий отпуск (в зависимости от состава стали и предварительной термической обработки, обычно проводимой при температуре около 700° С, — кривая 2 на рис. VII- 31) приводит к получению структуры с тонким сорбитом отпуска и хорошими свойствами. Однако в этом случае еще до начала термической обработки в сварных соединениях могут образовываться холодные трещины.
Подстуживание сварных соединений до температур около 100—120° С, с одной стороны, вызывает распад основной массы аустенита на мартенсит, а с другой — не приводит к появлению в металле холодных трещин. Последующая термическая обработка с нагревом от 100—120° С (кривая 3, рис. VII.31) обеспечивает получение необходимых свойств сварных соединений.
Некоторые стали, закаливающиеся при сварке при небольшой толщине сварных соединений, позволяют до начала нагрева под термическую обработку охлаждать сварные конструкции и узлы до комнатной температуры. В результате наличия в сварных соединениях значительного количества мартенсита с течением времени в них мо/'ут образовываться холодные трещины (см. § 55); термическая обработка должна в этих случаях начинаться до момента образования трещин. Этот период для различных сталей может быть различным, примерно от десятка минут до нескольких десятков часов. Этим временем ограничивается перерыв между сваркой изделий и их термической обработкой.
Улучшить свойства целого ряда конструкций из высоколегированных сталей после сварки можно специальными видами термической обработки. Так, например, для повышения пластичности и выравнивания свойств в сварных соединениях трубопроводов из жаропрочных хромоникелевых сталей аустенитного класса применяют аустенизацию. В других случаях, например при изготовлении сварных роторов из подобных сталей, применяют тепловое старение при температурах 750—800° С. В целях получения высокой стойкости против межкристаллитной коррозии сварные конструкции из нержавеющих хромоникелевых аустенитных сталей подвергают стабилизации, которая должна придать сварным соединениям
357
chipmaker.ru
вторичную стойкость против межкристаллитной коррозии (см. рис. VII.13).
Ряд конструкций из различных материалов подвергают термической обработке для снятия внутренних напряжений, возникающих при сварке. Такую термическую обработку выполняют при температурах, при которых предел текучести металла становится достаточно низким, чтобы внутренние напряжения релаксировали.
Так, например, конструкции из низкоуглеродистых сталей подвергают отпуску (низкотемпературному отжигу) при 650° С, когда от этих сталей невелик и составляет около 1—2 кгс/мм2 (10—20 МН/м2).
В конструкциях из хромоникелевых аустенитных жаропрочных сталей, сохраняющих упругие свойства до более высоких температур, внутренние напряжения эффективно снижаются термической обработкой при 750—800° С.
Длительность выдержки температуры обработки при термическом снятии напряжений обычно связывается с толщиной обрабатываемого металла, причем более толстый металл требует и более длительных выдержек. Вообще длительность выдержки должна определяться и релаксационными свойствами металла изделия.
Термическая обработка сварных конструкций из легированных сталей обычно совмещает обе задачи — улучшение структуры и свойств, а также снятие внутренних напряжений.
Термйческой обработке подвергают не только сварные изделия из сталей, но также из различных цветных металлов и сплавов. Так, например, конструкции из титановых fl-сплавов требуют применения термической обработки для улучшения свойств металла в районе сварных швов. Титановые а-сплавы подвергают иногда термической обработке для снятия внутренних напряжений. Обычно эта обработка осуществляется при температурах 550—600° С. Более высокие температуры термической обработки должны предусматривать применение защитной атмосферы.
Термическая обработка повышает свойства сварных соединений из улучшаемых алюминиевых сплавов. Так, например, для конструкции из дуралюминов наилучшие свойства сварных соединений получаются после закалки и последующего старения. Сварные соединения алюминиево-цинково-магниевых самозакаливающихся сплавов улучшают свои свойства и снижают склонность к образованию трещин во времени после термической обработки при температуре — 18(1° С. Такая обработка несколько снижает и остаточные напряжения.
Улучшение свойств сварных соединений из меди достигается ускоренным охлаждением их после нагрева до — 600° С. Сварные конструкции из латуней можно подвергать нагреву до 550° С с последующим медленным охлаждением.
Следует отметить, что в ряде случаев термическая обработка не приводит к повышению эксплуатационных свойств сварных соединений, а может даже снижать их. Например, термическая обработка •сварных конструкций из низкоуглеродистых сталей для снятия напряжений может снизить сопротивление усталости. Хотя такая тер
358
мическая обработка несколько уменьшает чувствительность сварных соединений из этих сталей к надрезу при знакопеременных нагрузках, но при механически обработанных сварных соединениях или при отсутствии в них концентраторов термическая обработка, снимая наклеп в районе сварных соединений, снижает предел их усталости.
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Рассмотрите характерные зоны в сварных соединениях, выполненных способами сварки плавлением .и давлением.
2.	Какие процессы происходят в свариваемом твердом (нерасплавляв-шемся) металле в результате термического цикла, сопровождающего выполнение сварки?
3.	Расскажите об основных закономерностях формирования размера и состава зерен высокотемпературной фазы по ходу термического сварочного цикла.
4.	Какие расчетные методы применяются для определения скорости охлаждения металла при различных температурах?
5.	Какие характерные структуры различных участков зоны термического влияния получаются при сварке плавлением горячекатаной низкоуглеродистой стали?
6.	В чем заключаются особенности структуры и свойств зоны термического влияния при сварке холоднодеформированной (наклепанной) низкоуглеродистой стали?
7.	Опишите основные зависимости устойчивости и распада аустенита при изотермической выдержке ниже критической температуры и при непрерывном охлаждении.
8.	В чем заключается сущность схемы приближенной оценки конечных структур в зоне термического влияния закаливающихся цри сварке сталей при исходном состоянии ее до сварки в отожженном состоянии?
9.	В чем заключаются особенности структуры и свойств зоны термического влияния при исходных состояниях основного металла после закалки, а также после закалки и отпуска?
10.	Какие структура и свойства металла околошовных зон являются характерными для высокохромистых сталей?
11.	Расскажите об изменениях структуры и свойств зоны термического влияния хромоникелевых аустенитных нержавеющих сталей.
12.	В чем заключаются изменения структуры и свойств меди в зоне термического влияния при сварке? '
13.	Какое влияние оказывает сварка на структуру и свойства металла в сварных соединениях алюминия и алюминиевых сплавов?
14.	Рассмотрите структуру и свойства различных участков зоны термического влияния при сварке титана и его сплавов.
15.	Рассмотрите особенности термического воздействия на металл при выполнении сварных соединений многослойными швами.
16.	Какие конечные структуры в зоне термического влияния закаливающихся сталей получаются при их сварке многослойными швами?
17.	Какие причины вызывают образование холодных трещин в сварных соединениях различных металлов и Сплавов?
18.	Рассмотрите причины и особенности изменения деформационной способности сталей по мере изменения температур на ветви нагрева и охлаждения при термическом режиме сварочной операции.
19.	Дайте характеристику поведения водорода в сварных соединениях различных сталей и его влияние иа образование холодных трещин в сварных со» единениях сталей.
20.	В чем заключаются основные методы борьбы с образованием холодных трещин в сварных соединениях, закаливающихся при сварке сталей?
21.	Какие меры борьбы с деформационными трещинами в сварных соединениях сталей, свариваемых многослойными швами, вам известны?
22.	Какая термическая обработка применяется для сварных конструкций, из углеродистых и легированных сталей; из< цветных металлов и сплавов?
chipmaker.ru
Chipmaker.ru
ГЛАВА VIII. ТЕХНОЛОГИЧЕСКАЯ СВАРИВАЕМОСТЬ МЕТАЛЛОВ И ФАКТОРЫ, ЕЕ ОПРЕДЕЛЯЮЩИЕ
§ 57. ПРЕДСТАВЛЕНИЕ О СВАРИВАЕМОСТИ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ В СВЯЗИ С ИХ СВОЙСТВАМИ,
РАЗМЕРАМИ И НАЗНАЧЕНИЕМ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Современное состояние науки о природе сварочных процессов позволяет утверждать, что все металлы и сплавы, обладающие физической свариваемостью, могут образовывать сварные соединения удовлетворительного качества. Однако совокупность свойств, определяющих возможность физической свариваемости, — диффузия в жидком и твердом состояниях, образование жидких и твердых растворов, совместная кристаллизация расплавленных основного и присадочного металла и пр., т. е. всех факторов, в результате благоприятного сочетания которых могут образовываться соединения, еще не полностью определяет возможность получения качественной и экономичной сварной конструкции, отвечающей требованиям высокой работоспособности во время эксплуатации и наименьшей стоимости при изготовлении.
Совокупность свойств основного металла, определяющих чувствительность к термическому циклу сварки и способность при данной технологии сварки образовывать сварное соединение со свойствами, удовлетворяющими требованиям надежности конструкции при эксплуатации, часто называют технологической свариваемостью.
Наряду со свойствами основного металла технологическая свариваемость зависит также от состава наплавляемого (присадочного, электродного) металла, применяемого способа и режимов сварки, используемых флюсов, покрытий или защитных газов, конструкции сварного узла и условий эксплуатации изделия.
г Так, под хорошей свариваемостью стали (например, низкоуглеродистой, служащей для изготовления сварных конструкций общего назначения) понимают • возможность получения сварных соединений, равнопрочных с основным металлом, без трещин и снижения пластичности как в металле шва, так и в околошовной зоне при обычной технологии сварки, без применения специальных приемов (как, например, предварительный прогрев). При этом все зоны сварочного
360
соединения должны обладать стойкостью против перехода в хрупкое состояние при рабочих температурах наравне с основным металлом.
Если же речь идет о свариваемости легированных сталей, пред-' назначенных, например, для изготовления сварных конструкций, работающих в условиях контакта с агрессивной средой, то наряду с требованиями, перечисленными выше, необходимо, чтобы металлы шва и зоны термического влияния обладали бы также и высокой коррозионной способностью. Лишь при обеспечении всех перечисленных требований, предъявляемых к сварному соединению при сварке по обычной технологии, данная сталь будет обладать хорошей свариваемостью.
Чем сложнее условия работы конструкции, тем большее число свойств должно учитываться при определении свариваемости.
Таким образом, разница между металлами, обладающими хорошей или плохой свариваемостью, состоит в том, что последние для получения сварных соединений с комплексом свойств, отвечающих требованиям эксплуатации, должны свариваться по более сложной технологии, например с предварительным и сопутствующим подогревом, с обязательной последующей термообработкой сварных изделий, в некоторых случаях в специальных камерах с контролируемой атмосферой или в вакууме, иногда с предварительной наплавкой кромок и термообработкой перед сваркой и т. д.
