сварка
разнородных
сталей
С Я РА
weldworld.ru
6П4.3
3-18
УДК 621.791 (031)
Закс И. А. Сварка разнородных сталей. Л., «Машино-
строение». 1973 г. 208 с.
В справочном пособии систематизированы наиболее рас про-
страненные в промышленности марки сталей по относительно
близким их свойствам и свариваемости, рассмотрены возможные
сочетания этих сталей в разнородных сварных соединениях, при-
ведена классификация марок электродов по типам соответствую-
щих стандартов. Обоснованы принципы выбора электродов для
сварки разнородных сталей, даны рекомендации по выбору типов
и марок электродов для сварки рассмотренных сочетаний сталей
с учетом обеспечения различных служебных характеристик
сварных соединений и их технологической прочности. Реко-
мендуются также режимы подогрева и отпуска разнородных
сварных соединений для получения оптимальных свойств и общие
условия их выполнения.
Справочное пособие предназначено для инженерно-техниче-
ских работников, занимающихся проектированием, изготовлением
и ремонтом сварных конструкций из разнородных сталей. Книга
может быть полезна также студентам институтов и техникумов сва-
рочной и машиностроительной специальности.
Табл. 36. Ил. 19. Список лит. 93 назв.
3126 — 098
038 (01) — 73
98 — 73
Рецензент д-р техн, наук проф. Л Л. Петров
© Издательство «Машиностроение» 1973 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Развитие современной энергетики, химической и нефтяной промыш-
ленности, атомной, ракетной, космической и других отраслей техники
идет в направлении^ непрерывного увеличения рабочих температур, дав-
лений и мощностей создаваемых машин и установок, а также повышения
агрессивности рабочих сред. Поэтому к элементам и узлам указанных
машин и установок часто предъявляются требования по сочетанию
свойств (жаростойкости, жаропрочности, магнитной проницаемости,
электросопротивлению, теплопроводности, коррозионной стойкости
и др.), которые во многих случаях могут быть обеспечены только при
изготовлении их из разнородных материалов с применением сварки или
наплавки. Необходимость изготовления сварных конструкций из раз-
нородных материалов часто диктуется также экономическими сообра-
жениями.
Специфической особенностью разнородных сварных соединений
является наличие комплекса сильно развитых неоднородностей (хи-
мической, структурной, механической и др.), что оказывает сущест-
венное влияние на их проектирование, выбор сварочных материалов,
технологию изготовления и испытания.
Квалифицированный учет указанных факторов на всех стадиях
изготовления разнородных сварных соединений обусловливает их
эксплуатационную надежность и долговечность.
Основные проблемы и закономерности, определяющие неоднород-
ность состава, структуры и свойств сварных соединений, наиболее
полно изучены и освещены в работах (4—6, 11—14, 28, 38, 53, 63 и др.]
Комплексное освещение проблем сварки разнородных сталей впер-
вые выполнено В. Н. Земзиным 128].
Разнородные сварные соединения, так же, как и однородные, из-
готавливаются всеми существующими способами сварки и наплавки,
однако конструкции сложной формы, крупногабаритные, с различным
пространственным расположением швов и т. д. изготавливаются преиму-
щественно электродуговой ручной сваркой, как наиболее универсаль-
ным и достаточно производительным процессом. Поэтому выбор сва-
рочных материалов для ручной дуговой сварки имеет большой практи-
ческий интерес.
В настоящей работе сделана попытка систематизировать наиболее
распространенные в промышленности марки сталей по относительно
близким их свойствам и свариваемости, возможным сочетаниям при
изготовлении сварных конструкции, а также обосновать выбор типов
и марок электродов для их сварки. Рекомендуются также режимы
подогрева и отпуска сварных разнородных соединений, исходя из про-
мышленного опыта и многочисленных литературных данных, для полу-
чения оптимальных свойств изделий.
♦
4
ПРЕДИСЛОВИЕ
Учитывая многогранность и сложность вопросов выбора электро*
дов для сварки разнородных соединений, применительно к конкретным
условиям их эксплуатации, пи в коей мере не следует полагать, что
данная работа полностью освещает и исчерпывает эту проблему.
Однако автор считает, что изложенный в работе материал, будет
полезен для конструкторов, технологов-сварщиков и других специали-
стов. связанных е проектированием, изготовлением, испытаниями и
ремонтом сварных разнородных конструкций.
Все критические замечания по содержанию данной работы будут
приняты с благодарностью.
Автор выражает особую благодарность д-ру техн, наук В. Н. Зем*
вину за ценные советы и помощь при подготовке рукописи.
ГЛАВА I
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Общие принципы выбора сварочных материалов характеризуются
следующими основными условиями [5а]:
1)	обеспечение, требуемой эксплуатационной прочности сварного
соединения, т. е/ определенного комплекса и уровня механических
свойств металла шва в сочетании с основным металлом;
2)	обеспечение необходимой сплошности металла шва (без пор и
шлаковых включений или с минимальными размерами и количеством
указанных дефектов на единицу длины шва);
3)	отсутствие горячих и холодных трещин, т. е. получение металла
с достаточной технологической прочностью [58];
4)	получение комплекса специальных свойств металла шва (жаро-
прочное! я, жаростойкости, коррозионной стойкости и т. Д-). Это усло-
вие необходимо соблюдать только при сварке легированных сталей
специального назначения и при наплавке сюев с особыми свойствами;
5)	обеспечение необходимой технологичности электродов, т. е. их
пригодности для сварки в различных пространственных положениях,
универсальности по роду применяемого тока, производительности, ха-
рактеризуемой коэффициентами наплавки и расплавления, и т. д.
Эти показатели определяются для каждой марки электродов опыт-
ным путем и легко могут быть установлены по справочным материалам
[15, 66, 74, 76].
Рациональный выбор сочетаний различных марок сталей и сва-
рочных материалов при проектировании сварных конструкций является
сложной инженерной задачей, при решении которой необходимо учи-
тывать кроме состава и свойств материалов также технико-экономиче-
ские, технологические, эксплуатационные и другие факторы.
Назначение электродов для сварки разнородных соединений про-
изводится в зависимости от вида конструкций, условий и ресурса их
эксплуатации, технических возможностей производства и т. д.
При выборе для сварных конструкций сталей и сварочных материа-
лов разных структурных классов следует учитывать возможность су-
щественного развития в сварных соединениях структурной, химической
и механической неоднородностей, а также наличия поля остаточных
сварочных напряжений, которые при различии коэффициентов линей-
ного расширения не могут быть сняты термической обработкой [28].
Эти факторы могут значительно снижать работоспособность и надежность
разнородных сварных конструкций.
Строго говоря, не существует совершенно однородных сварных
н наплавленных соединений, так как между швом и основным металлом
(или наплавленным металлом и подложкой) всегда имеется какая-то
неоднородность: химическая, структурная, механическая и т. д.
Однако в технике и в литературе принято называть разнородными или
комбинированными [28, 49] сварные соединения, в которых имеются
стали различных структурных классов или одного структурного класса,
6
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
но с различным легированием (разных марок), а также биметалличе-
ские соединения.
Укрупненно разнородные сварные соединения можно разделить на
пять основных групп:
1)	соединения из сталей разных структурных классов;
2)	из сталей одного структурного класса различного легирования
(разных марок);
3)	из сталей одного структурного класса со швом другого структур-
ного класса;
4)	из биметаллов;
5)	комбинированные сочетания из перечисленных выше четырех
групп.
1.	КЛАССИФИКАЦИЯ СТАЛЕЙ И ИХ СОЧЕТАНИЯ
В РАЗНОРОДНЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ
Номенклатура марок сталей, применяемых в настоящее время
в различных отраслях промышленности для изготовления сварных кон-
струкций, исключительно широка, а все возможные сочетания из их
разнородных соединений практически трудно перечислить. Поэтому для
упрощения задачи выбраны наиболее распространенные (преимущест-
венно стандартизированные) марки сталей, которые разделены исходя
из структурного состояния на три основных класса:
1)	перлитные (углеродистые и низколегированные);
2)	ферритные и феррито-мартенситные (высокохромистые);
3)	аустенитные и феррито-аустенитные (хромоникелевые).
Каждый класс разделен, в свою очередь, на группы, в которые вклю-
чены стали с относительно близкими свойствами, свариваемостью и
служебными характеристиками (табл. 1).
Разделение высоколегированных сталей на группы (кислотостой-
кие, жаростойкие, жаропрочные) произведено в соответствии с их
основными служебными свойствами и в некоторой степени условно, так
как кислотостойкие стали одновременно являются жаростойкими до
определенных температур, а жаростойкие являются также коррози-
снностойкими в определенных средах и т. д.
Не перечисленные в табл. 1 стали по аналогии структурного состоя-
ния и свойств могут быть отнесены к одной из групп соответствующего
класса, а следовательно, приведенные рекомендации по выбору электро-
дов, температуры подогрева и отпуска сварных разнородных соединений
могут быть также использованы и для других конкретных сочетаний
сталей, не перечисленных в приведенных далее таблицах.
Стали, перечисленные в табл. 1, можно комбинировать в сварных
соединениях в следующих сочетаниях:
1)	перлитные с перлитными (углеродистыми и низколегированными);
2)	ферритные и феррито-мартенситные с ферритными и феррито-
мартенситными (высокохромистыми);
3)	аустенитные и феррито-аустенитные с аустенитными и феррито-
аустенитными (хромоникелевыми);
4)	перлитные (углеродистые и низколегированные) с ферритными
и феррито-мартенситными (высокохромистыми);
5)	перлитные (углеродистые и низколегированные) с аустенитными
и феррито-аустенитными (хромоникелевыми):
6)	ферритные и феррито-мартенситные (высокохромистые) с аусте-
нитными и феррито-аустенитными (хромоникелевыми).