Значительное усложнение технологии изготовления того или иного изделия в некоторых случаях заставляет отказываться от данного материала и изыскивать другой, применение которого упростит технологию сварки при обеспечении требуемых свойств сварной конструкции. Следовательно, один и тот же материал может быть использован для изготовления одних сварных изделий и не может использоваться для других. Так, например, хромомолибденовая сталь марки ЗОХМ (~0,3% С; —4,0% Сг; —0,2% Мо) требует при сварке предварительного подогрева до температуры 200-?-300° С (в зависимости от толщины деталей, применяемого метода и режимов сварки) и последующей термообработки сваренного изделия. Если в ряде случаев для тяжелонагруженных сварных узлов, имеющих относительно небольшие размеры, применение такой стали оправдано, то для крупногабаритных конструкций, как, например, сварные мосты или секции корабля, использовать такой материал практически невозможно. несмотря на его высокие механические свойства.
Наоборот, применение низколегированной стали, например марки 10ХСНД (—0,1% С; —0,8% Сг; —1,0% Si; —0,7% Ni; -0,5% Си) для тяжелонагруженных сварных узлов машин нецелесообразно (несмотря на ее хорошую свариваемость), так как это приведет к необходимости значительно увеличивать сечения конструкций для обеспечения требуемой прочности, что вызовет утяжеление и увеличение габаритов изделия. Однако эту сталь целесообразно использовать для крупногабаритных сварных конструкций, предварительный подогрев которых перед сваркой и последующая термообработка практически невозможны.
В некоторых случаях при определенном сочетании свариваемых
361
chipmaker.ru
материалов в зависимости от особенностей конструкции, расположения швов в конструкции и условий их работы может потребоваться различная технология сварки-. В качестве примера можно привести сварку редукторного колеса, схема конструкции которого показана на рис. VIII.1, а.
Диски 1 сварного зубчатого колеса редуктора выполнены из низкоуглеродистой стали СтЗ, а обод 2 и вал 3— из легированной стали марки 40Х (—0,4% С; —1,0% Сг). Во избежание подкалки околошовной зоны и для предотвращения трещинообразования при сварке стали 40Х необходим подогрев. Сталь СтЗ подогрева не требует.
Если исходить только из требований, обусловленных маркой материала, то как при сварке обода с диском, так и при сварке вала с диском необходим предварительный подогрев. Однако по условиям
расположения сварных швов и особенностям конструкции такая технология сварки (с предварительным подогревом) допустима лишь для соединения обода с диском. Действительно, предварительный подогрев обода вызовет уменьшение его диаметра при остывании после сварки и сжатие швов, соединяющих обод с диском. Это положительно отразится на работоспособности швов, работающих в процессе экс-
Рис. VIH.1
плуатации на растяжение. Если же подобреть вал, то при остывании в Швах, соединяющих диск  с валом, возникнут напряжения растяжения, которые будут складываться с напряжениями растяжения, возникающими при эксплуатации. При определенных условиях напряжения растяжения могут вызвать возникновение тре-,щин в швах даже в процессе изготовления колеса редуктора. Поэтому, несмотря на применяемую марку материала, при сварке которой необходим предварительный подогрев, здесь по конструктив
ным условиям подогрев недопустим.
Чтобы удовлетворить требованиям, обусловленным особенностями материала и конструкции, необходимо перед сваркой дисков с валом на последний в местах приварки дисков наплавить с предварительным подогревом вала буртики 4 из незакаливающейся стали (рис. VIII. 1,6). Последующую сварку дисков с буртиками вала можно производить без подогрева, если размер буртика такой, что температура нагрева основного металла вала от сварки не достигает точки АС1. Это гарантирует отсутствие структурных превращений в металле вала при сварке его с диском.
Из приведенного примера видно, что о технологической
362
свариваемости металлов и сплавов надо судить не только в связи с их свойствами, но также учитывать размеры конструкции, ее назначение, расположение и условия работы швов, т. е. при оценке свариваемости должна учитыеаться тесная взаимосвязь материалов, конструкции и технологии сварки.
Так как свариваемость должна оцениваться по совокупности ряда свойств, то любая методика испытания не может однозначно характеризовать комплексное понятие свариваемости. Поэтому для оценки свариваемости применяют ряд испытаний, каждое из которых выявляет ту или иную сторону явления. Выбор методов испытания должен производиться в зависимости от назначения конструкции, свойств металла и других факторов, о которых говорилось выше. Все испытания по определению свариваемости можно свести к следующим видам.
В процессе сварки могут создаться условия, при которых в металле шва и околошовной зоны могут образовываться горячие трещины (см. гл. VI). Поэтому первым видом испытаний свариваемости является определение стойкости против образования горячих трещин.
В результате воздействия термического цикла сварки в околошовной зоне происходят структурные превращения, которые могут вызвать снижение пластичности и появление трещин, механизм образования которых рассмотрен в гл. VII. Следовательно, вторым видом испытаний свариваемости является' определение стойкости металла околошовной зоны против образования холодных трещин.
В металле шва околошовной зоны протекают процессы, которые могу/ привести к снижению стойкости против перехода в хрупкое состояние. Третьей группой испытаний свариваемости является оценка стойкости основного металла, металла околошовной зоны и шва, а также всего сварного соединения против перехода в хрупкое состояние.
Четвертым видом испытаний свариваемости является проверка эксплуатационных характеристик металла шва, околошовной зоны и сварного соединения в целом (определение механических свойств при различных температурах, определение стойкости против коррозии, износостойкости и других специальных характеристик).
Для каждой группы испытаний разработан ряд методов, причем выбор тех или иных из них обусловливается свойствами материала, применяемым методом сварки, назначением конструкции, условиями работы сварного соединения и т. д.
В настоящее время существует более 150 методов оценки свариваемости, описанных в литературе. Однако среди многочисленных методов испытания наибольшее распространение получили лишь некоторые из них. Поэтому в настоящем параграфе описаны только наиболее типичные или часто применяемые в практике методы оценки свариваемости.
Методы определения стойкости металла шва против образования горячих трещин. Технологическая проба для определения стойкости металла шва против образования горячих трещин производится путем сварки контрольного — углово-
363
chipmaker.ru
го шва 1 (рис. VIII.2, а) таврового соединения с ребрами жесткости. Контрольный шов.сваривается на оптимальном для данного способа сварки режиме, практически применяемом для данной толщины металла и марки стали. Выявление трещин производят путем внешнего осмотра шва, а также осмотра излома после разрушения шва или по макрошлифам, вырезаемым из шва. Этот метод позволяет получить лишь качественную характеристику стойкости против образо-
вания горячих трещин. Аналогично проверяется и стыковой шов (рис. VIII.2, б) в закрепленной на жестком основании пластине.
Существует также ряд методов, позволяющих количественно определить стойкость металла шва против образования горячих трещин. Одним из таких методов является метод МВТУ им. Баумана.
Этот метод состоит в том, что специальные образцы с поперечным (рис. VIII.3, а) или продольным (рис. VII 1.3, б) швами в процессе сварки растягивают с постоянной скоростью и определяют критическую скорость деформации, вызывающую образование трещин.
Испытание производят в следующем порядке. Сваривают несколько образцов определенного типа, причем машиной задается различная скорость растяжения. Первый образец сваривают при среднем значении скорости растяжения. Если трещины в шве не появляются,
то скорость растяжения при сварке последующих образцов увеличивают; если трещины появились, скорость растяжения уменьшают. Таким образом устанавливают некоторое значение скорости деформации, которая является критической для данных условий проведения сварки. Максимальная скорость деформации А мм/мин, при которой в металле шва не появляются горячие трещины, принимается за показатель технологической прочности. Чем выше А, тем больше технологическая прочность, т. е. тем больше стойкость против образования горячих трещин.
364
Вместо образца, изображенного на рис. VIII.3, используют также и другие образцы, в частности стыковые или тавровые, состоящие из одной пластины, закрепляемой в зажимах специальной машины, и нескольких коротких пластин, закрепляемых в подвижных зажимах машин. В процессе сварки стыкового или углового шва подвижные зажимы перемещаются с заранее заданной (различной для каждой короткой пластины) скоростью. Так же как и в предыдущем случае, показателем технологической прочности является критическая скорость деформации, т. е. та максимальная скорость, при которой еще не наблюдается появление горячих трещин.
Методы определения стойкости металла околошовной зоны против образования
холодных трещин. Испытания стойкости околошовной зоны против образования холодных трещин обычно производят путем сварки или наплавки специальных образцов различной степени жесткости и при
различной скорости охлаждения околошовной зоны. В качестве примеров могут быть приведены проба ЦНИИТМАШ (рис. VIII.4) и образцы, имитирующие реальное сварное соединение (рис. VIII.5).
Образец пробы ЦНИИТМАШ имеет размеры 100 х 100 x40 мм.
Сперва в разделке глубиной —10 мм выполняется контрольный шов
365
chipmaker.ru
в 4 прохода (слоя). Затем в нем профрезеровывается канавка. После этого деформирование контрольного шва осуществляется посредством наложения многослойного (до 12 слоев) деформирующего шва с обратной стороны пластины, выполненного в разделке глубиной 20—25 мм. Деформирующий шов накладывают в направлении, перпендикулярном к контрольному, с охлаждением водой после наложения каждого слоя. Обследованием макрошлифов серии образцов с различным количеством слоев в деформирующем шве устанавливают наличие трещин в районе надреза поперек контрольного шва. Оценка осуществляется по 5-балльной системе (высший 5-й балл при отсутствии трещин при 12-слойном деформирующем шве). Проба может применяться для закаливающихся* при сварке и некоторых типов низколегированных сталей толщиной не менее 30'мм.
Образцы, имитирующие реальное сварное соединение (рис. VIII. 5, а, б), обычно сваривают на трех режимах, характеризуемых максимальной, средней и минимальной для данного способа погонной энергией. Иногда образцы предварительно охлаждают и сварку их производят при отрицательных температурах. Осмотр образцов осуществляется через 5—20 суток, что способствует более полному выявлению трещин. Выявление трещин производят путем внешнего осмотра, а также по макрошлифам, вырезанным из образца.
Кроме прямых испытаний, иногда склонность к трещинообра-зованию оценивают по так называемому эквиваленту углерода (см. гл. VII).
Методы определения стойкости металла против перехода в хрупкое состояние. Как известно, разрушение металлов может быть вязким (пластичным) или хрупким. В обоих случаях разрушения происходят в основном по телу зерна *. Процесс вязкого разрушения связан с большими пластическими деформациями и обычно под действием внешних нагрузок происходит относительно медленно. Хрупкое разрушение происходит обычно по граням кубической решетки путем отрыва, причем скорость распространения хрупкой трещины настолько велика, что на нее не успевают влиять внешние силы. Поэтому полагают, что энергия, необходимая для образования новой поверхности трещины, определяется накопленной в металле упругой энергией. Возможность возникновения хрупкого разрушения без особых внешних нагрузок делает этот вид разрушения чрезвычайно опасным для монолитных сварных конструкций. Поэтому переход металла в такое состояние, при котором может происходить хрупкое разрушение, недопустим.
В соответствии с двумя видами разрушения можно говорить и о двух типах сопротивления: сопротивление сдвигу (вязкому разрушению) и сопротивление отрыву (хрупкая прочность). Механизм перехода одного вида разрушения в другой может быть объяснен
* Исключение составляют некоторые двухфазные или многофазные сплавы, у которых хрупкая составляющая, например карбиды или интерметаллические соединения располагаются в виде сетки вокруг (иногда и по телу) зерен. В этом случае, в частности наблюдающемся при повышенных температурах,во время испытаний на ползучесть, разрушение происходит по границам зерен.
366
следующим образом (рис. VIII.6). Сопротивление отрыву весьма мало зависит от температуры испытания или от скорости приложения нагрузки (кривая 1), тогда как сопротивление сдвигу (в данном случае предел текучести) снижается по мере повышения температуры или уменьшения скорости приложения нагрузки (кривая 2). Поэтому при малых скоростях деформации или при высоких температурах
предел текучести значительно ниже, чем сопротивление отрыву, и материал пластичен. При понижении температуры или при повышении скорости деформации сопротивление пластической деформации значительно повышается, в то время как сопротивление отрыву изменяется мало. Когда предел текучести достигает сопротивления отрыву, будет происходить хрупкое разрушение. Температура 7\ перехода в хрупкое состояние в этом случае определяется пересечением кривых 1 и 2. Таким образом, одни и те же материалы в зависимости от температуры и от
в пластическом либо в
скорости нагружения могут находиться
хрупком состоянии.
Известно также, что если сделать в металле острый надрез, то у корня надреза предел текучести повышается. Исходя из предположения, что надрез повысил предел текучести в три раза, на рис. VIII.6 нанесена также кривая 3 (ординаты кривой 3 равны тройным ординатам кривой 2).  В этом случае температурой перехода металла в хрупкое состояние будет температура Т2У>Т1. Таким образом, надрез повышает температуру перехода в хрупкое состояние; в интервале Т2— Т\ находится температура перехода к хрупкому состоянию в зависимости от наличия надреза и его формы.
Следовательно, критерием оценки стойкости против перехода металла в хрупкое состояние могут быть: температура или скорость деформации, при которой металл переходит в хрупкое состояние, а также степень повышения под влиянием надреза наибольших нормальных напряжений, соответствующих пределу текучести. Методы испытания на хрупкую прочность оценивают либо склонность металла к началу хрупкого разрушения, либо способность к распространению хрупкой трещины.
Все методы определения стойкости против перехода в хрупкое
состояние можно разделить на две группы:
1) определение температурного порога хладноломкости путем испытания образцов на ударный изгиб на маятниковом копре при различной остроте надреза;
2) определение температуры перехода в хрупкое состояние путем испытания специальных образцов, имитирующих эксплуатационные разрушения материалов конструкции.
367
chipmaker.ru
В настоящее время имеется более 30 типов образцов самой раз* нообразной формы с различного рода надрезами, которые испытывают растяжением, изгибом, ударом и другими видами нагрузки.
Еа рис. VIII.7 показаны образцы для испытания на ударный изгиб с полукруглым (а), остроугольным (6) и ключевидным (в) над
резами. Образцы обычно вырезают таким образом, чтобы вершина надреза располагалась в околошовной зоне вблизи границы сплавления.
В результате испытаний таких образцов можно получить сравнительные характеристики сталей в отношении склонности их. к переходу в хрупкое состояние. Однако определить температуру перехода в хрупкое состояние при работе ее в определенной конструкции в настоящее время не представляется возможным.
Целью испытаний второй группы является выявление сопротивляемости материала в данных условиях зарождению, либо распространению хрупкой трещины Обычно образцы для таких испытаний имеют значительные размеры и использование их для решения повседневных задач представляет определенные трудности. В качестве примера на рис. VIII.8, а показан образец для определения способности стали сопротивляться распространению хрупкой трещины. Образец представляет собой пластину из испытуемой стали, к которой приварены планки для зажима в захватах разрывной машины. На одном конце образца высверливают отверстие, внутри которого делают острый надрез. Образец устанавливают в разрывную машину так, чтобы его можно было растягивать (направление растяжения показано на рис. VIII.8,а стрелками). Конец образца, в котором высверлено отверстие, охлаждают жидким азотом, другой конец подогревают. После установления стабильного перепада температур образец нагружают до определенного значения напряжений и по охлажденному концу наносят удар крупнокалиберной пулей. В результате образуется хрупкая трещина, которая распространяется в образце и на каком-то расстоянии останавливается.
368
Испытание ряда образцов при различном уровне напряжений позволяет построить кривые (рис. VII 1.8, б). Область, расположенная выше и левее кривой, характеризует температуру и напряжения, при которых возникшая трещина распространяется и пересекает весь образец. Область, расположенная ниже и правее кривой, ха-
рактеризует напряжения и температуру, при которых возникшая трещина останавливается и не распространяется в металле. Для каждой стали наблюдается характерное для нее расположение такой кривой
При проведении лабораторных исследований кроме методов испытаний, позволяющих установить тот или иной критерий оценки пригодности стали для изготовления сварных конструкций, применяют также комплексные методы испытаний чувствительности стали к термическому циклу сварки. Эти мето-
ды ставят своей целью выбор режима сварки, обеспечивающего получение свойств околошовной зоны, удовлетворяющих определенным требованиям, а также установление зависимости между свойствами зоны термического влияния и режимом сварки. В качестве примеров комплексных испытаний рассмотрим пробу ИМЕТ* и валиковую пробу.
Проба ИМЕТ позволяет определить структурное состояние и механи-
Рис. VIII.8
ческие свойства металла околошовной зоны в любой момент времени по ходу термического цикла сварки. Для этого в специаль-
ной машине проводят нагрев образцов, пропуская через них элек-
трический ток и затем охлаждая с различной скоростью в соответствии с заданным термическим циклом. В любой момент времени термического цикла можно автоматически либо подвергнуть образец быстрому разрыву с регистрацией диаграммы изменения усилия и удлинения образца во времени, либо мгновенно освободить образец и сбросить его для быстрого охлаждения в бачок с водой. При таком быстром охлаждении фиксируется размер зерна, соответствующий определенной температуре образца по исследуемому термическому циклу. Быстрый разрыв образца позволяет установить значе-
ния предела прочности и относительного удлинения при температуре испытания (на ветви нагрева или охлаждения).
Такая методика позволяет оценить изменения механических свойств и структуры околошовной зоны, а также изучить особен-
* ИМЕТ — Институт металлургии им. А. А. Байкова.
369
chipmaker.ru

Рис. VIII.9
кости роста зерна и распада аустенита в условиях термического цикла сварки и тем самым оценить пригодность стали для изготовления тех или иных конструкций.
По результатам испытаний можно определить оптимальные скорость охлаждения околошовной зоны и режимы сварки, при которых в зоне термического влияния обеспечивается получение структур, стойких против перехода В хрупкое состояние.
Валиковая проба, определяемая ГОСТ 13585—68, состоит в том, что на пластины испытуемой стали производят наплавки валиков на режимах, отличающихся друг от друга погонной энергией (обычно 5—6 режимов). Пластины, на которые производится наплавка, могут быть составными (рис. VII 1.9),, т. е. собранными из брусков в специальном зажимном приспособлении. Это облегчает последующее изготовление образцов. После наплавки и воздушного
охлаждения валики сострагивают заподлицо с поверхностью основного металла и бруски в слесарных тисках отделяют друг от друга. Из брусков изготавливают образцы для испытания на ударный и статический изгиб, замеров твердости, металлографических исследований.
В результате испытаний определяют оптимальный диапазон скоростей охлаждения околошовной зоны при сварке, в котором свойства металла благоприятны: сохраняется высокая стойкость' против трещинообразования и перехода в хрупкое состояние.
Методы проверки служебных характеристик металла шва, околошовной зоны и сварного соединения заключаются в определении прочности, пластичности, коррозионной стойкости, износостойкости и других свойств.
Механические испытания позволяют установить предел прочности, предел текучести, относительное удлинение, относительное сужение, ударную вязкость и другие показатели механических свойств.
Для выявления характера изменения свойств в отдельных участках сварного соединения широко пользуются определением твердости. Определение твердости производят на макрошлифах приборами типа Виккерса или Роквелла, либо на микрошлифах на приборе для определения микротвердости.
Коррозионная стойкость сварных соединений является весьма важной характеристикой, определяющей надежность эксплуатации конструкции в условиях контакта с агрессивной средой Различают два основных вида коррозии: общую и межкристаллитную.
Общая коррозия является результатом химического взаимодействия металла с контактирующей средой (жидкой или газообразной). Она может быть как равномерной, так и сосредоточенной, распола
370
гающейся в любом участке сварного соединения. Общая коррозия вызывает видимые разрушения.
Межкристаллитная коррозия происходит вследствие проникания агрессивной среды в глубь металла по границам зерен, потерявшим стойкость к этой среде, в частности вследствие происшедших изменений под действием нагрева металла до определенного интервала температур. Из-за отсутствия внешних признаков межкристаллитная коррозия в ряде случаев может быть выявлена только путем специальных испытаний.
Стойкость против общей коррозии устанавливается путем определения потери массы или уменьшения толщины металла, выраженных в граммах на квадратный метр за час или в миллиметрах за год. Общую коррозионную стойкость оценивают по десятибалльной системе: балл 1 отвечает условиям, при которых глубинный показатель менее 0,001 мм/год; этот показатель свидетельствует о совершенной коррозионной стойкости. Балл 10 соответствует глубинному показателю выше 10 мм/год и свидетельствует об отсутствии коррозионной стойкости сварного соединения.
Определение стойкости против межкристаллитной коррозии сварных соединений из нержавеющих аустенитных сталей производится по методике, предусмотренной ГОСТ 6032—58. При испытаниях образцы подвергают кипячению в агрессивной среде в течение определенного времени, после чего их изгибают на угол 90° таким образом, чтобы пуансон попадал на металл шва (2 образца) и металл околошовной зоны (2 образца). Обследование поверхности изогнутых образцов производят с помощью 8ч- 10-кратной лупы. Наличие на поверхности поперечных трещин свидетельствует о возникновении межкристаллитной коррозии.