СТАЛИ И ИХ СОЧЕТАНИЯ В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ 7
Таблица 1
Классификация сталей
Класс	Группа	Марка	Стандарт или техн и чески е уел ови я
Перлитные	л I	Малоуглеродистые Ст.О, Ст.1, Ст.2, Ст.З, Ст.4 БСт.О, БСт.1, БСт.2, БСт.З, . БСт.4 ’ ВСт.2, ВСт.З, ВСт.4	ГОСТ 380—71
		08, 10, 15, 20, 25	ГОСТ 1050—60
		15Л, 20Л, 25Л	ГОСТ 977—65
		12К, 15К, 16К, 18К, 20К	ГОСТ 5520—69
	11	Среднеуглеродистыс и низколегированные Ст.ЗГ, БСт.ЗГ, ВСт.ЗГ Ст.5, БСт.5, ВСт.5 Ст.5Г, БСт.5Г, ВСт.бГ	ГОСТ 380—71
		15Г, 20Г, 25Г, ЗОГ, 30	ГОСТ 1050—60
		14Г, 19Г, 09Г2, 14Г2, 18Г2, 12ГС, 16ГС, 17ГС, О9Г2С, 10Г2С1,	18Г2С,	25Г2С, 10ХСНД, 15ХСНД, 14ХГС, 15ГФ	ГОСТ 5058—65
		15Х, 15ХА, 20Х, ЗОХ, 10Г2, 18ХГ, 18ХГТ, 16ХСН, 15ХФ, 20ХФ, 20ХН, 15НМ, 20НМ, 13Н2ХА, 12ХН2, 12ХНЗА, 20ХНЗА, 12Х2Н4А, 20Х2Н4А, 15ХГНТ, 15ХГНТА, 18ХГН, 20ХГСА, 15Х2ГН2Т, 15Х2ГН2ТА,	20ХН4ФА, 18Х2Н4ВА	ГОСТ 4543—61
		| зол	ГОСТ 977—65
8
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Продолжение табл. 1
Класс	Группа	Марка	Стандарт или технические условия
Перлитные	11	20ГЛ, 27ГЛ, 20ГСЛ, ЗОГСЛ, 08ГДНФЛ,	13ХНДФГЛ, 12ДН2ФЛ	ГОСТ 7832—65
		22К	ТУ 24-10-002—70
	III	Низколегированные специальные АК25, ЛК27, АК28, ЛЛ5	ТУ
	IV	Средне углеродистые и н и з к о л е г и р о в а н н ы е повыше н н о й прочности Ст.6, БСт.6	ГОСТ 380—71
		35, 40, 45, 50, 55, 35Г, 40Г, 45Г, 50Г	ГОСТ 1050—60
		35ГС	ГОСТ 5058—65
		35Х, 38ХЛ, 40Х, 45Х, 50Х, 35Г2, 40Г2, 45Г2, 50Г2, ЗОХГТ, 40ХГ, 35ХГ2, ЗЗХС, 38ХС, 40ХС, 27СГ, 35СГ, 36Г2С, 38ХВА, 40ХФЛ, ЗОХНЗА, 40ХН, 45ХН, 50ХН, 25ХГСА, ЗОХГС, ЗОХГСА, 35ХГСА, 25Х2ГНТА, ЗОХГСНА, ЗОХГНА, 38ХГН, 30Х2ГН2, ЗОХНВЛ, 38ХНВА, 40ХНВА, 40ХНМА, 30Х2НВА, 38X3HBA,	25Х2Н4ВА, 30ХН2ВФА, 38ХЮ, 30Х2НВФЛ,	38ХНЗМФА, 38XH3BA, 38ХНЗВФА	ГОСТ 4513—61
		35Л, 40Л, 45Л, БОЛ, 55Л	ГОСТ 977—65
СТАЛИ И ИХ СОЧЕТАНИЯ В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ
__—---------------2 —------------:______-д_ _, • „
9
Продолжение табл. 1
Класс	Группа	Марка		Стандарт иди 1 технические условия
Перлитные	IV	35ГЛ, 40ГЛ, 32Х06Л, 35ХГСЛ, 40ХЛ, 35НГМЛ, 40ГФЛ, 12ДХН1МФЛ, ЗОХНМЛ, 40ХНЛ, 40ХНТЛ		ГОСТ 7832—66
	V	'Теплоустойчивые хромомолибденовые 15ХМ, ЗОХМ, ЗОХМА, 35ХМ, 38ХМА, 38ХМЮА		ГОСТ 4543—61
		12МХ		ГОСТ 10500—63
		20ХМЛ, 35ХМЛ		ГОСТ 7832—65
		20ХМУ, 25ХхЧ		ТУ Л КЗ—57/50
	VI	Теплоустойчивые хромомолибдене- ванадиевые и хромомолибден о- вольфрамовые 12X1 МФ, 25X1 МФ. 25Х2М1Ф, 20ХЗМВФ (ЭИ415) 18ХЗМФ, 25X1М1Ф		ГОСТ 10500—63
		15X1 Ml Ф		МРТУ 14-4-21—67
		15X1 Ml ФЛ	1	МВН 632—63
		20ХМФЛ,	25Х2МФЛ	ТУМТЭ и ТМ 2—67
Ферритные и феррито-мартен- ситные	VII	Высоко нерж 0X13, XI 3X13, 1Х13Г	хромистые а в е ю щ и е •1, 1X13, 2X13, 13	ГОСТ 5632—61
		10Х13Л, 20Х13Л, 5Х14НДЛ		ГОСТ 2176—67 
10
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Продолжение табл. 1
Класс	f'pvnna	Марка	Стандарт или технические условия
Ферритные и феррито-мартенситные	VIII	Вы сокохром истые кислотостойкие и жаростойкие Х17, 0Х17Т, Х25Т, Х28, 1XI7H2	ГОСТ 5632—61
		1Х17Н	ЧМТУ 1-794—69
		15Х25ТЛ, 10X16Н4Б, 10Х17НЗСЛ	ГОСТ 2176—67
	IX	Вы сокохром истые жаропрочные 1X1 ВМФ, 1Х12ВНМФ, 1X12В2МФ, 2Х12ВМБФР	ГОСТ 5632—61
		1Х11МФБЛ (15X11 МФБ Л, ХИЛА)	ТУ 49-2004—59ЛМЗ
Аустенитные и феррито-аустенитные	X	Аустенитные кислотостой кие ООХ18НЮ, 0Х18Н10, Х18Н9, 2Х18Н9, Х18Н10Е, 0Х18Н10Т, X181 ПОТ, Х18Н9Т, 0Х18Н11, 0Х18Н12Т, 0Х18Н12Б, Х17Н13М2Т, X17H13M3T, 0Х17Н16МЗТ, ОХ10Н20Т2	ГОСТ 5632—61
		5Х18Н9Л, 10Х18Н9Л, 10Х18Н9ТЛ,	5Х18Н11БЛ, 10Х18Н12МЗТЛ	ГОСТ 2176—67
	XI	Аустени г в ы е кислотостойкие повышенной прочности 0Х18Н12ТФ (ЭИ953), ОХ20Н12АБФ	ЧМТУ 1-794—69
		Х18Н22В2Т2 (48AH-I)	ВТУ 590—59
СТАЛИ И ИХ СОЧЕТАНИЯ В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ Ц
Продолжение табл. 1
Класс	Группа	Марка	Стандарт или технические условия
Аустенитные и феррито-аустенитные	XII	Аустенитные ж а ро сто и кие 0Х23Н18, Х23Н18, Х23Н13, 0Х20Н14С2, Х20Н14С2, X2JH20C2, 4Х18Н25С2  ч	ГОСТ 5632—61
		15Х23Н18Л, 15Х25Н19С2Л, 30Х24Н12СЛ, 25Х23Н7СЛ	ГОСТ 2176—67
	XIII	Аустенитные жаропрочные 1Х14И16Б,	1Х14Н16БР, 1Х14Н18В2Б, 1Х14Н18В2БР, 4Х14Н14В2М, 1Х16Н13М2Б, Х16Н15МЗБ, ЗХ19Н9МВБТ, ХН35ВТ (ЭИ612), ХН35ВТР, ХН35ВМТ (ЭИ692)	ГОСТ 5632—61
		Х15Н25М6 (ЭИ395)	МПТУ 2362—46
		15Х18Н22В6М2Л, 20X21Н46В8Л	ГОСТ 2176—67
	XIV	Феррито- аустенитные высокопрочные и кислотостойкие 0Х22Н5Т, 1Х21Н5Т, 0Х21Н6М2Т, Х28АН	ГОСТ 5632—61
		Х25Н6АТМФ (ЭИ954)	ЧМТУ 1-794—69
		10Х25Н5ТМФЛ	ГОСТ 2176—67
12
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
2.	ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ ПО УРОВНЮ
МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
Стандарты на электроды для дуговой сварки сталей (ГОСТ 9467—60
и ГОСТ 10052—62, (см. приложения в конце книги) регламентируют
для каждого типа электродов уровень механических свойств наплав-
ленного металла. Поэтому выбор электродов для обеспечения механи-
ческих свойств металла шва, соответствующих свариваемой стали, ка-
залось бы, не представляет никаких затруднений. Однако это справед-
ливо только для случаев, когда равнопрочность наплавленного и сва-
риваемого металлов может быть обеспечена при достаточно близком их
составе и структуре. Практически это сравнительно легко достигается
при сварке малоуглеродистых сталей. При сварке же сталей с повышен-
ным содержанием углерода, а также легированных сталей, обеспечение
равнепрочности сварных швов со свариваемым металлом достигается,
как правило, при существенном различии их составов и структуры.
Поэтому при выборе электродов эти различия необходимо учитывать.
Для обеспечения технологической прочности сварных швов, вы-
полненных углеродистыми и низколегированными электродами, содер-
жание углерода в них не должно превышать 0,15%, так как дальнейшее
увеличение содержания углерода повышает прочность, резко снижает
пластичность и особенно ударную вязкость металла шва. Поэтому
необходимые прочностные характеристики металла шва достигаются
легированием его элементами, которые, повышая прочность, не сни-
жают существенно пластичность и ударную вязкость металла.
Высокая технологическая и эксплуатационная прочность сварных
швов при сварке малоуглеродистых и низколегированных сталей с обе-
спечением предела текучести до 60—70 кге/мм2 достигается при содержа-
нии в металле шва (в вес. %): углерода до 0,15, кремния до 0,5, марганца
до 1,5, хрома до 1.5, никеля до 2,5, ванадия до 0,5, молибдена до 1,0,
ниобия до 0,5.
Металл сварного шва является сплавом, образующимся при пере-
мешивании наплавленного металла с расплавленным свариваемым (ос-
новным) металлом.
Доля участия основного металла в формировании сварного шва
зависит от ряда факторов (формы разделки соединения, режима сварки,
теплопроводности металла и т. д.).
В многослойных швах при различных составах наплавленного к
основного металлов, что особенно характерно при сварке разнородных
сталей, доля основного металла в составе шва меняется от слоя к слою,
а следовательно, изменяются химический состав и свойства металла шна
по его сечению.
Приближенно доля участия основного металла в формировании
шва при ручной дуговой сварке и наплавке может оцениваться по дан-
ным табл. 2, из которой видно, что чем больше угол разделки, тем
меньше абсолютная доля основного металла в составе шва и при наплавке
валиков на плоскость она минимальна.
Однако изменение доли основного металла от слоя к слою, а сле-
довательно. и различие в химическом составе шва по сечению наиболее
резко наблюдаются при наплавке на плоскость и менее выражены при
сварке встык соединений с узкими и глубокими разделками.
Методика и примеры расчетов химического состава однослойных
и многослойных швов, выполненных ручной дуговой сваркой» приведе-
ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ ПО МЕХАНИЧЕСКИМ СВОЙСТВАМ 13
Таблица 2
Ж
Доля участия основного металла в составе шва
при ручной дуговой сварке и наплавке в %
При
Ns слоя шва
При сварке с учетом угла разделки
-кромок
		15°	но0	90°	
*	1	48—50	43—45	40—43	30—35
	2	40—43	35—40	25—30	15—20
	3	36—39	25—30	15—20	8—12
	4	35—37	20—25	12—15	4—6
	5	33—36	17—22	8—12	2—3
	6	32—36	15—20	6—10	^2
	7—10	30—35	'				-
вы в работе [ЙО]. Исследования условий совместной работы металла
шва и основного металла, имеющих различные виды разнородности
(химической, структурной, механической и др.)» проведенные Г* Л. Пет-
ровым [53, 54], В. Н. Земзиным [26, 28], О. А. Бакши и Р. 3. Шро-
ном [4,5], Ю. Н. Готальским [11—14] и др., показали, что при выборе
сварочных материалов для обеспечения эксплуатационной надежности
сварных соединений необходимо обеспечивать не только равнопрочность
шва с основным металлом, но и высокую пластичность металла шва.
При сварке высокопрочных и легированных сталей, когда не представ-
ляется возможным подобрать электроды, обеспечивающие сочетание
этих условий, следует предпочитать электроды с несколько меньшей
прочностью наплавленного металла, но с более высокой пластичностью.
При этом, несмотря на более низкую прочность металла шва, который
является в этом случае «мягкой прослойкой» в сварном соединении,
можно получить работоспособное и равнопрочное соединение за счет
так называемого контактного упрочнения металла шва. При растяже-
нии сварного соединения, имеющего мягкую прослойку, она начинает
пластически деформироваться раньше, чем достигается предел теку-
чести основного металла.
Концентрирующиеся в мягкой прослойке пластические деформа-
ции стеснены прилегающими к ней (контактирующими) поверхностями
более прочного основного металла, поэтому усилие, необходимое для
деформации мягкой прослойки, возрастает по сравнению с усилиями
в условиях ее свободной деформации, т. е. происходит контактное
упрочнение металла прослойки.
Величина контактного упрочнения зависит от соотношения проч-
ностных свойств основного металла и мягкой прослойки, а также от ее
относительной толщины, т. с. отношения ширины прослойки b к тол-
щине свариваемого металла 6 [4, 5]:
<!>
14	ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
С увеличением относительной толщины прослойки X уменьшается
эффект контактного упрочнения металла. В тех случаях, когда мягкой
прослойкой является стыковой сварной шов, X равно отношению пло-
щади поперечного сечения шва Fw к квадрату толщины основного ме-
талла 62
• (2)
Статическая прочность сварного соединения с мягкой прослойкой
оценивается по наименьшему из двух значений предела текучести:
основного металла от и упрочненного металла шва о“, причем [51 ]
где /(т= ——----отношение предела текучести основного металла
т
к пределу текучести мягкой прослойки; Кт% — значение отношения Кт
с учетом упрочнения при соотношении размеров мягкой прослойки X,
определяемое по формулам:
для сварных соединений типа пластин
О 29
Ктх = 0,90+—;	(4)
X
для компактных сечений (сплошные сечения с отношением сторон, близ-
ким к единице)
О 19
Ктх = 0,78 +	.	(5)
В тех случаях, когда по приведенным формулам значение А'тх
получается меньше единицы, следует принимать Ктх = 1.
Следовательно, равнопрочность сварного соединения может быть
достигнута и при более низкой прочности металла шва, но при доста-
точно высокой его пластичности путем подбора электродов с соответ-
ствующими свойствами и относительной толщиной сварного шва.
Учитывая, что для расчета прочности ряда сварных соединений необ-
ходимы данные по пределу текучести металла шва, которые не регла-
ментируются стандартами на электроды, в табл. 3 и 4 приведены эти
сведения, полученные на основании обработки статистических данных
сертификатных испытаний электродов соответствующих марок, изго-
товлявшихся на Кировском заводе в течение ряда лет. Аналогичная
обработка была произведена по результатам испытаний на твердость
металла, наплавленного электродами различных марок, значения кото-
рой важны как при сварке сталей с заданной твердостью, так и при вос-
становлении изношенных деталей, а также при исправлении металлур-
гических дефектов отливок и брака при механической обработке дета-
лей с заданной твердостью.
При комплексном легировании сварных швов низколегированных
конструкционных сталей механические свойства в зависимости от хи-
ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ ПО МЕХАНИЧЕСКИМ СВОЙСТВАМ J6
мического состава швов могут быть приближенно определены по эмпи-
рическим формулам Б. Л. Лебедева [50]:
ов = 4,8 + 50С + 25,2Mn + 17,5Si + 23,9Сг + 7,7Ni + 8W 4- \
+ 70Ti+17,6Cu + 2,9Al + 16,8Mo кгс/мм2; I (6)
от=0,73пв кгс/мм2; НВ = 3,16св кгс/мм2
6 = 50,4 + 17,1А1 + 2,7Мо (21,8С + 15Mn + 4,9Si +
+ 2,4Ni + 5,8Cr4- 6,2Cu + 2,2W + 6,6Ti) %;
Ф- 2,326 %,
(7)
где цифры у элементов обозначают содержание их в металле шва в ве-
совых процентах.
Эти эмпирические зависимости получены при скорости охлаждения
3 град/сек и при других скоростях охлаждения требуют корректировки.
Химический состав металла, наплавленного различными электро-
дами, предназначенными для сварки углеродистых и низколегирован-
ных сталей, приведен в табл. 5, а для сварки высоколегированных
сталей — в табл. 6.
Для обозначения марок электродов, изготовляемых из легирован-
ных сварочных проволок, принята следующая система маркировки:
над чертой указана марка сварочной проволоки по ГОСТ 2246—70
(см. приложение IV) или по соответствующим ТУ, под чертой указана
принятая маркировка электродного покрытия, например:
08ХМ .	07Х19Ш0Б . 04X19II11M3
УОНИ-13/45 ’	ЦЛ-11	’	48А-1 ОУ
Такая система маркировки электродов позволяет устанавливать,
на основе какой проволоки изготовляются электроды, и ориентировочно
оценивать базовый состав металла, наплавленного электродом данной
марки, а также сопоставлять различные марки электродов, относя-
щиеся к данному типу.
Электроды, изготовляемые из малоуглеродистых сварочных про-
волок (Св-08, Св-08А), обозначаются только принятой маркой электрод-
ного покрытия, например: ОММ-5, ЛНО-3, УОНИ-13/45 и т. д.
Изложенная система маркировки электродов соблюдается также
во всех последующих таблицах.
Для обеспечения второго и третьего условий выбора электродов
(см. стр. 5) применительно к определенным маркам сталей первостепен-
ное значение имеет правильная оценка преимуществ и недостатков
различных видов покрытий, так как при сварке качественными электро-
дами степень окисленности металла шва, содержание в нем азота и во-
дорода зависят как от вида электродного покрытия, которое определяет
составы газовой фазы в зоне дуги и шлака, образующегося при плавле-
нии электрода, так и от состава и состояния основного металла (степени
его раскисленности, наличия окислов на поверхности и т. д.).
ГОСТ 9467—60 устанавливает четыре основных вида электродных
покрытий: рудно-кислые (Р), рутиловые (Т), органические (О) и фто-
ристо-кальцневые (Ф).
Таблица 3
Механические свойства металла, наплавленного электродами различных марок
для сварки сталей перлитного класса
Тип электродов по ГОСТ 9467-60	Марка электродов	Механические свойства при 20° С					Состояние металла
		кгс/мм*	°в- кгс/ммг	л о/ /0	ЙН’ кгс-м/см*	НВ	
			не менее				
Э42	ОММ-5	30—40	42	18	8	137—170	Исходное после сварки
Э42А	УОНИ-13/45	30—40	42	22	14	146—152	
346	АНОЗ	38-42	46	18	8	143—163	
Э50	55-У	32—42	50	16	6	137—163	
Э50А	УОНИ-13/55	35—45	50	20	13	143—170	
Э60А	УОНИ-13/65	47—50	60	18	10	241—255	
370	ЛКЗ-70	о5—65	70	12	6	255—285	. Отпуск 650° С, 3 ч, скорость ох- лаждения не более 150 град/ч
	1	J			*	1	j		
4ы
							ч
	08ХН2М 48Н-1	Не менее 52	62	16	9	241—255	Исходное после сварки
—>	08ХН2ГМТА 48Н-11	Не менее 65	75	16	10	241—255	
э-хм	08 ХМ УОНИ-13/45	40—48	50	16	8	170—207	Отпуск 680— 720° С, 3 ч, ско- рость охлаждения не более 150 град/ч
	ЛКЗ-70М	45—55	60	16	8	197—217	
	ЦЛ-38	40—48	50	16	8	170—207	
Э-ХМФ	08ХМФА ЦЛ-20Б	40—48	50	16	8	207—229	Отпуск 700— 740е С, 5 ч, ско- рость охлаждения не более 150 град/ч А f
	ЛКЗ-70МФ-2	50—60	65	16	8	229—262	
	ЦЛ-39	40—48	50	16	8	207—229	
Э-Х2МФБ *	08Х2МФБ ЦЛ-26М	50—55	55 J	«и	14	6	241—262	Отпуск 750° С, 5 ч, скорость ох- лаждения не более 150 град/ч
Э-ХМФ Б	ЦЛ-27А	45—50	55	14	6	229—241	Отпуск 720— 740° С, 5 ч, ско- рость охлаждения не более 150 град/ч
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ	ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ ПО МЕХАНИЧЕСКИМ СВОЙСТВАМ
Таблица 4
Механические свойства металла, наплавленного электродами различных марок
для сварки сталей ферритного и аустенитного классов
Тип электродов по ГОСТ 10052-62	Марки электродов	Механические свойства при температуре 20° С					* Состояние металла
		/ ат’ кгс/мм*	%’ кгс/мм2	О/ -5П /« у	V кгс-м/см*	S	
			не менее					
ЭА-1а	04Х19Н9 УОНИ-13/НЖ-2	28—40	53	30	12	143—163	Исходное после сварки
ЭА-1Б	07Х19Н10Б ЦТ-15-1	Не менее 32	58	22	6		
ЭА-I Ба	07Х19Н10Б ЦТ-15	Не менее 32	60	24	8	159—167	
ЭЛ-1М2	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)	Не менее 35	55	25	8	156—197	
ЭА-1М2Фа	04X19H1IM3 КТИ-5	32—42	58	30	10	163—170	Исходное после сварки
		Не менее 28	58	22	5	174—183	Отпуск 800° С, 10 ч,. охлаждение на воздухе
							
о
tn
Е
s
га
							>
ЭА-1Г6	08Х21Н10Г6	28—40	55	25	9	143—156	Исходное после сварки
	УОНИ-13/НЖ-2						
•—	08Х19Н10Г2Б 48А-21 (ЭА-898/21)	43-53	со	24	7	152—159	
		Не менее 35	60	24	5	174—183	Отпуск 650—700fJ С, 10 ч, охлаждение на воз- духе
ЭА-1М2Ба	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)	Не менее 40	60	24	7	189—192	Исходное после сварки То же, испытание при + 350° С
		Не менее 30	52	18	12	1 '	
ЭА-2	07Х25Н13	30—38	55	25	9	1 1	Исходное после сварки
	УОНИ-13/НЖ-2						
ЭА-ЗМ6	10Х16Н25АМ6 48А-9К	32—42	60	30	10	163—179	
ЭА-4ВЗБ2	ЗОХ15Н35ВЗБЗТ КТИ-7	Не менее 40	62	18	6		
ЭАФ-1МФ •	06Х24Н6ТАФМ Н-48	50—55	70	18	4	187—229	Исходное после сварки и после отпуска 850° С, 10 ч, охлаждение на* воз- духе
ЭФ-ХНВМНФ	10Х11НВМФ КТИ-10	60—65	80	14	5	285—302	Отпуск 730-740° С, 5 ч, охлаждение с печью
ЭФ-Х13	12X13	Не менее 55	60	16	5	223—235	Отпуск 720—740° С, 3 ч, охлаждение на воз- духе
	УОНИ-13/НЖ-2						
		—	“  “	  		375-429	Исходное после сварки
Таблица 5
Химический состав металла, наплавленного электродами различных марок
для сварки углеродистых и низколегированных сталей
Тип электродов и вид покрытия по ГОСТ 9467—60	Марки электродов	Содержание элементов, вес. %								
		С	Si	Мп	Сг	Ni	Мо	V	S	р
									не более	
Э42-Р	ОММ-5	0,06— СТ, 15	0,03— 0,10	0,50— 0,90	Не бо- лее 0,15	Не бо- лее 0,30	» 1	—-	0,05	0,05
Э42-Т	АНО-1	0,06— 0,10	0,15— 0,25	0,60— 0,30					—		
Э42А-Ф	УОНИ-13/45	0,06— 0,11	0,20- 0,35	0,40 — 0,80	Не бо- лее 0,12	Не бо- лее 0,25		ОИМ*	0,04	0,04
Э46-Т-Ф	АНО-3		0,05— 0,10	0,50— 0,80	Не бо- лее 0,15	Не бо- лее 0,30	—	1	<*»	0,05	0,05
Э50-Ф	55-У		0,20— 0,30	0,85- 1,50			*1 **	11 		
Э50А-Ф	УОНИ-13/55		0,20- 0,50	0,65— 1,10	Не бо- лее 0,12	Не бо- лее 0,25	—		0,04	0,04
Э60А-Ф	УОН И-13/65			1,00- 1,20			—			
Э70-Ф	ЛКЗ-70	0,10— 0,15	0,25— 0,55	1,10— 1,60	1,20— 1,60	Не бо- лее 0,30	— 1			
Э-ХМ-Ф	08ХМ	 УОНИ-13/45			0,50— 0,90			•			
										
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ

Э-ХМ-Ф		0,06— 0,12	0,15— 0,45		0,70—			0,40— 0,70		0,04	0,04
	ЛКЗ-70М			0,50— (1,00)			Не бо- лее 0,25		 1		
	ЦЛ-38			0,50- 0,90		1,00					
Э-ХМФ-Ф Э-Х2МФБ-Ф	08ХМФА ЦЛ-20Б	0,08— 0,13			0,80— 1,20		Не бо- лее 0,30		0,10— 0,35		
	ЛКЗ-70МФ-2			0,70— (1,00)	1,00— (1,30)		Не бо- лее 0,25 J Не бо- лее 0,30	0,50— 0,80	0,35— (0,50)		
	ЦЛ-39 08Х2МФБ ЦЛ-26М			0,50— 0,90	0,80— 1,20 2,40— 3,00			0,40— 0,70 0,70— 1,00	0,10— 0,35 0,25— 0,50 Nb 0,35- 0,65		
Э-ХМФБ-Ф	ЦЛ-27А				1	,00— 1,40	Не бо- лее 0,25		0,15— 0,40 Nb 0,10— 0,25		
Примечание. Цифры в скобках, согласно паспорту или техническим условиям на соответствующую марку электродов имеют отклонения от норм, предусмотренных ГОСТ 9467—60.											