§ 58. ВЫБОР ВИДА СВАРКИ В СВЯЗИ
С ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙ свариваемостью
Современная сварочная техника располагает большим количеством самых разнообразных способов сварки, ^позволяющих сваривать всевозможные металлы и сплавы и изготавливать из разных материалов металлические конструкции, сборочные единицы машин, механизмов аппаратов и других устройств как очень больших размеров (массой в десятки и сотни тонн), так и микроскопических (когда детали сварного соединения можно различать лишь под микроскопом).
В гл. I были рассмотрены основные способы сварки давлением и плавлением. Выбор того или иного способа сварки в каждом конкретном случае должен производиться в учетом ряда факторов, главными из которых являются: свойства свариваемого металла, толщина материала, из которого изготавливается конструкция, габариты конструкции, а также экономическая эффективность!
Свойства свариваемого материала в ряде случаев имеют определенное значений в выборе способа сварки и иногда существенно ограничивают число возможных способов. Так, при изготовлении
371
chipmaker.ru	----- ----- ----- ------ ----- -----
конструкций из тугоплавких, химически активных металлов наилучшие свойства сварных соединений могут быть получены при сварке их в вакууме, например электронным лучом. Это объясняется тем, что при сварке в вакууме поглощение газов сварными швами наименьшее. При сварке нержавеющих хромоникелевых сталей следует отдать предпочтение видам сварки, обеспечивающим более концентрированный нагрев и наименьшее время пребывания металла шва и околошовной зоны в области температур, при которых протекают процессы, вызывающие как возникновение склонности к межкристал-| литной коррозии, реализуемое затем при контакте сварных соединений с агрессивной средой, так и образование горячих трещин в шве и околошовной зоне (см. гл. VI). Из видов сварки плавлением поэтому наиболее предпочтительными являются электродуговая ручная или автоматическая сварка под флюсом, аргонодуговая сварка, но не газовая, при которой зона термического влияния намного шире, а время пребывания металла этой зоны в области опасных температур значительно больше.
При выборе вида сварки титана, например, следует учитывать большое сродство его к кислороду и азоту. Если при температурах до 400—500° С окисная пленка прочно удерживается на поверхности металла и надежно предохраняет его от дальнейшего окисления, то при температурах выше 600° С начинается растворение окислов в металле, вследствие чего при этих температурах, а особенно при температурах выше 850°С происходит окисление в глубь металла. Поэтому сварка конструкций из титана может производиться только с помощью тех способов, которые обеспечивают надежную защиту от соприкосновения с воздухом как ванны жидкого металла, так и остывающей части шва и околошовной зоны, вплоть до температур 400—500° С.
Ввиду очень большого сродства титана к кислороду, флюсы для его сварки не должны содержать окислов, так как даже трудно восстанавливаемые окислы, как, например, А12О8 и др., вызывают окисление титана. Поэтому при сварке титана должны применяться флюсы, вовсе не содержащие кислорода, так называемые бескислородные. Такие флюсы достаточно удовлетворительно защищают зону сварки от газов воздуха и не оказывают окислительного действия на металл шва. Бескислородными флюсами для сварки титана могут быть, например, сплавы солей CaF2 — ВаС12 — NaF т. п. Следовательно, при сварке конструкций из титана не применяют тех видов, при которых в зоне сварки создаются условия для окисления или азотирования металла. Таким образом, свойства титана предопределяют возможные виды сварки для изготовления из него конструкций: сварку в среде инертных газов, автоматическую дуговую (под флюсом) или электрошлаковую сварку, контактную сварку, а также способы сварки в вакууме.
Существенную роль при выборе вида сварки играет толщина свариваемых деталей. При сварке тонколистовых деталей для обеспечения требуемой величины проплавления и удовлетворительного формирования шва нет необходимости стремиться к применению
372
мощного концентрированного источника тепла. Наоборот, часто предпочтительны такие виды сварки, которые позволяют производить более «мягкий» нагрев, обеспечивающий возможность гибкого маневрирования источником теплоты и точное дозирование энергии на каждую единицу длины шва. Поэтому при выборе вида сварки тонколистовых конструкций следует иметь в виду аргонодуговую, газовую, контактную точечную или шовную сварки в зависимости от свойств свариваемого материала, габаритов конструкции, требований к сварному соединению и массовости производства.
Очень тонкие малогабаритные детали требуют для сварки весьма точного дозирования относительно малых количеств энергии, в связи с чем в этих случаях следует использовать такие виды сварки, как сварку разрядом конденсаторов, ультразвуком, импульсную электроннолучевую, а в некоторых случаях сварку токами высокой частоты или диффузионную сварку в вакууме.
Наоборот, при сварке металла средних и больших толщин следует выбирать виды сварки, позволяющие использовать мощные источники тепла, обеспечивающие как проплавление кромок свариваемых деталей, так и большое количество наплавленного металла. Чаще всего для сварки конструкций из металла средних и больших толщин применяется ручная дуговая сварка, автоматическая сварка под флюсом, а для очень толстого металла (толщиной свыше 40—50 мм) и электрошлаковая сварка.
Выбор вида сварки зависит также от габаритов конструкции, так как Каждый вид обладает определенными конструктивно-технологическими возможностями. Так, например, при сварке тонколистовых конструкций малых и средних габаритов в ряде случаев оказывается целесообразным и возможным использование контактной шовной сварки. Если же изделие имеет большие габаритные размеры и швы расположены в труднодоступных местах, то конструктивно-технологические возможности контактной шовной сварки оказываются лимитирующим фактором, приводящим в ряде случаев к невозможности использования этого способа.
Выбор вида сварки должен обосновываться не только техническими возможностями получения с помощью данного метода сварных соединений и конструкций, отвечающих требованиям условий эксплуатации, но и экономической эффективностью его.
В большинстве случаев свойства свариваемого материала и другие факторы, определяющие возможность применения того или иного вида сварки, позволяют использовать при изготовлении конструкции несколько видов сварки, каждый из которых обеспечивает получение готовой сварной конструкции, соответствующей всем требованиям технических условий. В этом случае выбор того или иного вида сварки и варианта технологического процесса должен обосновываться определением его экономической эффективности.
Затраты, связанные с изготовлением продукции с помощью конкретного вида сварки, обобщаются в двух денежных показателях: капитальные вложения и эксплуатационные расходы. Капитальные сложения слагаются из стоимости сварочного оборудования, сбороч-
373
chipmaker.ru
но-сварочных приспособлений, внутрицехового подъемно-транспортного оборудования, производственного здания, вложений в незавершенное производство и других единовременных затрат, связанных с внедрением данного технологического процесса. Эксплуатационные расходе! — это текущие затраты на изготовление продукции по определенному варианту технологического процесса (стоимость свариваемых и сварочных материалов, зарплата сварщиков с начислениями, электроэнергия, амортизация и ремонт оборудования и др.).
Наиболее эффективен тот вид'сварки и вариант технологического процесса, который при наименьших эксплуатационных расходах требует и самых меньших капитальных вложений. Однако может оказаться, что капитальные вложения по какому-то определенному варианту могут быть большими, а эксплуатационные расходы меньшими. Тогда наиболее экономически эффективным является тот вид сварки и вариант технологического процесса, для которого дополнительные капитальные вложения окупаются экономией на эксплуатационных расходах за наиболее короткий срок.
Таким образом, при выборе того или иного вида сварки следует оценивать как технические (конструктивно-технологические) возможности его, так и экономическую эффективность вида в конкретных условиях. При этом'следует иметь в виду не только экономию, получаемую непосредственно от сварки, но и экономическую эффективность в целом с учетом других операций, связанных с применением рассматриваемого вида сварки. Например, может оказаться, что использование того или иного вида сварки приведет к уменьшению затрат собственно на сварку, однако потребует обязательной последующей термообработки, тогда как другой вид сварки, хотя и более дорогой, позволит и без последующей термообработки изготовить конструкцию, удовлетворяющую всем требованиям надежности при эксплуатации. В этом случае следует отдать предпочтение тому из видов, который обеспечит большую экономическую эффективность в целом.
§ 59. ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА СВАРОЧНЫХ МАТЕРИАЛОВ ДЛЯ РАЗЛИЧНЫХ СЛУЧАЕВ СВАРКИ
На механические и физико-химические свойства металла шва весьма существенное влияние оказывает его химический состав. Поэтому для получения свойств, удовлетворяющих требованиям надежности конструкции при эксплуатации, весьма важным является правильный выбор сварочных материалов. При выборе сварочных материалов следует исходить из необходимости получения плотных бес-пористых швов, обеспечивающих высокую технологическую и эксплуатационную прочность сварных соединений, а если это требуется, то и специальные свойства: жаропрочность, коррозионную стойкость, износостойкость и др.
В соответствии с этим первым условием при выборе сварочных материалов является получение, плотных беспори-с т ы х ш в о в.	'
374
Вопрос о порообразовании в сварных швах был рассмотрен в гл. V и VI (§ 47). Поэтому напомним только, что для устранения пористости в стальных швах необходимо принимать меры как к ограничению поглощения металлом ванны водорода и азота, так и к торможению реакции окисления углерода в период кристаллизации сварочной ванны. Ограничение поглощения металлом азота достигается лучше защитой зоны сварки от соприкосновения с воздухом.
Уменьшение содержания водорода в ванне может быть обеспечено за счет устранения или ограничения причин, вызывающих поглощение водорода металлом: влаги покрытия или флюса, ржавчины на свариваемых кромках, атмосферной влаги, органических загрязнений свариваемых поверхностей, органических материалов электродных покрытий, а также путем связывания водорода в химически прочные при высокой температуре, нерастворимые в металле ванны соединения.
Для торможения реакций окисления углерода в период кристаллизации сварочной ванны необходимо обеспечивать в ней определенное количество элементов-раскислителей, например кремния, марганца и др.
Вторым условием при выборе сварочных материалов является получение металла шва, обладающего высокой технологической прочностью, т. е. не склонного к образованию горячих трещин.
В результате ряда исследований установлено, что химический состав металла шва оказывает решающее значение на состав межзеренных прослоек и тем самым на стойкость шва против образования горячих трещин. Как указывалось выше (см. гл. VI), сера, углерод и другие элементы, образующие в сталях прослойки легкоплавких эвтектик, затвердевающие при относительно низких температурах, увеличивают склонность металла шва к образованию горячих трещин. Наоборот, марганец повышает технологическую прочность швов, связывает серу в тугоплавкое соединение MnS, вследствие чего устраняются жидкие прослойки.