to
22
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА .ЭЛЕКТРОДОВ
Химическим состав металла, наплавленного электродами
Тип электродов по ГОСТ 10052-62	Марка электродов	Содержание элемен				
		С	SI	Мп	Сг	
ЭА-1а	04X19Н9 УОНИ-13/НЖ-2	0,05— 0,10	0,30— 1,20	1,00— 2,00	18,5— 21,5	
ЭА-1Б	07Х19Н10Б ЦТ-15-1	0,06— 0,11	0,50— 1,30	1,50— 2,10	18,0— 23,0	
ЭА-1Ба	07Х19Н10Б ЦТ-15		0,15— 0,45		17,5— 21,5	
ЭА-1М2	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭЛ-400/1 ОУ)	0,05— 0,10	0,25— 0,60	1,8- (3,1)	16,8— 19,0	
ЭА-1М2Фа	04Х19Н11МЗ КТИ-5	0,05— 0,13	0,25— 0,40	2,8— (4,0)	17,7— (20,8)	
ЭА-1Г6	08X21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2	0,07— 0,13	0,20— 0,70	5,0—7,0	19,0— (22,0)	
—“•	08Х19П10Г2Б 48А-21 (ЭА-898/21)	0,0Б— 0,12		1,6—2,5	17,5— 20,5	
ЭА-1М2Ба	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-9С2/14)			1,0—2,0	17,0— 20,0	
ЭА-2	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	0,06— 0,12	0,30— 1,0	1,3—2,0	23,0— 26,5	
™ '	08X21Н10Г6 ГС-1	0,07— 0,10	2,3—3,4	5,0—6,0	21,0— 23,0	
ЭА-2С2	10Х20Н15 O3J1-5	0,07— 0,12	1,2-2,2	1,3—2,0	22,0— 25,0	
ЭА-ЗМ6	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	0,08— 0,12	0,20— (0,70)	1,0—2,2	14,0— 17,0	
ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ ПО МЕХАНИЧЕСКИМ СВОЙСТВАМ 23
Таблица 6
различных марок для сварки высоколегированных сталей’
тов в вес. %							Содержа- ние а-фазы, %
	Ni	Мо	V	s	р	Прочие элементы	
				не более			
	7,5—9,8	—	—	0,020	0,030	1	2,5—7,0
	8,0— 10,4		—			Nb 0,75—1,30	2,5— 12,0
	8,5— 10,4	—				Nb 0.65—1,00	2,5—5,5
	9,0— 12,0	2,0— (3,5)	0,30— 0,75	(0,025)	0,025	—	(2,0)- 8,0
	9,6— (13,5)	1,8-2,7		0,020	0,035	——	2,0—5,5
	8,0- 11,0	 	—		0,040	—	u
	8,5— 11,0	0,3—1,0	0,3—1,0	0,025	0,025	Nb 0,9—1,3	2,0—8,0
	9,0— 12,0	2,0— (3,5)	—-	(0,025)		Nb (0,6)- 1,0	2,5— 10,0
	11,5- 14,0	—		0,020	0,030	—	He ме- нее 2,5
	8,5— 11,0		11			«	—
	12,8- 15,0	—	—	0,020	0,030	1 1 	He ме- нее 2,5
	(23,0)— 27,0	(4,5)- 7,0	——	0,018	0,025	N 0,10— 0,15	4
24
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Тип электродов по ГОСТ 10052—62	Марка электродов	Содержание элемен				
		С	Si	Мп	Сг	
ЭА-4ВЗБ2	30X15H35B3B3T КТИ-7	0,25— 0,32	0,20— 0,50	>—* м» г СП	14,0— 16,0	
ЭАФ-1МФ	06Х24Н6ТАФМ Н-48	0,05— 0,10	0,40— 1.0	0,7—1,2	(22,5)— 26,0	
ЭФ-ХЛМНФ	12Х11НМФ КТИ-9А	0,09— 0,15	0,30— 0,80	0,50— 1,00	9,5— 11,5	
ЭФ-ХНВМНФ	10X1 ШВМФ кти-ю		0,30— 0,70	0,60— 1,10	9,5— 11,5	
* ЭФ-Х12ВМНФ	10X1 ШВМФ ЦЛ-32	0,11 — 0,16	0,20— 0,50	0,30— 0,80	10,0— 12,5	
ЭФ-Х13	12X13	 УОНИ-13/НЖ-2	0,09— 0,16	0,40— 0,80	0,70— 1,50	11,5— 14,0	
Лримечян и е. Цифры в скобках имею», согласно паспорту или от норм, предусмотренных ГОСТ 10052—62.						
3.	ХАРАКТЕРИСТИКА ЭЛЕКТРОДОВ
С РУДНО-КИСЛЫМИ ПОКРЫТИЯМИ
Шлаковую основу рудно-кислых покрытий составляют руды,
содержащие в основном окисли железа и марганца (гематит, марганце-
вая руда и др.). Все рудно-кислые покрытия (ОММ-5, СМ-5, ЦМ-7 и др.)
имеют окислительный характер, который обусловлен выделением в сва-
рочную лугу при их плавлении свободного кислорода из руд, связыва-
ние которого происходит недостаточно. Это приводит к большим поте-
рям легирующих элементов в процессе сварки, поэтому электроды
с рудно-кислыми покрытиями не рекомендуются для сварки высоколе-
гированных сталей.
В качестве газозащитного материала рудно-кислые покрытия со-
держат органические вещества (крахмал, декстрин, оксицеллюлозу
и Др)> которые при разложении в дуге вместе с образованием защит*
ЭЛЕКТРОДЫ G РУ ДНО-КИСЛЫМИ ПОКРЫТИЯМИ
25
Продолжение табл. 6
тон в вес. %							Содержа- ние а-фазы, 4W /О
	Ni	Мо	V	S	р	Прочие элементы	
				не более			
	34,0— 36,0	—	—•	0,015	0,025	Nb 1,9-2,5 W 2,4-3,4	—
	5,0— (6,3)	0,05— 0,12	0,07— (0,15)	0,020	0,035	N 0,08— 0,20	ч *
							
	0,60— 0,90	0,60— 0,90	0,20— 0,40	0,030		—	
						W 0,80— 1,30	—
	0,70— 1,20	0,90— 1,20				W 0,90— 1,40	
	0.20— 0,60	—	Я	0,025		—	" " *
	техническим условиям на соответствующую марку электродов, отклонения						
кого газа — окиси углерода образуют также водород, растворяющийся
в жидком металле.
Наводороживание металла шва, а вследствие диффузии и металла
околошовной зоны является существенным недостатком рудно-кислых
покрытий, что ограничивает возможность их использования для сварки
закаливающихся углеродистых и легированных сталей, склонных к об-
разованию холодных трещин вследствие охрупчивающего действия
водорода (35, 48, 69, 73].
Исследованиями В. В. Баженова (3 ] показано, что с увеличением
концентрации кислорода в металле, наплавленном электродами с рудно-
кислыми покрытиями, уменьшается содержание в нем водорода, и на-
оборот (рис. 1). При этом следует отметить, что при сварке электродами
с рудно-кислыми покрытиями содержание водорода в наплавленном
металле всегда достигает весьма высоких концентраций (табл. 7), ио
его проявление зависит и от содержания в металле кислорода.
26
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Увеличение содержания водорода в металле шва наблюдается при
сварке электродами с рудно-кислыми покрытиями хорошо раскислен-
ных сталей, а также при подваркс автоматных швов с повышенным со-
Рис. 1. Зависимость содсржа-
держанием кремния, что увеличивает раскисленностъ металла шва.
Металл, наплавленный электродами с рудно-кислыми покрытиями,
нанесенными на стержни из малоуглеродистой проволоки (Св-08, Св-
08А), по составу соответствует; как
правило, кипящей стали и содержит до
0,1% кремния [66].
При увеличении раскисленности
металла шва (повышении содержания
в нем кремния более 0,1—0,2% и мар-
ганца более 0,8—0,9%) появляется
склонность к образованию пор, основ-
ной причиной которых является выде-
ление водорода в процессе кристалли-
зации сварочной ванны.
Металл шва, выполненный элек-
тродами с рудно-кислыми покрытия-
ми, склонен к образованию горячих
трещин при содержании в нем угле-
рода более 0,15% [75], поэтому нх не
пия водорода в металле шва,
выполненного электродами
марки ЦМ-7, от содержания
в нем кислорода [3 J.
следует применять для сварки углеро-
дистых и низколегированных статей,
содержащих более 0,3% углерода.
Таблица 7
Содержание кислорода, азота и водорода * в металле,
наплавленном электродами с покрытиями различных видов [66, 74]
Вид электродного покрытия	Обозначе- ние вида покрытия по ГОСТ 9467—60	Кислород	Азот	Водород, см’ на 100 г наплав- ленного металла
		об	• %	
Руд но-кислое	Р	0,09—0,12	0,015—0,024	До 15
Рутиловое (с ор- ганической состав- ляющей)	т	0,08—0,09	0,016—0,025	До 30
Органическое	о	0,02—0,03	—	До 25
Фтористо-кальцие- вое	ф	0,03—0,05	0,007—0,012	До 4
* Содержание водорода в наплавленном металле определялось по спиртовой пробе, дающей более низкие значения по сравнению с вакуумным методом-				
ЭЛЕКТРОДЫ С РУТИЛОВЫМИ ПОКРЫТИЯМИ
27
Относительно высокое содержание кислорода в металле, наплав-
ленном рудно-кислыми электродами (табл. 7), обусловливает умеренную
величину его ударной вязкости (9—15 кгс-м/см2) и большую склонность
к «механическому старению» (наклеп 10%, отпуск 200° С, 3 ч), которое
снижает ударную вязкость примерно в два раза [19].
К недостаткам электродов с покрытиями этого вида следует отне-
сти также повышенное разбрызгивание металла и токсичность вследствие
выделения при сварке значительного количества марганцовистых
соединений.
Вместе с тем электроды с рудно-кислыми покрытиями имеют ряд
существенных преимуществ. Они малочувствительны к образованию
пор в швах при наличии ржавчины и окалины на кромках свариваемого
металла, что объясняется способностью их шлаков связывать закись
железа в нерастворимые в металле комплексные соединения — сили-
каты и титанаты (FeO -SiO2, FeO-TiO2). Это способствует интенсивному
протеканию процессов диффузионного раскисления жидкого металла
на границе металл—шлак [55 ] и уменьшает насыщение металла шва
кислородом. Этим же обусловлена малая чувствительность электродов
с рудно-кислыми покрытиями к пористости металла шва при сварке
длинной дугой (при повышенном напряжении па дуге). Их достоинством
является также хорошая стабильность горения дуги при сварке пере-
менным током, легкое зажигание дуги при относительно небольшом
напряжении холостого хода сварочного трансформатора (60—70В)
и высокая производительность. Для ряда марок электродов (ЦМ-7 и др.)
коэффициент наплавки а„ достигает 11—12 г/А-ч. При умеренной тол-
щине покрытия (вес покрытия составляет не более 35% веса покрытой
части стержня) рудно-кислые электроды пригодны для сварки во всех
пространственных положениях швов. Перечисленные особенности этих
электродов определяют область их применения в основном для сварки
малоуглеродистых и низколегированных сталей, применяемых -в строи-
тельстве и машиностроении.
4.	ХАРАКТЕРИСТИКА ЭЛЕКТРОДОВ
С РУТИЛОВЫМИ покрытиями
Шлаковую основу рутиловых покрытий (АНО-1, ЗРС-1, ЗРС-2,
ОЗС-4, ОЗС-6 и др.) составляет минерал рутил, состоящий в основном
из двуокиси титана (ТЮ2).
Газозащитная составляющая часто применяется органическая.
В этом случае наводороживание металла шва может быть еще более
высоким, чем при рудно-кислых покрытиях (табл. 7). Значительное
снижение водорода в шве и наименьшая склонность к пористости до-
стигаются при определенной гарантированной влажности рутилового
покрытия.
Отсыревшие электроды необходимо просушивать при температуре
200° С в течение 1 ч, а сварку выполнять не ранее чем через сутки после
сушки [57, 74 ]. Окислительная способность рутиловых покрытий
несколько меньше рудно-кислых, и металл, наплавленный электро-
дами с этими покрытиями, нанесенными на стержни из малоуглеро-
дистой проволоки (Св-08, Св-08 А), соответствует пол успокой ной стали
(содержание кремния составляет 0,14-0,2% [66]). Рутиловые элек-
троды, так же как и рудно-кислые, не склонны к образованию пор
в швах при сварке сталей, имеющих на поверхности окалину и
28
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
ржавчину, и равноценны им по стойкости против образования горячих
трещин.
По данным работы |1 ] электроды с рутиловыми покрытиями позво-
ляют производить сварку по грунтовочным покрытиям толщиной 20—
25 мкм без образования пор в швах и без ухудшения механических
свойств металла швов. Пористость в швах появляется при применении
повышенных режимов тока, при сварке тавровых швов с зазорами,
а также при сварке тонкого металла электродами слишком большого
диаметра [74 |.
Электроды с рутиловыми покрытиями значительно превосходят
рудно-кислые по формированию швов, имеют меньшее разбрызгивание,
а главное — менее токсичны [66, 74}.
Сопротивление усталости сварных соединений, работающих при
знакопеременных нагрузках, существенно снижается при наличии
концентраторов напряжений в местах перехода от шва к основному
металлу» особенно при угловых швах. Поэтому если плавность пере-
хода в этих местах не может быть обеспечена последующей механиче-
ской обработкой, то для сварки таких соединений предпочтительнее
применение электродов с рутиловыми покрытиями, которые обеспечи-
вают более плавные переходы металла шва к основному металлу, чем
рудно-кислые и даже фтористо-кальциевые электроды. Вследствие этого
сварные соединения из малоуглеродистых пелегированных сталей,
обладающих более низкой усталостной прочностью по сравнению с ле-
гированными, выполненные рутиловыми электродами, имеют более вы-
сокое сопротивление усталости, чем выполненные электродами с рудно-
кислыми и фтористо-кальцисвыми покрытиями.
Рутиловые электроды обеспечивают хорошую стабильность горе-
ния дуги и являются лучшими для сварки в вертикальном и потолоч-
ном положениях, так как образующиеся при плавлении покрытий тита-
наты обладают высокой способностью к коагуляции и быстрому всплы-
ванию из жидкой ванны и, кроме этого, вязкость шлаков рутиловых
покрытий резко возрастает при снижении температуры. Такие шлаки
называют «короткими» п отличие от «длинных» шлаков, вязкость кото-
рых уменьшается медленно при снижении температуры [55 ]. Длинные
шлаки имеют электродные покрытия с большим содержанием SiO...
Область применения рутиловых электродов та же, что и рудно-кислых,
но благодаря ряду перечисленных технологических преимуществ
рутиловые электроды находят все более широкое применение вместо
рудно-кислых.
5.	ХАРАКТЕРИСТИКА ЭЛЕКТРОДОВ
С ОРГАНИЧЕСКИМИ ПОКРЫТИЯМИ
Основу органических покрытий (ЦЦ-1, ОМА-2, ВСП-1, ВСЦ-2,
ВСЦ-3 и др.) составляют горючие органические вещества (преимущест-
венно оксицеллюлоза), которые при разложении в дуге создают большое
количество защитных газов, предохраняющих металл от насыщения
атмосфер ными газам и.
Электреты с органическими покрытиями отличаются малым со-
держанием шлакообразующих материалов (рутила, алюмосиликатов
•и др.) и умеренной толщиной покрытия.
..  Большое количество органических веществ в.покрытии приводит
при их разложении к образованию в дуге не только защитных газов.
электроды С ОСНОВНЫМИ покрытиями
29
но и водорода. Это обусловливает значительное наводороживаиие ме-
талла шва (табл* 7), что недопустимо при сварке закаливающихся ста-
лей, имеющих повышенное содержание углерода и легирующих эле-
ментов, так как вследствие диффузии водорода- в околошовную зону
из шва металл охрупчивается и создаются предпосылки к образованию
холодных трещин*
Металл шва, выполненный электродами с органическими газоза-
щитными покрытиями, склонен также к образованию горячих трещин
при повышенном содержании углерода и серы'Ъ свариваемой стали [66].
К достоинствам этих электродов относятся малое количество обра-
зующихся шлаков и хорошая газовая защита расплавленного металла,
что позволяет легко выполнять сварку без зашлаковывания и без обра-
зования пор в швах при отсутствии жестких требований к качеству
сборки по зазорам [42]. Это особенно важно при сварке корневых слоев
швов трубопроводов с гарантированным проваром и образованием рав-
номерного валика, а также других конструкций в монтажных условиях.
Хорошая стабильность горения дуги, пригодность для сварки перемен-
ным током, возможность выполнения швов в любых пространственных
положениях и перечисленные выше другие технологические преиму-
щества, обеспечивают широкое использование электродов с органиче-
скими покрытиями, главным образом при сооружении магистральных
трубопроводов из малоуглеродистых сталей. При сварке трубопроводов
из низколегированных сталей повышенной прочности эти электроды
рекомендуются для сварки только корневых слоев [62].
6.	ХАРАКТЕРИСТИКА ЭЛЕКТРОДОВ
с фтористо-кальциевыми покрытиями
Шлаковой основой фтористо-кальциевых покрытий (УОНИ-13/45,
УОН И-13/55, ЛКЗ-70, ПИАТ-ЗМ и др.) служат минералы, состоящие
в основном из карбонатов кальция и магния (мрамор, доломит, магне-
зит), а также плавиковый шпат (CaF2). При высокой температуре дуги
карбонаты диссоциируют с образованием окислов кальция и магния
(CaO, MgO), а также окиси углерода и углекислого газа (СО, СО2),
Это обеспечивает достаточно высокий коэффициент основности шлаков
(отношение суммы основных окислов к кислым)» а также образование
газозащитной среды минерального происхождения, которая не сопро-
вождается образованием водорода, как это имеет место при плавлении
рудно-кислых, органических и рутиловых покрытий. Поэтому металл,
наплавленный электродами с фтористо-кальциевыми покрытиями, очень
мало насыщается водородом из материалов покрытия. Кроме того, нали-
чие в покрытиях этого вида фтористого кальция придает им способность
сбезводороживать металл, что достигается связыванием водорода в тер-
мически устойчивые соединения [55, 66]:
CaF2+ ILCtrCaO+ 2HF;
2CaF2+ 3SiO2^± 2CaSiO3 + SiF4;
SiF4+ 3Hz±SiF+ 3HF.
Таким образом, отсутствие’ во фтористо-кальциевых покрытиях
органических веществ и связанного с этим выделения водорода при их
разложении, а также связывание свободного водорода и паров воды
30
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
в термически устойчивый фтористый водород, обеспечивают при сварке
этими электродами минимальное содержание водорода в наплавленном
металле (табл. 7), благодаря чему электроды с фтор исто-кальциевыми
покрытиями называются также низководородистыми.
Это важное преимущество фтористо-кальциевых покрытий делает
их незаменимыми при сварке закаливающихся сталей, склонных к об-
разованию холодных трещин вследствие охрупчивающего действия
водорода, диффундирующего в околошовную зону из металла шва.
Металл, наплавленный электродами с фтористо-кальциевьши по-
крытиями, нанесенными на стержни из малоуглеродистой проволоки
(Св-08, Св-08А), по составу соответствует спокойной стали (содержание
кремния 0,2—0,5%). При этом достигается высокая ударная вязкость
наплавленного металла (15—25 кгс-м/см2) и значительно меньшая
склонность его к старению по сравнению с металлом, наплавленным
электродами с покрытиями других видов.
Малая окислительная способность покрытий этого вида обеспечивает
хорошее усвоение (высокий коэффициент перехода) легирующих эле-
ментов, благодаря чему достигается эффективное раскисление и леги-
рование наплавленного мегалла. Электроды с фтористо-кальциевыми
покрытиями имеют существенные преимущества перед всеми другими
электродами при сварке высоколегированных сгалей, для которых
они практически применяются монопольно.
Металл, наплавленный фтористо-кальциевыми электродами, обла-
дает высокой стойкостью против образования горячих трещин, в связи
с чем такие электроды наиболее пригодны для сварки жестких конструк-
ций, выполнения многослойных швов большой толщины, а также для
сварки сталей с повышенным содержанием углерода и серы. Сварка этими
электродами производится во всех пространственных положениях,
так как они имеют «короткие» шлаки.
К недостаткам фтористо-кальциевых электродов следует отнести
их склонность к образованию пор в швах, при наличии окалины и ржав-
чины на поверхности свариваемого металла, так как шлаки этих элек-
тродов практически не связывают окислы железа, которые окисляют
металл. Фтористо-кальциевые электроды склонны также к образованию
пор пр if увлажнении покрытия до 2—2,5% вследствие повышения d этом
случае содержания водорода в наплавленном металле. Повышенная
растворимость водорода в металле, несмотря на его сравнительно низ-
кую концентрацию в газах дуги, объясняется хорошей раскислепностью
наплавленного металла (рис. 1). Эти электроды склонны также к пори-
стости при удлинении дуги в процессе сварки, а также при больших
зазорах, что ухудшает газовую защиту, и в результате металл насы-
щается азотом.
Установлено [3, 75 J, что насыщение металла азотом происходит,
в основном, в дуговом промежутке, что повышает его склонность к ста-
рению и переходу в хрупкое состояние.
Стабильность горения дуги при плавлении электродов с фтори-
сто-кальциевыми покрытиями значительно хуже, чем у всех остальных
видов покрытий, что объясняется наличием в дуге ионов фтора, являю-
щихся деионизаторами дуги. Поэтому электроды с фтористо-кальцие-
выми покрытиями применяются преимущественно для сварки постоян-
ным током при обратной полярности («плюс» на электроде). Использо-
вание их для сварки переменным током возможно только при допол-
нительном введении в состав покрытия элементов с очень низким
КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
31
потенциалом ионизации (К, Na), которые вводятся либо в виде по-
таша (К2СО3) в количестве 4—5% (покрытия Н-48, 55-У и др.), либо
в виде смеси калиевого жидкого стекла (60—70%) с натриевым
(покрытия УП-1, УП-2 и др.). Однако наличие поташа в ^покрытиях
придает им повышенную гигроскопичность, поэтому необходима^про-
калка электродов перед сваркой при 350—400°С.
Перечисленные особенности фтористо-кальциевых электродов
определяют область преимущественного их применения для сварки
хорошо раскисленных спокойных сталей, особенно с повышенным со-
держанием углерода, а также легированных сталей; для сварки металла
большой толщины, конструкций, работающих при больших динами-
ческих и знакопеременных нагрузках и при пониженных температурах.
7.	КЛАССИФИКАЦИЯ электродов
Кроме рассмотренных четырех видов электродных покрытий, ре-
гламентируемых ГОСТ 9467—60, разработаны покрытия промежуточ-
ных видов: рутило-фтористо-кальциевые (Т—Ф), к которым относятся
марки АНО-5, ОЗЛ-9, ОЗЛ-9-1 и др. Эти электродные покрытия соче-
тают преимущества фтористо-кальциевых покрытий с преимуществами
покрытий рутилового вида (более высокий коэффициент наплавки и по-
ниженная токсичность); рутиловые с повышенным содержанием желез-
ного порошка (АНО-1, ЗРС-2 и др.); фтористо-кальциевые с железным
порошком (СМ-11, ВН-48).
Правильный выбор вида электродного покрытия в зависимости от
состава свариваемой стали, состояния ее поверхности и условий сварки
оказывает решающее влияние на обеспечение сплошности металла шва
и стойкости против образования горячих и холодных трещин в шве и
околошовной зоне.
Учитывая это, в табл. 8 и 9 приведена классификация марок элек-
тродов по типам в соответствии с ГОСТ 9467—60 и ГОСТ 10052-62,
а также указан для каждой марки электродов вид покрытия в соответ-
ствии с ГОСТ 9467—60.