Присутствие серы наиболее сильно влияет на образование горячих трещин. Так, например, при дуговой сварке сталей увеличение содержания серы в наплавленном металле до 0,035 4-0,040% часто приводит к образованию трещин.
Повышение содержания углерода в шве сильно увеличивает опасность образования горячих трещин, вызываемых серой. Так, при сварке углеродистых и низколегированных конструкционных сталей повышение содержания углерода свыше 0,16% приводит к появлению горячих трещин даже при малых количествах серы и достаточно высокой концентрации марганца. Совместное влияние серы, углерода и марганца при сварке углеродистых конструкционных сталей на склонность к образованию горячих трещин показано на рис. VI .34.
Подобно углероду, но в меньшей степени, на склонность металла шва к образованию горячих трещин влияет кремний.
Хром, вольфрам, молибден, ванадий, титан и некоторые другие
375
chipmaker.ru
элементы, присутствующие в металле шва, даже при малом содер-
жании углерода могут вызвать горячие трещины.
Изучение тройных диаграмм железо — углерод — хром, железо — углерод — вольфрам и других показывает, что при кристаллизации сплавов такого рода твердую фазу образует аустенит, а
жидкая фаза, все более обогащаясь углеродом, затвердевает в виде
эвтектики типа ледебурита при относительно низких температурах. По-видимому, эта карбидная эвтектика и создает жидкие прослойки между
кристаллами, способствуя образова-
получение металла шва,
нию горячих трещин.
Как правило, чем сильнее тот или иной элемент Снижает растворимость углерода в аустените, тем в большей степени он способствует образованию горячих трещин в сварных швах. Карбидообразователи можно расположить в следующем порядке по убывающей степени их влияния на образование горячих трещин: титан, ванадий, вольфрам, молибден, хром, марганец.
Образованию горячих трещин способствуют также элементы более легкоплавкие, чем железо, обладающие ограниченной растворимостью в железе. К числу таких элементов, например, относится медь. „
Третьим условием при выборе сварочных материалов является
имеющего требуемую эксплу-
атационную прочность.
Чтобы установить, какими механическими характеристиками должен обладать металл шва, рассмотрим характер развития деформаций в сварных соединениях под нагрузкой в зависимости от соотношения механических свойств металла шва и основного металла. Если подвергнуть растяжению сварной образец с поперечным швом (рис. VIII.10, а), то при идентичности механических характеристик и диаграмм растяжения основного и наплавленного металлов, а также металла переходной зоны деформации развиваются по закону, определяемому общей диаграммой растяжения. Если же окажется, что металл шва обладает более высоким пределом прочности (рис. VIII. 10, б, кривая II), чем основной металл (кривая /), то удлинения в пределах шва будут, меньше, чем в основном металле. К моменту достижения предела прочности в основном металле условия для образования шейки в металле шва отсутствуют. Поэтому разрушение произойдет по основному металлу на участке между губками разрывной машины и швом. Предел прочности
376
сварного образца в этом случае равен пределу прочности основного металла, однако относительное удлинение окажется меньше, чем у образца только из основного металла, вследствие того, что при образовании шейки в деформацию вовлекается меньшая длина растягиваемого образца. Поперечному сужению в этом случае препятствует, с одной стороны, закрепление в губках машины, а с другой — более жесткий и менее деформируемый сварной шов.
Если предел прочности металла шва (рис. VIII.10, в) меньше (кривая II), чем основного металла (кривая /), то разрушение произойдет по сварному шву независимо от его пластичйости. Разница будет только в характере разрушения: при более пластичном металле шва (кривая II') удлинение металла перед разрушением больше, чем при малопластичном.
При продольных швах деформации в сварных образцах развиваются иначе. В этом случае деформации на каждом участке не могут быть различными (как в образцах с поперечными швами). Поэтому если металл шва обладает более’ низкими, чем основной металл, пластическими свойствами, то при разных пластических деформациях, в случае нагружения образца с продольным сварным швом, напряжения в шве будут большими, чем в основном металле, т. е. шов будет воспринимать на себя большую долю нагрузки
(рис. VIII.11, а). Так, если металл шва обладает невысокой пластичностью (кривая II), а предельное значение его относительного удлинения составляет е2 < е1( то разрушение шва (появление в нем трещины) произойдет при относительно низких напряжениях в основном металле. После образования и развития трещин площадь рабочего сечения образца F начнет уменьшаться и действительные напряжения в основном металле возрастут по сравнению с теми, которые были бы при отсутствии трещины (штриховая кривая III). При наличии концентрации напряжений вследствие образования трещины пластические деформации в основном металле будут затруднены. Поэтому при определенных деформациях (в пределах от е2 до е3) в нем появятся более высокие напряжения, чем при отсутствии концентрации напряжений. Металл образца достигает предела прочности при меньших удлинениях е3, чем при однородных свойствах по всему сечению (ej), а относительное удлинение образца при разрушении составит ъ'3 < ev
Разница в величине относительного удлинения сварного образца и основного металла тем меныйе, чем меньше разница в свойствах
377
chipmaker.ru	---- ---- ---- ----- ----
основного металла и металла шва. Это иллюстрируется рис. VIII.11, б, где рассматривается случай, когда металл шва обладает более высоким пределом прочности и меньшей пластичностью (кривая //), чем основной металл (кривая /), но пластические свойства металла шва выше, чем принятые на рис. VIII. 11, а. Из рис. VIII. 11, б видно, что в этом случае действительное относительное удлинение сварного образца е3 меньше отличается от относительного удлинения основного металла ег.
Если металл шва обладает более высокой пластичностью, чем основной металл (рис. VIII. 11, в), то при одинаковой деформации металла шва и основного металла напряжения в основном металле будут выше и, следовательно, он будет несколько перегружен. Из-за нарастания неравномерности распределения напряжений по сечению с увеличением нагрузки деформация основного металла происходит не по кривой I, а по кривой III. При этом следует учесть, что перед упрочнением пластические деформации в металле шва больше, чем в основном металле. Поэтому при удлинении на е' точка 1 кривой основного металла переместится в точку 3, а точка 2 кривой металла шва — в точку 4. Разность напряжений До в основном металле и металле шва при этом почти не изменится. В связи с этим можно полагать, что разница относительных удлинений е3 и ег будет также небольшой»
Из рассмотрения условий совместной работы металла шва и основного металла и развития деформаций сварных образцов можно сделать следующий вывод: при выборе сварочных материалов необходимо учитывать, что для обеспечения высоких эксплуатационных свойств сварного соединения следует применять такие материалы, при использовании которых металл шва получится не только с высокими показателями прочности (предел прочности металла шва должен быть не ниже предела прочности основного металла), но и достаточно пластичным.
В некоторых случаях, например при сварке высокопрочных среднелегированных сталей, невозможно подобрать такие сварочные материалы, которые обеспечивали бы получение равнопрочного шва при достаточно высокой его пластичности. Тогда следует отдать предпочтение сварочным материалам, с помощью которых можно получить металл шва, хотя и с несколько меньшим пределом прочности, но обладающий высокими пластическими свойствами. Работоспособность таких сварных соединений, в которых металл шва является как бы «мягкой прослойкой», зависит, как показали исследования О. А. Бакши, от соотношения ее свойств и свойств основного металла и от относительной толщины мягкой прослойки.
При растяжении сварного соединения с мягкой прослойкой последняя переходит в пластическое состояние до того, как напряжения в основном металле достигают его предела текучести. В результате этого в прослойке происходит концентрация пластических деформаций. Однако пластическому деформированию прослойки вблизи контактных поверхностей (границ раздела с основным металлом) препятствует прилегающий к ней металл, который имеет более высокий предел
378
текучести. В условиях стесненного пластического течения усилие, необходимое для некоторой величины деформации прослойки, возрастает по сравнению с тем, которое требовалось бы для материала прослойки в случае его свободного деформирования на ту же величину. Такое упрочнение мягкой прослойки называется контактным упрочнением. Контактное упрочнение будет тем больше, чем меньше относительная толщина прослойки х. Относительной толщиной прослойки называют отношение ее ширины b к толщине свариваемого металла 6:
(VIII. 1)
Чем меныце х, тем заметнее сдерживаются деформации прослойки, тем выше эффективность ее контактного упрочнения.
В области х> 1,0 предел прочности сварного соединения равен пределу прочности мягкой прослойки в свободном состоянии о”:
о”=ов.	(VIII.2>
В области 0,1<х<1,0 предел прочности для соединений компактного сечения * оказывается выше предела прочности более слабого металла мягкой прослойки:
<Ч=о“{1 +[1/(з/Зх)]}.	(VIII. 3)
Предел прочности для соединений из пластин с мягкой прослойкой определяется соотношением:
ов= 2/(]Лз ) п« {1 + [ 1 /(4х)]},	(VI11.4)
где — предел текучести металла мягкой прослойки.
Таким образом, путем подбора соответствующих сварочных материалов и ширины шва можно обеспечить равнопрочность сварного соединения и основного металла даже при мягком металле шва, т. е. в случае меньшего предела прочности его при достаточно высокой пластичности.
Прочностные и пластические свойства металла шва зависят от его химического состава и структуры.
В исходном после сварки состоянии низкоуглеродистый стальной металл шва имеет структуру литого металла, состоящего’из пластичного феррита и твердых включений карбидов (цементита). В углеродистой стали феррит представляет собой почти чистое железо, содержащее менее *0,01 % углерода. Поэтому феррит обладает малой прочностью и высокой пластичностью. Наоборот, цементит при практически нулевой пластичности обладает высокой твердостью (НВ як 800). Частицы карбидов блокируют плоскость скольжения, затрудняют пластическую деформацию и тем самым повышают прочность и снижают пластичность стали. Объем, занимаемый карбидной фазой, зависит главным образом от содержания углерода.
* К компактным относятся сплошные сечения с отношением сторон, близким к единице. К пластинам относятся сплошные сечения с отношением сторон //Х<5, где / — ширина свариваемых пластин (длина шва).
379
chipmaker.ru
Поэтому увеличение содержания углерода повышает прочность и снижает пластичность стали. Следовательно, в сварных швах углеродистых и низколегированных конструкционных сталей не должно быть высокого содержания углерода. Это согласовывается и с требованиями технологической прочности. Обычно при сварке кон-
струкционных сталей стремятся, чтобы углерод в швах не превышал 0,12%.
Необходимые механические характеристики металла шва получают путем' легирования его такими элементами, которые, повышая прочность, позволяют сохранить достаточно высокие пластичность и ударную вязкость. На рис. VIII. 12, а, б показано влияние растворенных в феррите легирующих элементов на его свойства. Как следует из рисунка, марганец, кремний и никель сильно упрочняют феррит, тогда как упрочняющее действие хрома, молибдена и вольфрама выражено значительно слабее. Одновременно легирование вольфрамом и молибденом сильно снижает ударную вязкость, легирование кремнием вызывает резкое снижение ударной вязкости лишь при содержании его более 0,5%. Марганец и хром при -содержании их до 1%, а никель — до 3% повышают ударную вязкость.
Выбранное легирование металла шва тем или иным элементом не должно приводить к образованию горячих трещин и резкой закалке шва из-за быстрого охлаждения при сварке.
А. А. Россошинский и Б. С. Касаткин исследовали влияние никеля, хрома, марганца и кремния на механические свойства сварных швов при автоматической сварке и установили, что введение от 1 до 2% никеля повышает прочность при сохранении пластичности и снижает температурный порог хладноломкости металла швов. Введение никеля свыше 2% сопровождается резким усилением
380
дендритной неоднородности и снижает пластичность и ударную вязкость.
Хром снижает пластичность и ударную вязкость металла шва.
При легировании металла шва марганцем до 1,2% ударная вязкость повышается. Введение до 1,5% марганца повышает прочность при сохранении достаточной пластичности; ударная вязкость остается высокой. Увеличение содержания марганца свыше 1,5% приводит к резкому снижению ударной вязкости как при комнатных, так и при отрицательных температурах.
Введение более 0,5% кремния снижает ударную вязкость при комнатной температуре и значительно повышает температурный порог перехода металла швов, в хрупкое состояние.
Таким образом, при сварке низкоуглеродистых низколегированных конструкционных сталей в металле шва по условиям обеспечения высокой технологической и эксплуатационной прочности должно содержаться небольшое количество углерода (до 0,12^-0,14%), кремния до 0,5% (обычно 0,1ч-0,4%) и марганца до 1,5% (обычно 0,65-^ 1,2%).
Четвертым условием при выборе сварочных материалов является получение металла шва, обладающего комплексом специальных свойств (например, высокой коррозионной стойкостью, жаропрочностью, износостойкостью и др.). Эти требования выдвигаются при сварке легированных сталей специального назначения либо при наплавке слоев с особыми свойствами.
При сварке высоколегированных сталей и наплавке слоев с особыми свойствами химический состав металла шва или наплавок в большинстве случаев должен быть таким, при котором шов обладает высокой технологической прочностью (имеет повышенную стойкость против образования горячих и холодных трещин).
Так, например, при сварке хромоникелевых аустенитных сталей металл шва для сохранения жаропрочности или коррозионной стойкости должен по своему составу быть близким к составу свариваемой стали. Хромоникелевый аустенитный металл шва обладает повышенной склонностью к образованию горячих трещин (см. гл. VII).
Как указывалось в § 46 и 52, одним из радикальных методов повышения стойкости высоколегированного хромоникелевого металла аустенитного класса против образования горячих трещин является получение двухфазной аустенитно-ферритной структуры. Структурное состояние может быть оценено по диаграмме Шеффлера (см. рис. VII. 14), по координатам которой отложены все ферритообразующие легирующие, приведенные к действию хрома ([Сг]э) через эмпирически подобранные коэффициенты, и все аустенизирующие легирующие, аналогично приведенные к [Ni]3. Более точный учет может быть осуществлен дополнительным расчетом удаления из раствора стойких химических соединений (например, TiC, Сг2В2 н др.), однако для приближенной оценки возможной структуры можно использовать и рис. VII.14.
Применительно к длительной эксплуатации сварных соединений при повышенных температурах количество ферритной составляющей в структуре должно укладываться в узкие пределы ("~2—5%), чтобы избежать как горячих трещин при сварке, так и охрупчивания от
381
chipmaker.ru
теплового старения. Поэтому при выборе сварочных материалов для сварки хромоникелевых жаропрочных сталей необходимо проверять их пригодность по количеству ферритной фазы в металле шва. Требуемое количество феррита в металле шва можно получить подбором соответствующего состава наплавленного металла, т. е. регулируя содержание различных легирующих элементов в сварочных материалах.
Если при сварке чисто аустенитной жаропрочной стали феррит в металле шва недопустим, то в качестве второй фазы, предупреждающей возникновение горячих трещин, используют карбиды.
Выбор материалов для наплавки слоев с особыми свойствами производят исходя из условий эксплуатации изделия и ограничивать содержание углерода и многих других элементов, увеличивающих склонность к образованию горячих и холодных трещин, в этом случае не представляется возможным. Вследствие этого главным способом предупреждения трещин при наплавке износостойких сталей и сплавов является предварительный подогрев изделия.
§ 60. ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА РАЦИОНАЛЬНЫХ РЕЖИМОВ СВАРКИ РАЗЛИЧНЫХ КОНСТРУКЦИИ
\
Режимом сварки называют совокупность основных характеристик сварочного процесса, обеспечивающего получение сварных швов заданных размеров, формы и качества. При дуговой сварке такими характеристиками являются сварочный ток, напряжение на дуге, диаметр электрода, скорость перемещения электрода вдоль свариваемых кромок (скорость сварки), род тока, полярность и др. При электрошлаковой сварке — сварочный ток, напряжение на шлаковой ванне, скорость подъема металлической ванны (скорость сварки), глубина шлаковой ванны и др. При электрической контактной сварке — сварочный ток (мощность машины на данной ступени), время сварки, усилие на электродах (при точечной и шовной сварке), усилие осадки и установочная длина (при стыковой сварке) и др.
Первым условием выбора режима сварки является получение швов с оптимальными размерами и формой, обеспечивающими как высокую технологическую прочность, так и высокие эксплуатационные характеристики, т. е. обеспечивающими хорошее формирование шва. При этом должны учитываться теплофизические свойства свариваемого металла, так как требуемое формирование шва, например при сварке плавлением, определяется положением изотермы Тпл, которая зависит как от режима сварки, так и от теплопроводности свариваемого металла, температуры его плавления, объемной теплоемкости и температуропроводности.
На рис. VIII. 13 построены температурные поля при сварке на одинаковом режиме пластин из меди, алюминия и железа. Как видно из рисунка, при одинаковой тепловой мощности дуги и других параметрах режима сварки положение изотермы TnJI оказывается совершенно различным.
382
В § 40 были приведены некоторые показатели, характеризующие, формирование шва. Такими показателями являются относительная глубина проплавления hjb или величина, обратная ей, — коэффициент формы проплавления фпр=6/Л (ft — глубина проплавления, Ь — ширина шва). Очертание зоны наплавки характеризуется коэффициентом формы валика фв=й/с и коэффициентом полноты валика
у, см	ц-00°С,А1
1,5 1,0 0,5 0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,С 4,55.0 5,5 5,0 -X, с м
Рис. VIII.13
шва . Цв=^н/(М (с—высота усиления, FH — площадь поперечного сечения наплавленного металла).
Показателем, характеризующим формирование шва, является также коэффициент формы ванны- y>=L/b (L — длина сварочной ванны).
Условия кристаллизации сварочной ванны изменяются с изменением коэффициента формы ванны и коэффициента формы проплавления; с увеличением коэффициента формы проплавления и уменьшением коэффициента формы ванны улучшаются условия кристаллизации (уменьшается склонность к образованию горячих трещин). Однако при чрезмерном увеличении фпр и уменьшении <р швы получаются слишком широкие с малой глубиной провара. Поэтому фпр и <р не должны выходить за определенные пределы.
Условия постоянства <р вытекают из формулы (VL6) ф=/1 у qvCB.. Как видно из этой формулы, постоянство величины (р определяется Постоянством произведения qvCB. Поэтому, добиваясь геометрического подобия сварочной ванны, чтобы сохранить оптимальные условия кристаллизации, следует снижать скорость при увеличении мощности дуги и стремиться к постоянству произведения этих величин.
При действии точечного быстродвижущегося источника тепла (см. § 22) максимальная температура на расстоянии г определяется выражением
Ттах=29/(леср^).	(VIII .5)
Из этого выражения квадрат расстояния до изотермы плавления
ri=2q/(ixecpvTnB).	(VIII.6)
383
chipmaker.ru
Un
Рис. VIII.14
Тогда площадь полуокружности, описываемой радиусом г, и будет площадью провара:
Гпр=лг2/2=(л/2) [2<7/(лесруТпл)]=9/(есрТпл&). (VIII .7) Для расчетов режима сварки удобно ввести коэффициент Ко. м, выражающий расход энергии, отнесенный к одному грамму проплавляемого основного металла (удельный расход энергии на проплавление):
Ко.и=ч/^п^), (VIII.8) откуда
^nP=<7/(Ko-Mpf). (VIII.9)
Доля тепла, идущая на проплавление основного металла, характеризуется термическим к. п. д. т]п, который равен отношению количества тепла, пошедшего на плавление основного металла в единицу времени к эффективной тепловой мощности сварочного источника тепла:
11п='Р'пр^рЛтпл/?,	(VIII. 10)
где йтпл — удельная энтальпия расплавленного металла при температуре плавления, кал/г (для низкоуглеродистой стали Лтпл=325 кал/г или 198,5 кДж/кг).
Решив совместно уравнения (IX.8) и (IX.10), получим
Ко.м=Атпл/'Пп-	(VIII.11>
На рис. VIII.14 построены кривые изменения величин т]п и /Со. „ в зависимости от произведения qvCB. Из графика видно, что уменьшение тепловой мощности дуги и скорости сварки снижает термический коэффициент полезного действия и резко увеличивает расход энергии на проплавление. Так, например, на режимах ручной дуговой сварки удельный расход энергии на проплавление составляет от 1500 до 5000 кал/г и более (6,27—21,6 кДж/кг), а термический к. п. д.—от ~0,05 до 0,25; на режимах полуавтоматической сварки удельный расход энергии на проплавление равен 900—3000 кал/г (3,75— 12,5 кДж/кг), а термический к. п.д. — от 0,1 до 0,35; при работе на режимах автоматической сварки под флюсом удельный расход энергии на проплавление изменяется от 880 до 1200 кал/г (3,7—5,0 кДж/кг), а термический к. п. д. — от 0,3 до 0,368.
Глубина проплавления Л=гХ(гпл) может быть определена' по формуле (VI.7). Из этой формулы следует, что тепловая мощность дуги должна выбираться пропорциональной глубине проплавления:
<7=4л^Тпл<рА.	(VIII. 12)
384
Зная q, можно определить необходимые сварочный ток и напряжение на дуге по уравнению
<7=0,24/св{/Л,	(VIII. 13)
причем нужно подобрать такое соотношение между ними, которое обеспечит необходимую величину коэффициента формы проплавления.