Таблица 8
Классификация углеродистых и низколегированных марок
электродов по типам ГОСТ 9467—60
Гип электродов ио ГОСТ 9'167-60	Марка электродов	Вид покрытия по ГОСТ 9167—60
Э42	OMM-5, СМ-5, ЦМ-7, КПЗ-32Р, УН Л-1, АНО-6 (ильменитовые) АНО-5 АНО-1 ОМА-2, ВСП-1, ВСЦ-2	Р Т—Ф о
Э42А	УОНИ-13/45, СМ-11, УП-1 /45, УП-2/45, ОЗС-2, ВН-48У	Ф
32
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Продолжение табл. 8
Тип электродов по ГОСТ 9467—60	Марка электродов	Вид покрытия но ГОСТ 9467-60
Э46	АНО-3, АНО-4, МР-1, МР-3 РБУ-4, РБУ-5, ЗРС-1, ЗРС-2, ВН-45-У, ОЗС-4, ОЗС-6	Т—Ф т
Э50	всц-з ВСН-3, 55-У	о
Э50А	УОНИ-13/55, ДСК-50, УП-1/55, уП-9'сз[у К-5А^, Э-138/50Н, АНО-2	ф
Э55А	УОНИ-13/55У	ф
Э60А	УОНИ-13/65, ВПТИ-12/70	ф
Э70	ЛКЗ-70	ф
Э85	УОНИ-13/85, .jSXrc . 18ХГС ЦЛ-18’ НИЛГ-ЗМ	ф
Э-ХМ	УОНЙЛЗ/45’ ЦЛ'38, ЛКЗ'70М* 08ХМ ЦЛ-30 ЦУ-2ХМ	ф
Э-ХМФ	08ХМФА tlnoAA „пол ЦЛ-20Б ’ ЦЛ'20А’ ЦЛ'39’ ЛКЗ-70МФ-2	ф
Э-ХМФБ	ЦЛ-Z/D	ф
Э-Х2МФБ	08Х2МФБ ЦЛ-26М	ф
Э-Х5МФ	I0X5M ЦЛ-17	ф
КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
33
Таблица 9
Классификация высоколегированных марок
электродов по типам ГОСТ 10052—62
Тип электродов по ГОСТ 10032—62	Марка электродов ।	Вид покрытия по ГОСТ 9467-60
ЭА-1	01XI9H9 ОЗ Л -14	Т— ф
ЭА-1 а	04Х19Н9	01XI9H9 УОНИ-13/НЖ-2 ’ ОЗЛ-В ’ 06X19Н9Т Л-39	Ф
ЭА-1 Б	О7Х19Н1ОБ 0IX19H9 ЦЛ-11	’ ОЗЛ-7 ’ 07Х19Н10Б ЦТ-15-1 07Х19Н10Б	01Х19Н9 Л-38М	’	Л-40М'	ф
ЭА-1Ба	07Х19Н10Б	07Х19Н10Б ЦТ-15	’ ЗИО-З	ф
. ЭА-1В2Б	07Х19Н10Б ЦТ-16-1	ф
ЭА-1В2Ба	07Х19Н10Б ЦТ-16	ф
ЭА-1 Гб	08X21Н10Г6	08X21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2 ’ ЗИФ-1 ’ 08Х20Н9Г7Т СЛ-16	ф
а ЭА-1М2	04Х19Н11МЗ r...nn,invi ' 48А-10У	(ЭА400-'10У)’ 04Х19Н11МЗ ЭНТУ-ЗМ 06X19Н9Т 04Х19Н9 ЦЛ-4 ’ НИАТ-1	ф
3 И. А. Закс
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Гродолжение табл. 9
Тип электродов по ГОСТ 10052- 62	Марка электродов	Вид покрытия по ГОСТ 9467—60
ЭА-1М2Ф	04Х19Н11МЗ	04X19Н9 КТИ-5-1 ’ ЦТ-1 ’ 04X1 ЭНН М3 ЦТ-7-1	Ф
ЭА-1М2Фа	04Х19Н11МЗ 04Х19Н11МЗ КТИ-5 ’	ЦТ-7	Ф
ЭА-1М2Ба	. °8Х'У- ₽«« ОХ20Н11МЗТБ СЛ-28	Ф
ЭА-1Ф2	08Х19Н9Ф2С2 48А-11	(ЭА-606/11), 08Х19Н9Ф2С2 ГЛ-2	Ф
ЭА-2	07Х25Н13	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2’ ОЗЛ-6 ’ 07Х25Н13 ЦЛ-25 10Х25Н15	07Х25Н12Т ОЗЛ-4 ’	СЛ-25	’ 07Х25Н13 ЗИО-8	ф
ЭА-2Б	07Х25Н13	Х25Н13Б ЦЛ-9 ’ ЗИО-7	ф
ЭА-2Г6	13Х25Н18	13Х25Н18 ОЗЛ-9 ’	ОЗЛ-9-1 ’ 30Х25Н16Г7 ОЗЛ-9А	Т~Ф
КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
35
Продолжение табл. 9
Тип электродов по ГОСТ 10052—62	Марка электродов	Вид покрытия по ГОСТ 9467-60
ЭА-2С2	10Х20Н15	10Х20Н15 ОЗЛ-5 ’	ЦТ-17	Ф
ЭА-ЗМ6	10Х16Н25АМ6 .ч, 		48А-9К	(ЭА-395/9К)’ 10Х16Н25АлМ6	10Х16Н25АМ6 НИАТ-5 ’	ЦТ-10	Ф
ЭА-ЗМ9	10Х16Н25АМ6 48А-9КМ	Ф
ЭА-4ВЗБ2	ЗОХ15Н35ВЗБЗТ КТИ-7 ЗОХ15Н35ВЗБЗТ КТИ-7К	Ф
ЭАФ-1	04Х19Н9 цл-зз	Ф
ЭАФ-1МФ	06Х24Н6ТАФМ 08Х25Н5ГМФ Н-48	’	Н-48	Ф
ЭФ-ХПМНФ	12X11НМФ КТИ-9А	Ф
ЭФ-Х11ВМНФ	10X11 НВМФ КГИ-10	Ф
ЭФ-Х12ВМНФ	10X11 НВМФ ЦЛ-32	Ф
ЭФ-Х13	12X13	12X13 УОИИ-13/НЖ-2 ’ ЛМЗ-1	ф
ЭФ-Х17	I0X17T	10Х17Т УОНИ-13/НЖ-2’	ВИ-12-6	Ф
Наиболее распространенные марки электродов, которые по хими-
ческому составу наплавленного металла, свойствам и назначению су-
щественно отличаются от типов электродов, предусмотренных стандар-
тами, сведены в табл. 10.
*
36
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Таблица 10
Электроды, не предусмотренные стандартами
Марка электрода	Структура наплав- ленного металла	Обозначение покрытия по ГОСТ 9467—60	Назначение
08ХН2М 48Н-1 i 08ХН2ГМТА 48Н-11	11 и з к о л е г и р < Перлитная	з в а п । Ф	1 ъ] е Для сварки низко- легированных высо- копрочных сталей ти- па АК с обеспечением пониженной хладно- ломкости сварных швов
06X14	Высокохро? Феррито-мар- тенситная	и И С Т t	>г е Для сварки высо- кохромистых нержа- веющих сталей. На- плавленный металл типа 0Х13Н имеет повышенную техно- логическую проч- ность
ЦЛ-41			
0Х27Ю5А ЦТ-33	Ферритная с и нтерметал л ида - ми		Для сварки эле- ментов нагреватель- ных печей из сталей Х23Ю5,	Х27Ю5, 0Х23С2Ю
Дуст 08Х19Н10Г2Б 48А-21 (ЭА-898/21)	енитные кис. Аустенпто-фер- ритная (а = 2-т- -8%)	оотос ф	ломкие Для сварки аусте- нитных и высокохро- мистых сталей, рабо- тающих при темпера- туре до 350° С в аг- рессивных средах. Швы стойки против меж кри ста ллитной коррозии (МКК) при испытании по мето- ду AM ГОСТ 6032—58 с провоцирующим отпуском
КЛАССИФИКАЦИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
37
Продолжение табл. 10
Марка электрода	Структура наплав- ленного металла	Обозначение покрытия по ГОСТ 9467—60	Назначение
ЭИ-654 ОЗЛ-З	А у степ ито-фер- ритная (а — 15%)	Ф	Для сварки сталей типаЭИ654, работаю- щих в крепкой азот- ной кислоте и других окислительных сре- дах
01Х23Н28МЗДЗТ ОЗЛ-11	Аустенитная с выделениями ин- тер металл адов		Для сварки аусте- нитных сталей, рабо- тающих в серной и фосфорной кислотах при температуре до 80е С
Лусте 10Х20Н15	- ОЗЛ-2	н и т н ы е жаро Аустенито-фер- ритная	СТО й	кие Для сварки жаро- стойких сталей, ра- ботающих при тем- пературах: до 950° С
13Х25Н18 03 Л-АНЖ-16	Аустенито-бо- ридная		до 1000°С
08Х21Н10Г6 ГС-1	Аустени го-фер- ритная		до 1150°С
А у < 08Х16Н8М2 ЦТ-26	:тенитные ж а Аустенито-фер- ритная (а == 2-т- -н4%)	р о п р	точные Для сварки жаро- прочных сталей, ра- ботающих при темпе- ратуре до 600° С. На- плавленный металл имеет повышенную стойкость против ло- кальных разрушений
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Продолжение табл. 10
Марка электрода	Структура наплав- ленного металла	Обозначение покрытия по ГОСТ 9467-60	Назначение
X17H13M2K3B ЦТ-13	Аустенито-кар- бидпая	Ф	Для сварки литых жаропрочных сталей типа ЛА-1, работаю- щих при температу- рах до 660е С
1Х16Н14Г7В2Б ЦТ-23 1Х14Н19В2Б АЖ-13-18			Для сварки труб- ных жаропрочных сталей типа ЭИ695, ЭП184 и др., рабо- тающих при темпера- турах 650—700° С
06Х15Н30Г8В7МЗТ	Аустенито-кар- бидная с интер- металлидами		Для сварки глубо- коаустенитных жаро- прочных сталей типа 15-35 и сплавов на железо-никелевой ос- нове типа ХН35ВТР, работающих при тем- пературе до 750° С
ЦТ-22			
09Х16Н25М6АФ 48А-15 (ЭА-981/15)	Аустенитная		Для сварки аусте- нитных и низколеги- рованных высоко- прочных сталей ти- па АК
06Х15Н60М15 ЦТ-28 ЭП-705 ЦТ-36	С никелевой Твердый рас- твор с никелевой основой и интер- металл ядами	0 С Н 0 I ф	3 о й Для сварки жаро- стойких и жаропроч- ных сплавов типа нихромов и нимони- ков, а также разно- родных соединений из аустенитных ста- лей с перлитными
ОБОЗНАЧЕНИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
39
Продолжение табл. 10
Марка электрода	Структура наплав- ленного металла	Обозначение покрытия по ГОСТ 9467—60	Назначение
ХН78Т ЙМЕТ-4 ХН78Т НИАТ-8	Твердый рас- твор с никелевой основной и интер- металлидами	Ф	Для сварки жаро- стойких и жаропроч- ных сплавов типа нихромов и нимони- ков. Могут приме- няться для сварки аустенитных сталей с перлитными
ЭП-606 АНЖР-1	Твердый рас- твор с никелевой основой		Для сварки разно- родных соединений из аустенитных ста- лей с перлитными. Исключают образо- вание структурной неоднородности в зо- не сплавления свар- ных соединений, ра- ботающих при 550° С и выше
8.	СРАВНЕНИЕ ОБОЗНАЧЕНИЙ ЭЛЕКТРОДОВ,
ПРЕДНАЗНАЧЕННЫХ ДЛЯ СВАРКИ УГЛЕРОДИСТЫХ
И НИЗКОЛЕГИРОВАННЫХ КОНСТРУКЦИОННЫХ
СТАЛЕЙ, ПО ОТЕЧЕСТВЕННЫМ
И ЗАРУБЕЖНЫМ СТАНДАРТАМ
По классификации английского стандарта (BS) электроды обозна-
чаются буквой, показывающей способ их изготовления (Е — прессо-
ванием, R — армированием, D — окунанием) и гремя цифрами*
Первая цифра показывает, что покрытие содержит: 1 — большое
количество органических материалов, т. е. относится к органическому
виду (О); 2 — большое количество окислов титана и образует вязкий
шлак, т. е. относится к рутиловому виду (Т); 3 — заметное количество
окислов титана и образует жидкий шлак, т. е. может быть отнесено
к рутило-фтористо-кальциевому виду (Т—Ф); 4 — большое количество
окислов железа и марганца, а также силикатов и образует пористый
шлак; т. е. относится к руднокислому виду (Р); 5 — то же, но образует
плотный шлак (Р); 6 — большое количество мрамора и фторидов, т. е.
40
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
относится к фтор исто-кальциевом у виду (Ф); 9 — любое, отличающееся
от перечисленных видов 1—6.
Вторая цифра в обозначении электродов указывает возможность
сварки этими электродами в различных пространственных положениях:
1 — любое положение шва в пространстве; 2 — нижнее и горизонталь-
ное; 3 — только нижнее; 4 — нижнее, горизонтальное и наклонное;
5 — нижнее, горизонтальное и вертикальное; 6 — вертикальное и по-
толочное; 9 — любое другое, не обозначенное в классификации.
Третья цифра указывает на род тока и полярность, а также па необ-
ходимое напряжение холостого хода источника переменного тока:
О — постоянный ток, полярность обрати ail («плюс» на электроде); 1 —
постоянный, полярность обратная, и переменный (6/х. х— 95 В); 2 —
постоянный, полярность прямая, и переменный (UK, х=70 В); 3—то же
((7Х. х— 45 В); 4 — постоянный, полярность обратная, и переменный
(t/x.x = 70 В); 5—постоянный, полярность любая, и переменный (£/х,х=
=95 В); 6 — то же ((7х.х—70 В); 7 — то же (£/х.х“45 В); 9 — не клас-
сифицированы.
Например, по английскому стандарту (BS) обозначение E6I0 ука-
зывает, что электроды изготовлены прессовым способом (Е), имеют
фтористо-кальциевое покрытие (6), пригодны для сварки в любом про-
странственном положении шва (1), постоянным током при обратной
полярности (0).
Этим условиям отвечают отечественные электроды марок
УОНИ/13-45, УОНИ-13/55, УОНИ-13/65 и др., относящиеся соответст-
венно к типам Э42А-Ф, Э50Л-Ф, Э60А-Ф по ГОСТ 9467—60 (табл. 11).
По классификации американского сварочного общества (AWS)
электроды обозначаются буквой Е (электроды) и четырьмя цифрами.
Первые две цифры обозначают предел прочности наплавленного
металла в тысячах фунтов на 1 кв. дюйм.
Третья цифра характеризует возможность сварки в различных
пространственных положениях: 1 — любое положение шва; 2 — ниж-
нее и горизонтальное; 3 — только нижнее.
Четвертая цифра указывает на род тока и полярность, а также на
вид покрытия.
Например, электроды Е6010 обеспечивают наплавленный металл
с пределом прочности 60 тыс. фунтов на 1 кв. дюйм (60), что соответ-
ствует 42 кге/мм2, они пригодны для сварки во всех пространственных
положениях (1), с использованием постоянного и переменного тока при
рудно-кислом виде покрытия (0).
Этим условиям отвечают отечественные электроды марки ОММ-5,
относящиеся к типу Э42-Р по ГОСТ 9467—60.
Аналогичные рудно-кислые электроды марки ЦМ-7, позволяющие
выполнять сварку только в нижнем и горизонтальном положениях
швов, соответствуют по AWS электродам Е6020 и т. д. (табл. 11).