При дуговой сварке и наплавке значение коэффициента формы проплавления может изменяться в довольно широких пределах: от 0,8 до 20. Однако швы, имеющие фпр<1>0, отличаются повышенной склонностью к образованию горячих трещин; при ф > 5 швы получаются слишком широкие с малой глубиной проплавления. При этом нерационально используется тепло дуги и могут быть повышенные коробления конструкции.
На величину фпр влияют практически все параметры режима. Увеличение сварочного тока значительно увеличивает глубину проплавления и мало влияет на ширину шва; вследствие этого увеличение тока приводит к снижению фпр. Увеличение скорости сварки мало влияет на глубину проплавления и вызывает значительное уменьшение ширины шва и, следовательно, приводит к уменьшению фпр. Увеличение напряжения на дуге незначительно изменяет глубину проплавления и, как следствие, ведет к увеличению фпр. Увеличение диаметра электрода приводит к уменьшению глубины проплавления и увеличению ширины шва, а следовательно, — к увеличению коэффициента формы проплавления.
Варьируя отдельными параметрами режима сварки, можно добиться получения швов с желаемой величиной коэффициента формы проплавления.
Работоспособность сварных соединений зависит также от внешней формы шва. Если шов высокий и узкий, то в месте перехода от металла шва к основному металлу наблюдается концентрация напряжений, что при определенном характере нагружения может вызвать усталостные трещины. Поэтому следует выбирать такой режим сварки, который обеспечит плавное сопряжение поверхности металла шва с поверхностью основного металла, т. е. обеспечит наименьшую геометрическую неоднородность сварного соединения.
Как указано выше, очертание валика может быть охарактеризовано коэффициентами формы валика фв и полноты валика рв. Для определения величин этих коэффициентов необходимо знать площадь поперечного сечения наплавленного металла, которая может быть определена по формуле (VI. 10), а также ширину шва Ь и высоту усиления с. Ширина шва может быть определена по формуле
&=фпрЛ.	(VIII.14)
Коэффициент полноты валика рв в швах с удовлетворительным формированием колеблется в относительно узких пределах (обычно 0,674-0,75) и для большинства швов имеет значение ~0,73. Поэтому с достаточной для практических целей степенью точности коэффициент полноты валика может быть принят равным 0,73. Тогда высота усиления шва может быть определена по формуле
c=FB/(0,73&).	(VIII.15)
385
chipmaker.ru
Хорошо сформированные швы должны иметь коэффициент формы валика (шва) более 7*. При меньшем значении его не обеспечивается плавность перехода от металла шва к основному металлу. Все изменения режима сварки, вызывающие уменьшение ширины шва и увеличение количества наплавленного металла, приводят к уменьшению коэффициента формы валика. Поэтому увеличение сварочного тока и скорости сварки, а также уменьшение напряжения на дуге и диаметра электрода снижают величины коэффициента формы валика.
При электрошлаковой сварке размеры и форма металлической ванны характеризуются шириной шва b и глубиной металлической ванны Н. Отношение ширины шва к глубине металлической ванны называют коэффициентом формы металлической ванны: ty=b/H- Здесь, так же как и при дуговой сварке, форма и размеры металлической ванны оказывают существенное влияние на качество сварного соединения и зависят от режима сварки. Увеличение тока и скорости сварки, а также уменьшение напряжения на шлаковой ванне, глубины шлаковой ванны и скорости поперечных колебаний электродов снижают коэффициент формы металлической ванны.
При сварке низкоуглеродистой стали тепловое воздействие дуги не вызывает существенных изменений свойств околошовной зоны и режим, выбранный исходя из условий наилучшего формирования шва, обеспечивает необходимые качества сварного соединения. При сварке же легированных сталей как в металле шва, так и в зоне термического влияния могут произойти такие структурные превращения, которые окажут существенное влияние на прочностные и пластические свойства сварного соединения. Поэтому удовлетворительное формирование швов является необходимым, но недостаточным критерием оценки пригодности режима сварки легированных сталей.
В этих случаях режим сварки не только должен обеспечивать хорошее формирование шва, но и не вызывать существенного ухудшения свойств околошовной зоны, в первую очередь ее пластичности. Следовательно, вторым условием выбора рационального режима сварки является обеспечение такого термического цикла, который обеспечит оптимальные свойства зоны термического влияния и металла шва. -
Воздействие термического цикла сварки на структуру и свойства сварных соединений подробно рассмотрено в гл. VII. Поэтому напомним только, что при .сварке низколегированных конструкционных сталей как с невысоким, так и с повышенным содержанием углерода, а также среднелегированных и высоколегированных конструкционных сталей, склонных к закалке под воздействием термического цикла сварки, в зависимости от величины погонной энергии может наблюдаться либо резкая подкалка околошовной зоны, сопровождающаяся повышением твердости и снижением пластичности (при малых значениях погонной энергии), либо интенсивный рост зерна, вызывающий снижение пластичности металла (при чрезмерно больших значениях погонной энергии). Как в первом, так и во втором случаях в около-
* При сварке тонколистового металла допускается уменьшение фв до 5.
386
шовной зоне могут образоваться трещины. Поэтому для различных сталей следует устанавливать (с помощью валиковой пробы или пробы ИМЕТ-1—см. § 57) диапазон оптимальных скоростей охлаждения околошовной зоны, который обеспечит ее оптимальные свойства.
Связь между режимом сварки (погонной энергией) и скоростью охлаждения дают формулы (VII.2) -е- (VII.4). Сварка на режимах, дающих скорость охлаждения околошовной зоны выше верхнего предела, приводит к резкому снижению пластичности околошовной воны из-за ее подкалки; режимы, приводящие к получению скорости охлаждения ниже нижнего предела, снижают пластичность и вязкость вследствие чрезмерного роста зерна.
Если сталь подвержена резкой закалке, то может оказаться, что при всех скоростях охлаждения в околошовной зоне образуется , мартенситная структура. При этом уменьшение скорости охлаждения ниже некоторого предела, не устраняя образования мартенсита, приводит к значительному росту зерна, вызывающему сильное снижение пластичности. Для таких сталей чрезмерно высокий подогрев с целью избежать подкалки околошовной зоны не только, не принесет пользы, а, наоборот, может заметно ухудшить свойства (прежде всего ударную, вязкость) околошовной зоны. В этих случаях допустимый диапазон скоростей охлаждения должен быть таким, при котором, несмотря на частичную подкалку, гарантируется отсутствие трещин. Для восстановления свойств околошовной зоны в таких случаях ' необходима последующая термообработка.
Таким образом, при выборе режима сварки легированных конструкционных сталей необходимо либо экспериментально, либо расчетным путем подобрать режим сварки по условиям формирования шва, определить фактическую скорость охлаждения околошовной зоны и сравнить ее с данными о допустимых скоростях охлаждения этой стали. Для сталей, закаливающихся в условиях сварки, надо найти необходимую температуру предварительного подогрева в случае, если фактическая скорость охлаждения при сварке на принятом режиме выходит за верхний предел диапазона оптимальных скоростей.
При сварке высоколегированных хромоникелевых аустенитных сталей под влиянием термического цикла сварки могут протекать процессы, в результате которых произойдет потеря стойкости металла против коррозии. В гл. VII рассмотрена физическая сущность этого явления. На рис. VII. 13 показана схематически зависимость склонности стали к межкристаллитной коррозии от температуры и времени, из которой следует, что для появления склонности к межкристаллитной коррозии необходима определенная выдержка стали при высоких температурах. Наименьшее время выдержки стали /кр, необходимое для возникновения склонности к межкристаллитной коррозии, наблюдается при температурах 680—780° С. Как для более высоких, так и для более низких температур время выдержки, вызывающее такую склонность, увеличивается. Для предупреждения появления склонности к межкристаллитной коррозии при сварке аустенитных хромоникелевых сталей необходимо выбирать такие режимы, при которых время пребывания металла шва и околошовной зоны в опасном
387
chipmaker.ru
интервале температур было бы наименьшим. При выборе режима сварки аустенитных хромоникелевых сталей необходимо:
1) определить, режим сварки по условиям формирования шва; при этом следует иметь в виду, что эти стали обладают большим удельным электрическим сопротивлением, поэтому допускаемая плотность тока при сварке аустенитными электродами должна быть меньше, чем при сварке низкоуглеродистыми электродами;
2) определить фактическую скорость охлаждения и время выдержки металла шва и околошовной зоны в опасном интервале температур. Это время пребывания металла шва и околошовной зоны в опасном интервале температур сопоставить с критическим временем, т. е. минимальным временем выдержки, которое вызовет возникновение склонности к межкристаллитной коррозии.
Время пребывания металла шва и околошовной зоны в опасном интервале температур можно определить по формуле
^о.м=(780-680)М,	(VIII. 16)
где w0 — среднее значение скорости охлаждения в интервале температур 780—680° С.
Мгновенную скорость охлаждения при 7=780° С (шОхл. 78о°) и 7=680° С (шохл. 680°) в условиях сварки можно определить по формулам (VI 1.2)—(VI 1.4).
Средняя скорость охлаждения
и.'о = (ШОхл. 680°+^охл. 780°)/2.	, (VIII.17)
Для сохранения стойкости против межкристаллитной коррозии необходимо соблюдение следующего неравенства:
/кр>К/и+К12^	(VIII. 18)
1
где /кр — критическое время; tol — время пребывания в области опасных температур того слоя шва, стойкость которого определяется;
п
2^оп — суммарное время пребывания в области опасных температур, определяемое суммой соответствующих времен воздействия всех термических циклов сварки (при многослойной сварке) на слой шва, стойкость которого определяется; К и К.±—поправочные коэффициенты, определенные сопоставлением расчетных данных с фактическими и равные соответственно 2,1 и 1,74.
Таким образом, при выборе режима сварки во всех случаях следует исходить из условий получения швов, имеющих хорошее формирование (наименьшую геометрическую неоднородность и оптимальные условия кристаллизации), а также получения такого термического цикла, который обеспечит оптимальные свойства зоны термического влияния и металла шва.
388
КОНТРОЛЬНЫЕ ВОПРОСЫ
1.	Дайте определение технологической свариваемости.
2.	Как влияют габариты и назначение конструкции на пригодность стали' для ее изготовления?
3.	Как влияют условия работы и расположение швов в конструкции на выбор способа сварки?
4.	На какие группы можно подразделить методы оценки технологической свариваемости?
5.	Какие методы определения стойкости металла шва против образования горячих трещин вы знаете?