По классификации стандарта ФРГ (DIN) первые буквы в обозначе-
нии электродов указывают вид электродного покрытия: Es — рудно-
кислые; Ti — рутиловые; FeTi — рутиловые с железным порошком;
Ze — органические; КЬ — фтористо-кальциевые; FeKb — фтористо-
кальциевые с железным порошком.
Римские цифры в маркировке электродов обозначают класс покры-
тия, указывающий, для каких категорий прочности стали применим
электрод, а маленькая буква за риемкой цифрой обозначает толщину
покрытия.
ОБОЗНАЧЕНИЯ ЭЛЕКТРОДОВ
41
Таблица И
Обозначения отечественных и зарубежных электродов,
предназначенных для сварки углеродистых
и низколегированных конструкционных сталей
Тип электрода по ГОСТ 9467-60	Марна электрода	Вид покрытия по ГОСТ 9467 -60	Обозначение по стандартам		
			Англии (BS) 1719-1951	США (AWS)	ФРГ (DIN, 1913, сокращенное)
Э42	ОММ-5	Р	Е516	E60I0	EsVHIs
Э42	ЦМ-7	Р	Е426	Е6020	EsVIIIs
Э42	АНО-1		Е946	Е6034	FeTiVIHs
Э42	ЗРС-2	т .	Е916	Е6014	FeTiVIHs
Э46	ОЗС-4	т	Е217	E60I2	TtVIIIs
Э42	АНО-5	Т-Ф	Е317	Е6013	FeTiVIHs
Э42	ВСЦ-2	о	Е117	Е6011	ZeVIlm
Э42А	УОНИ-13/45	ф	Е610	Е6015	KbIXs
Э42А	УП-2/45	ф	Е616	Е6016	KblXs
Э42А	СМ-11	ф	Е614	Е6018	FeKbIXs
Э42Л	ВН-48У	ф	Е926	Е6028	FeKblXs
Э50А	УОНИ-13/55	ф	Е610	Е7015	KbX—Xis
Э50А	УП-2/55	ф	Е616	Е7016	KbX—Xis
Э50А	ДСК-50	ф	Е614	Е7018	FeKbX—Xis
Э50А	АНО-2	ф	Е925	Е7028	FeKbX—Xis
Электроды I—IX классов применяют для сварки сталей с пределом
прочности до 50 кгс/мм2. При этом электроды I—V классов не гаранти-
руют весь комплекс механических свойств. Электроды X—XIV классов
применяют для сварки сталей с пределом прочности до 85 кгс/мм"2.
Величина предела прочности обозначается (в кгс/мм2): 1 — 41; 2 =
— 44; 3 = 48; 4 — 52; 5 — 56; 6 = 60. Величина относительного удли-
нения обозначается (в %); 1 = 14; 2 = 18; 3 = 22; 4 = 26; 5— 30.
Величина ударной вязкости обозначается (в кгс.м/см2): 1 = 5; 2 = 7;
3=9;4=11;5 = 13.
Последние две цифры в обозначении относятся к положению шва
в пространстве и характеристике сварочного тока.
Положение шва в пространстве обозначается следующими циф-
рами: 1 — любое положение; 2 — нижнее, горионтальноё и вертикаль-
ное; 3 — нижнее и горизонтальное.
42
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА ЭЛЕКТРОДОВ
Род тока и полярность обозначаются: 0 — постоянный; or 1 до
9 — переменный и постоянный с различными комбинациями поляр-
ности.
Например, электроды KbIXs/245/12 имеют фтористо-кальциевое
покрытие (КЬ), толстообмазанные и предназначены для сварки стали
с пределом прочности до 50 кгс/мм2 (IXs); обеспечивают наплавленный
металл со следующими механическими свойствами: предел прочности —
44 кгс/мм2 (2k относительное удлинение—26% (4) и ударная вязкость —
13 кгсм/см (5); пригодны для сварки в любом пространственном
положении шва (1), постоянным током при обратной полярности (2).
Этим условиям наиболее полно отвечают отечественные электроды марки
УОНИ-13/45 типа Э42А-Ф по ГОСТ 9467—60.
В табл. 11 для сравнения приведены сокращенные обозначения по
D1N ряда других марок отечественных электродов
ГЛАВА И
ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ, РЕЖИМОВ
ПОДОГРЕВА И ОТПУСКА ДЛЯ
КОМБИНИРОВАННЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
ИЗ СТАЛЕЙ ОДНОГО СТРУКТУРНОГО КЛАССА
При сварке комбинированных соединений из сталей одного струк-
турного класса, но разного легирования (разных марок), предпочти-
тельнее использование однородных по структурному классу сварочных
материалов, при этом режимы предварительного подогрева, сварки и
отпуска выбираются исходя из общих положений для сварки сталей дан-
ного класса с учетом свариваемости наиболее легирован ной и, как
правило, хуже сваривающейся стали, входящей в данное сое-
динение.
До настоящего времени не существует единого общепризнанного
определения понятия свариваемости металлов и сплавов, исчерпываю-
щего всю сложность этой характеристики, а также универсальной мето-
дики ее оценки.
Предлагаются понятия физической, металлургической, технологи-
ческой и других видов свариваемости, а в литературе опубликовано
и в практике используются свыше 150 способов ее оценки [55, 63, 71,
73 ]. Это обусловлено тем, что сварка сопровождается химическими и
физическими процессами, происходящими в металлах соединения,
которые изменяют исходное состояние свариваемых металлов, создавая
различную степень местной неоднородности химического состава, фазо-
вого состояния, кристаллической структуры» механических, химиче-
ских и физических свойств, а также поля напряжений, что определяет
различную работоспособность и надежность сварных соединений.
Общее понятие свариваемости должно учитывать комплексно все
эти явления и процессы, а универсальная методика ее оценки — харак-
теризовать их в совокупности, что практически не представляется воз-
можным. Поэтому испытания по оценке свариваемости металлов и спла-
вов производят по различным методикам, каждая из которых выявляет
одну или несколько характеристик свариваемости, имеющих первосте-
пенное значение в каждом конкретном случае.
Под физической свариваемостью понимается совокупность таких
свойств металлов и сплавов, как способность их к взаимной раствори-
мости и диффузии в твердом и жидком состояниях, совместной кристал-
лизации расплавленных основного и присадочного металлов и т. д.
[55]. Однако эти свойства еще не определяют полностью возможности
получения сварных соединений, удовлетворяющих во всех случаях
требованиям эксплуатационной надежности и долговечности сварных
конструкций.
Поэтому предлагается понятие технологической свариваемости как
комплексной характеристики металла, отражающей его реакцию на
процесс сварки и определяющей его относительную техническую при-
годность для выполнения заданных сварных соединений, удовлетворяю-
щих условиям последующей их эксплуатации [71).
При сварке разнородных металлов следует учитывать сваривае-
мость каждого из них в данном сочетании.
44 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Чем меньше количество применимых к данному металлу способов
сварки и уже д ш каждого способа сварки пределы оптимальных режимов,
обеспечивающих возможность получения сварных соединений требуе-
мою качества, тем хуже его технологическая свариваемость. Важней-
шим фактором, влияющим на свариваемость стали, является се хими-
ческий состав, который в значительной мере определяет реакцию стали
в околошовнон зоне на термодеформационный цикл сварки.
Кроме химического состава на свариваемость стали оказывает
влияние большое количество металлургических, технологических и
других факторов: ликвация вредных примесей, в первую очередь серы
и фосфора, засоренность газами В неметаллическими включениями,
склонность к росту зерен при перегреве, чувствительность к концентра-
торам напряжений, склонность к термическому старению, образова-
нию холодных и горячих трещин, переходная температура хрупкости
(порог хладноломкости) и т. д. Если к этому добавить, что свариваемость
также зависит от толщины металла, жесткости конструкции и т. п.,
то становится очевидным, что эта сложная металлургическая и техно-
логическая характеристика металла не может оцениваться только по
его химическому составу.
Из этого, однако, не следует, что влияние каждого фактора равно-
ценно.
Превалирующая роль химического состава стали но влиянию па
свариваемость очевидна, и в первом приближении она всегда оценивается
по этой характеристике.
1. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ
ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
Оценка свариваемости перлитных сталей
и расчет температуры предварительного подогрева
Одной из главных характеристик свариваемости сталей перлит-
ного класса (углеродистых и низколегированных) является их склон-
ность к закалке и образованию трещин в зоне влияния термического
цикла сварки, которая зависит в первую очередь от химического состава
стали.
Основным элементом, определяющим склонность перлитных сталей
к закалке при сварке, является углерод. Поэтому оценка влияния хими-
ческого состава на свариваемость углеродистых сталей производится
по содержанию в них углерода.
Углеродистые стали, содержащие до 0,2596 углерода, практически
не закаливаются при всех известных способах сварки с использованием
режимов в широких пределах, т. е. обладают хорошей свариваемостью
[64 J. Однако при сварке сталей больших толщин это не исключает необ-
ходимости подогрева или отпуска, а иногда совместно того и другого.
При более высоком содержании углерода начинает проявляться
склонность стали к закалке при сварке тем интенсивнее, чем больше
содержание углерода в ней и чем больше скорость охлаждения около-
шовной зоны при выбранных режимах сварки.
Для предотвращения образования хрупких мартенситных прослоек
в зоне термического влияния, которые могут привести к образованию
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
45
трещин, требуется применение специальных технологических мер (раз-
работка оптимальных режимов и последовательности сварки, предвари-
тельный подогрев и т. д.).
Дополнительнее легирование перлитных сталей хромом, никелем,
марганцем, молибденом и другими элементами повышает их склонность
к образованию в околошовной зоне неравновесных структур вследствие
закалки, поэтому для оценки влияния химического состава низколеги-
рованных перлитных сталей на их свариваемость кроме содержания угле-
рода необходимо учитывать также содержание остальных легирующих
элементов, снижающих скорость распада аустенита [63, 73]. Это учи-
тывается путем пересчета содержания каждого легирующего элемента
в стали в эквивалентное по действию на ее закаливаемость количество
углерода с использованием переводных коэффициентов, подобранных
экспериментально. Суммарное содержание в низколегированной стали
углерода и пересчитанных эквивалентных ему количеств легирующих
элементов получило название эквивалента углерода [55, 63].
Для расчета эквивалента углерода предложено большое количество
эмпирических формул, позволяющих оценивать влияние химического
состава низколегированных сталей на их свариваемость и устанавливать
необходимость подогрева стали перед сваркой или даже вычислять тре-
буемую температуру предварительного подогрева [55, 63, 83].
Подогрев обеспечивает снижение скорости охлаждения металла
шва и околошовнон зоны, что оказывает решающее влияние на образо-
вание их конечных структур и свойств при сварке закаливающихся
сталей.
Определение критических скоростей охлаждения сталей при терми-
ческой обработке производят обычно по диаграммам изотермического
и гермокинетического распада переохлажденного аустенита [72]. Для
наиболее широко распространенных в промышленности марок угле-
родистых и низколегированных сталей такие диаграммы построены
и опубликованы |56, 61,93].
Более точные значения критических скоростей охлаждения при
сварке и соответствующих им структур в зоне термического влияния
могут быть определены по кривым ан изо термического превращения
данной стали, построенным по результатам скоростных дилатометриче-
ских испытаний при непрерывном быстром охлаждении, соответству-
ющим условиям сварки.
Для ряда закаливающихся сталей расчетные и экспериментальные
значения скоростей охлаждения околошовной зоны, обеспечивающие
отсутствие трещин и получение оптимальных механических свойств,
приведены в работах [50, 73, 88].
Производственный опыт показывает, что при сварке сталей повы-
шенной прочности это достигается, если скорость охлаждения обеспе-
чивает образование мартенсита в структуре околошовной зоны не более
25—30% (табл. 12).
Скорость охлаждения околошовной зоны при электродуговой сварке
может быть рассчитана на основании разработанной академиком
Н. Н. Рыкалиным теории тепловых процессов при сварке и предложен-
ных им формул [60].
Примеры практических расчетов скоростей охлаждения околошов-
иой зоны при элсктродуговой сварке различных сталей в зависи-
мости от вида соединения и условий сварки приведены в работах
[50, 60].
46 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Таблиц а 12
Зависимость между вероятностью образования трещин,
твердостью и содержанием мартенсита в о коло шовной
зоне закаливающихся сталей при сварке [88}
• Процесс и состояние	^Максимальная твердость HRC	Предел прочности, рассчитанный по максимальной твердости, кгс/мм2	Максимальное содержание мартен- сита, %
Образование подваликовых тре- щин вероятно	>41	>137	>70
Образование подвади ковых тре- щин возможно	36—41	113—137	60—70
Подваликовые трещины не обра- зуются	<36	<113	<60
Достаточная эксплуатационная надежность соединений без последую- щей термической обработки	<28	<91	<30
Наиболее эффективным и технологичным способом .уменьшения
скорости охлаждения околошовной зоны, при сварке является предва-
рительный подогрев свариваемого металла, которым широко пользуются
на практике.