6.	Какие методы определения стойкости металла околошовной зоны против образования холодных трещин вы знаете?
7.	Какие существуют методы определения стойкости против перехода металла в хрупкое сечение?
8.	Как определяется чувствительность стали к термическому циклу сварки по методам ИМЕТ,. валиковой пробы?
9.	В чем заключаются методы проверки эксплуатационных характеристик металла шва и сварного соединения?
10.	Что должно быть положено в основу выбора того или иного способа сварки?
11.	Как влияют свойства свариваемого металла на выбор способа сварки?
12.	Как влияет толщина свариваемых деталей и габариты конструкции на выбор способа сварки?
13.	В чем сущность экономического обоснования выбора способа сварки?
14.	Что должно быть положено в основу выбора сварочных материалов для изготовления сварной конструкции?
15.	При каких условиях обеспечивается высокая технологическая прочность при сварке?
16.	Какими механическими' свойствами должен обладать металл шва для обеспечения высокой эксплуатационной прочности сварного соединения?
17.	Как осуществляется совместная работа металла шва и основного металла при поперечном и продольном расположении швов?
18.	Рассмотрите работоспособность сварных соединений с мягкой прослойкой.
19.	Как влияют углерод и другие легирующие элементы на механические свойства металла шва?
20.	Каким путем обеспечиваются специальные свойства металла шва и как сочетается требуемая степень легирования с высокой технологической и эксплуатационной прочностью?
21.	Как по диаграмме Шефлера можно определить структуру металла шва?
22.	Что называется режимом сварки?
23.	Какие показатели характеризуют форму шва?
24.	Как выбирают режим сварки по условиям формирования шва?
25.	В чем заключаются основные принципы выбора режима сварки конст-рукционньЗх легированных сталей?
26.	Каковы принципы выбора режима сварки аустенитных хромоникелевых сталей?
ЛИТЕРАТУРА
1.	Автоматическая дуговая сварка. Под ред. Е. О. Патона. Киев, Маш-гиз, 1953.
2.	Багрянский К. В., Добротина 3. А., Хренов К. К. Теория сварочных процессов. Киев, «Вища школа», 1976.
3.	Гельман А. С. Теория сварки давлением. М., «Машиностроение», 1970.
4.	Д е м я н ц е в и ч В. П. Металлургические и технологические основы дуговой сварки. М. — Л., Машгиз, 1962.
5.	Е р о х и н А. А. Кинетика металлургических процессов дуговой сварки, М., «Машиностроение», 1964.
6.	Казимиров А. А. и др. Расчет температурных полей в пластинах при электрической сварке плавлением. Справочник. Киев, «Наукова думка», 1969.
389-
chipmaker.ru
7.	К и р е е в В. А. Краткий курс физической химии. Изд. 4-е. М., «Химия», 1969.
8.	Николаев Г. А. Сварные конструкции. М., Машгиз, 1962.
9.	.Николаев Г. А., Ольшанский Н. А. Новые методы сварки металлов ц пластмасс. М., «Машиностроение», 1966.
10.	Николаев Г. А., Винокуров В. А., Куркин С. А. Расчет, проектирование и изготовление сварных конструкций. М., «Высшая школа», 1971.
11.	Окерблом Н. О. Сварочные деформации и напряжения. Л., Машгиз, 1948.
12.	Окерблом Н. О., Демянцевич В. П., Байкова И. П. Проектирование технологии изготовления сварных конструкций. Л., Судпромгиз, 1963.
13.	Петров Г. Л\ Зе мз ин В. Н., Го н сер о век и й Ф. Г. Сварка нержавеющих жаропрочных сталей. Л., Машгиз, 1962.
14.	Петров Г. Л. Сварочные материалы. Л., «Машиностроение», 1972.
15.	Поход ня И. К. Газы в сварных швах. М., «Машиностроение», 1972.
16.	Прохоров Н. Н. Физические процессы в металлах при сварке. Т. 1, М., «Металлургия», 1968.
17.	Рыка л ин Н. Н. Расчет тепловых процессов при сварке. М., Машгиз, 1951.
18.	Сефериан Д. Металлургия сварки. Перевод с французского. М., Машгиз, 1963.
19.	Справочник по сварке. Т. I—IV, М., Машгиз, 1961—1970.
20.	Технология электрической сварки плавлением. Под ред. Б. Е. Патона. М.— Киев, Машгиз, 1962.
21.	Фролов В. В. Физико-химические процессы в сварочной дуге. М., Машгиз, 1954.
22.	Фролов В. В., Винокуров В. А., Волченко В. Н., Пара-хин В. А., А р у т ю н о в а И. А. Теоретические основы сварки. М., «Высшая школа», 1970.
23.	Ф р у м и н И. И. Автоматическая электродуговая наплавка. Харьков, Металлургиздат, 1961.
24.	Шоршоров М. X. Металловедение сварки сталей и сплавов титана. М., «Наука», 1965.
25.	Электрошлаковая сварка. Под ред. Б. Е. Патона. Киев, Машгиз, 1959.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Предисловие ..............................................................................  :	3
Введение ................................................................................; ;	5-
Глава I. Физические основы сваривания металлов......................................................  8
§ 1.	Физические основы процесса сварки металлов.........................................	8
§ 2.	Классификация видов сварки................................................................ 15
§ 3.	Основные виды сварки металлов  ..........................................................  18
Глава II. Основы физической химии . . ,..................................................,. . .	32
§ 4.	Общие положения и первый закон термодинамики ......	32
§ 5.	Второй закон термодинамики................................................................ 39
§	6.	Характеристические функции	и	термодинамические	потенциалы	43
§	7.	Растворы ...........................	.	. , , .	49
§ 8.	Обратимость и равновесие химических реакций............................................... 53
§	9.	Вычисление констант равновесия	химических	реакций	....	57
§	10.	Диссоциация окислов	.. ,	61
§ 11.	Кинетика химических реакций .............................................................. 65
§ 12.	Некоторые явления в жидких средах и на поверхности раздела фаз . . . « • . ........ ...*«	69
Глава III. Сварочные источники тепла ..............................................................  78
§ 13.	Общие требования к сварочным .источникам тепла .....	78
§ 14.	Газосварочное пламя	81
§ 15.	Сварочная дуга.................................................................   .	88
§ 16.	Нагрев электрическим током при наличии контактного сопротивления.................................................  103
- § 17. Электрошлаковый источник тепла ............ НО
§ 18.	Новые сварочные источники теяла ...........	112
§ 19.	Сравнительные характеристики различных источников тепла для сварки плавлением.............................................  116
Глава IV. Нагрев металла сварочными источниками тепла .....	120
§ 20.	Общие положения и основы тепловых расчетов применительно к условиям сварки.............................................. 120
§ 21.	Основные расчетные схемы нагрева металла сварочными источниками тепла.............................................  131
§ 22.	Термические расчеты применительно к сварке массивного тела точечным источником тепла.....................................  140
§ 23,	Температурные поля в пластине ири ее проплавлении на всю толщину ........................................................150
§ 24.	Нагрев плоского слоя точечным источником тепла............................................157
§ 25.	Периоды теплонасыщения и выравнивания температуры ...	160
§ 26.	Температурные поля распределенных источников тепла ...	165
§ 27.	Расчет нагрева и плавления электродной проволоки..........................................171
§ 28.	Использование тепловых расчетов применительно к условиям сварки......................................'...................178
Глава V. Металлургические процессы при сварке плавлением ....	183
§ 29.	Общая характеристика металлургических процессов при сварке плавлением...................................................   183
§ 30.	Влияние кинетических факторов на процессы взаимодействия металла с Окружающей средой в условиях сварки плавлением 190
§ 31.	Взаимодействие металла с кислородом при сварке сталей плавлением .....................................................194
§ 32.	Взаимодействие металла с азотом и водородом при  сварке  плавлением .............................................      202
§ 33.	Взаимодействие металла при сварке со сложными газами, содержащими кислород............................................207
§ 34.	Особенности состава газовой фазы при дуговой сварке плавящимся электродом и ее взаимодействие с металлом , . . . .	216
391
chipmaker.ru
§ 35.	Особенности взаимодействия металла и шлаков при сварке . .	227
§ 36.	Совместное воздействие шлака и газовой фазы на металл прн сварке плавлением ..........................................   234
§ 37.	Процессы раскисления металла при сварке плавлением ....	245
§ 38.	Легирование металла при сварке плавлением .......	252
§ 39.	Рафинирование металла при сварке плавлением.............259
Глава VI. Сварочная ваниа, кристаллизация металла при сварке и формирование металла шва .........................................264
§ 40.	Сварочная ванна, ее образование и основные характеристики ,	264
§ 41.	Основные закономерности процесса кристаллизации.........273
§ 42.	Особенности кристаллизации металла в сварочной ванне . . .	278
§ 43.	Ликвация примесей при кристаллизации металла сварочной ванны..........................................................285
§ 44.	Характерные зоны металла шва при одно- и многопроходной сварке.......................................................  289
§ 45.	Деформирование металла при высоких температурах сварки и его деформационная способность.............................  291
§ 46.	Горячие	трещины при сварке..............................299
§ 47.	Поры и	неметаллические включения в сварных швах . , . .	303
Глава VII. Влияние термодеформациоиного цикла сварки на структуру и свойства металла в сварных соединениях..........................310
§ 48.	Общий характер термодеформационного воздействия на металл при сварке...................................................  310
§ 49.	Характерные зоны металла в сварных соединениях..........313
§ 50.	Зона термического воздействия при сварке низкоуглеродистых сталей....................................................318
§ 51.	Структура и свойства металла зоны термического влияния при сварке закаливающихся сталей и чугуна..........................322
§ 52.	Изменение свойств металла в околошовных зонах высоколегированных сталей........................................... 330
§ 53.	Особенности изменения структуры и свойств металла в зоне термического влияния при сварке различных цветных металлов и сплавов......................................................336
§ 54.	Особенности структуры	сварных	соединений, выполненных
многослойными швами......................................340
§ 55.	Холодные трещины в сварных	соединениях..................344
§ 56.	Влияние термической обработки сварных соединений на их структуру и свойства.........................................  355
Глава VIII. Технологическая свариваемость металлов и факторы, ее определяющие .....................................................360
§ 57.	Представление о свариваемости металлов и сплавов в связи с их свойствами, размерами и назначением сварных конструкций 360
§ 58.	Выбор вида сварки в связи с технологической свариваемостью 371
. §	59. Принципы выбора сварочных материалов для различных случаев сварки , ..................	374
§ 60.	Принципы выбора рациональных режимов сварки различных конструкций ...................................................382
Литература......................  .	i.......................  389