При выборе температуры предварительного подогрева закаливаю-
щихся сталей необходимо учитывать, что если пониженный подогрев
приводит к образованию большого количества мартенсита в структуре
металла околошовной зоны и возможности появления холодных тре-
щин, то излишне высокий подогрев может вызвать резкое снижение пла-
стичности и особенно ударной вязкости стали вследствие чрезмерного
роста зерен. Этому способствуют длительные выдержки при температу-
рах выше температуры начала интенсивного роста зерен аустенита
Ас* + 100° С.
Д. Сефериан [63] предложил формулу для расчета необходимой
температуры подогрева стали перед сваркой исходя из величины экви-
валента углерода и толщины свариваемого металла. Эквивалент угле-
рода рассчитан из предположения, что стали с одинаковой температурой
мартенситного превращения обладают одинаковой закаливаемостью и,
как следствие, одинаковой свариваемостью.
Эквивалент углерода по химическому составу равен:
ГС1 -С Л. (Mn + Cr) I Ni I 7Мо	/т
[С]х-С+-------g----+ —+ —,	(8)
где соответствующие элементы обозначают их содержание в стали в ве-
совых процентах. Закаливаемость стали при сварке зависит также от
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА

толщины свариваемых кромок» что учитывается размерным эквивален-
том углерода:
[С]р = 0,0056 [С1х,	(9)
где 6 — толщина свариваемой стали в мм; 0,005 — коэффициент тол-
щины, определенный экспериментально. Полный эквивалент углерода
равен сумме химического и размерного эквивалентов:
fC] = [С]х + |С]Р - [С]х(1 +0,0056).	(10)
Температура необходимого предварительного подогрева при сварке
вычисляется по формуле:
7П = 350 KiCJ - 0,25 ,	(11)
где 350 — температура в ° С, принятая как наиболее характерная для
мартенситного превращения большинства закаливающихся конструк-
ционных сталей; [CJ —полный эквивалент углерода, вычисленный по
формуле (10); 0,25 — предельное содержание углерода в вес. %, прак-
тически не оказывающее влияния на закаливаемость углеродистой
стали при сварке.
Пример. Рассчитать необходимую температуру предваритель-
ного подогрева для сварки стали 35ХМЛ со сталью ЗОЛ толщиной 10 мм.
Химический состав сталей (в вес. %): 35ХМЛ — С= 0,32; Мп = 0,57;
Si = 0,31; Сг = 1,05; Ni = 0,18; Мо = 0,5; S = 0,03; Р = 0,02;
ЗОЛ — С = 0,29; Мп = 0,50; Si = 0,17; S == 0,04; Р = 0,03.
1.	Вычисляем эквивалент углерода по химическому составу по
формуле (8.). Так как сталь 35ХМЛ более легирована, то расчет ведем
исходя из состава данной стали:
[С]х - 0,32 +
(1,05 + 0,57)	, 0,18 , 7-0,5
9	18 + 90	’
2.	Размерный эквивалент углерода по формуле (9) составляет:
[С ]р == 0,005- 10- 0,55 = 0,0275.
3.	Полный эквивалент углерода по формуле (10)
[С] = 0,55 + 0,0275 = 0,5775.
4.	Необходимая температура предварительного подогрева по фор-
муле (11)
Т„ = 350 Ко,5775 — 0,25 = 200° С.
Полученный результат соответствует рекомендуемому температур-
ному интервалу режимов подогрева для сварки закаливающихся сталей
групп II и V, к которым относятся стали ЗОЛ и 35ХМЛ (табл. 14).
Выбор электродов для сварки
комбинированных соединений из перлитных сталей
Конструкционные и теплоустойчивые стали перлитною класса
разделены на шесть групп (см. табл. 1), которые могут комбинироваться
в сварных соединениях в 21 сочетании (табл. 13).
При выборе электродов для сварки различных сочетаний углеро-
дистых и низколегированных сталей (гр. 1—IV) основным требованием
48 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
го
Я
Я
ч
ю
го
я
ч
=1
са
о
d
о
сх
о
§
сх
S
з
оа
Тип электродов при С01етании сталей	w—1	э-хм	‘wxe	48Н-1, ЭА-ЗМ6	э-хм, ЭА-ЗМ6	—1 * А	ФИХ-6
	>	Э42А	Э50А, 48Н-1	48Н-1, ЭА-ЗМ6	Э70, ЭА-ЗМ6	Э-ХМ	
		Э42А, ЭА-1Г6, ЭА-2Г6	Э50А, ЭА-1Г6, ЭА-2Г6 f	48Н-1, ЭА-ЗМ6	Э70, ЭА-1Г6, ЭА-2Г6		
	а-—И «— «	Э42А, ЭА-ЗМ6	48Н-1» Э50А, ЭА-ЗМ6	48Н-1, ЭА-ЗМ6			
	а  1	Э42А	48Н-1, Э50А				
	—	см оГю •чр -Ф -Ф ТО <т> <Т)					
Группа стали			*4—4	III			VI
	Наименование	Малоуглеродистые	1 Среднеуглеродистые и низколегированные	Низколегированные специального назначе- ния	Среднеуглеродистые и низколегированные по- вышенной прочности	Теплоустойчивые хро- момолибденовые	Теплоустойчивые хро- мо мол и бдено - в а над и е- вые
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
49
является обеспечение необходимого уровня механических свойств
соединений при нормальной температуре, а для теплоустойчивых хро-
момолибденовых (гр. V) и хромомолибденовых, дополнительно леги-
рованных различными карбидообразующими элементами (гр. VI), —
обеспечение требуемого уровня жаропрочных свойств.
В табл. 13 указаны рекомендуемые типы электродов по стандартам
для каждого сочетания, а в табл. 14 марки электродов, относящиеся
к соответствующему типу, а также рекомендуемые температуры подо-
грева и отпуска сварных конструкций.
В тех случаях, когда электроды не могут быть отнесены к опреде-
ленному типу соответствующего стандарта, в табл. 13 (и во всех после-
дующих таблицах) указана данная марка электродов по техническим
условиям (48Н-1, ЦТ-28, ЭА898/21 и др.)
Рекомендации по выбору электродов для комбинированных соеди-
нений из сталей перлитного класса приведены исходя из условий равно-
прочности металла шва с наименее прочной сталью, входящей в данное
соединение (по пределу прочности на растяжение).
При отсутствии необходимости соблюдения условий равнопрочпо-
сти металла шва и основного металла, для сварки любого сочетания
перлитных сталей могут применяться электроды других типов (марок)
как более, так и менее прочные.
Сварку закаливающихся сталей (гр. Ill, IV, V и VI) следует выпол-
нять. как правило, с предварительным подогревом во избежание обра-
зования околошовпых трещин.
Сварку без подогрева можно производить только в тех случаях,
когда при принятых режимах сварки обеспечивается максимальная
твердость околошовпой золы до НВ 260 включительно.
Практически при обычных режимах ручной дуговой сварки это
достигается при величине эквивалента углерода указанных сталей не
более 0,35%. Важным условием для применения сварки закаливающихся
сталей без подогрева является также отсутствие в конструкции жесткого
контура и концентраторов напряжений.
Для сварки без подогрева перлитных закаливающихся сталей»
работающих при нормальных температурах (гр. III и IV),целесообразно
применение аустенитных электродов типов ЭА-ЗМ6, ЭА-1Г6 и ЭА-2Г6,
обеспечивающих отсутствие трещин в швах и околошовной зоне за счет
повышенного запаса аустенитности наплавленного металла, что позво-
ляет сохранить пластичную аустенитную структуру металла шва даже
при значительном перемешивании перлитной стали с расплавленным
электродным металлом (см. гл. III).
Наличие пластичного аустенитного шва обеспечивает также боль-
шую деформационную способность сварного соединения, что уменьшает
возможность образования холодных околошовных трещин в закален-
ной перлитной стали [11, 28 [.
Применение аустенитных электродов для сварки перлитных зака-
ливающихся сталей рекомендуется также в тех случаях, когда после
сварки конструкция пе может быть подвергнута отпуску для снятия
остаточных сварочных напряжений и снижения твердости подкаленных
участков околошовпой зоны.
Поэтому в табл. 13 и 14 для случаев сварки без подогрева или без
отпуска различных сочетаний перлитных закаливающихся сталей
(гр. Ш и IV), предусмотрены аустенитные электроды типов ЭА-ЗМ6,
ЭА-1Г6 или ЭА'2Г6.
Таблица 14 g
Выбор электродов, температуры подогрева и отпуска
для комбинированных сварных соединений из сталей перлитного класса
Группы свари- ваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	®С		
I + I	ГОСТ И67-60	ОММ-5, АНО-6	Без подогрева или 100—200	Без отпуска или отпуск при 600—640	Без подогрева сварка допускается для толщин до 100 мм или при содер- жании углерода не более 0,3%. Отпуск рекомен- дуется для толщин более 35 мм или независимо, от толщины при необходи- мости сохранения точ- ных размеров изделий после механической об- работки
	Э46 ГОСТ 9467—60	АНО-3, МР-3			
	Э42А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/45, УП-1/45			
I+II	Э42А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/45, УП-1/45			
I+III	Э42А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/45, УП-1/45	150—250	640—-660	
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рекомен- дуется сварка «дуга в ду- гу» (одновременно с двух противоположных сто- рои)	
J3
w
я
н
о
2
X
о
v
О
н
•н
«с
Т5
О
3
ммаммммшшмь
					
	Э42А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/45, УП-1/45	300—400	600- -650	Отпуск непосредствен- но после сварки
I-HIV	ЭА-1 Гб ГОСТ 10052—62	08X21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2	200—300	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки * '
	ЭА-2Г6 ГОСТ 10052—62	30Х25Н16Г7 ОЗЛ-9А	200—300		
H-V \	Э42А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/45, УП-1/45	Без подогрева или 150-250	640—670	Без подогрева сварка допускается при содер- жании углерода не более 0,3%. Рабочая темпера- тура до 450° С
I+V1	Э-ХМ ГОСТ 9467—60	08ХМ	Ц1-38 * УОНИ-13/45’	250—350	670—690	Рабочая температура до 400° С
II-HI	Э50А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/55, УП-1/55	Без подогрева или 100—200	600—650	Без подогрева сварка допускается при содер- жании углерода не более 0,3% и для толщин не более 35 мм при отсут- ствии жесткого контура и концентраторов напря- жений
	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48Н-11	150—250	600-650	
Продолжение табл. 14
Группы свари- ваемых сталей	Электроды			Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям		Марка	•С		
п+ш	Э50А ГОСТ 9467—60		УОНИ-13/55, УП-1/55	150—250	640—660	Стали А К-25 и 10ХСНД разрешается сваривать со сталью А К-27	электродами 48Н-1 и 48Н-11, при толщине сталей до 35 мм
	48Н-1 48H-1J	ТУ , ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48Н-11			
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62		10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Ьез отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рекомен- дуется сварка «дуга в дугу» (одновременно . с двух противополож- ных сторон)
II-HV	Э50А ГОСТ 9467—60*		УОНИ-13/55, УП-1/55	300—400	600—650	Отпуск непосредствен- но после сварки
	ЭА-1Г6 ГОСТ 10052—26		08Х21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2	200—300	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки
	ЭА-2Г6 ГОСТ 10052—62		30Х25Н16Г7 ОЗЛ-9А			
						
<> —— м —--_- ....................................... —^..—_—,
					
11+V	Э50А ГОСТ 9467—60	УОНИ-13/55, УП-1/55	Без подогрева или 150—250	640—670	Без подогрева сварка допускается при содер- жании углерода не более 0,3% и для толщин не более 35 мм. Рабочая температура до 400° С
	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2Г1ЧТА 48Н-1 ’	48Н-11			
11+VI 1 1	Э-ХМ ГОСТ 9467-60	08 ХМ У ОН И-13/45’ Ц *	2о0—350	670—690	Рабочая температура до 350° С	!М0
	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48Н-11			
II1+III	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48H-1I	150—200	640—660	Сталь АК-27 разре- шается сваривать со сталью А-25 и др. элек- тродами 48Н-1 и 48Н-11 при толщине до 35 мм
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева или 150—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рекомен- дуется сварка «дуга в дугу» (одновременно с двух противоположных сторон)
52 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	I	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
Продолжение табл. 14
Группы свари- ваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	°C		
ПН-IV	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48Н-11	300—400	640—660	Отпуск непосред- ственно после сварки
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052-62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	200—300	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рекомен- дуется сварка «дуга в дугу» (одновременно с двух противополож- ных сторон)
ш+v	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48Н-П	150—250	в 640—6G0	Сталь ЛК-27 разре- шается сваривать с дру- гими сталями электро- дами 48Н-1 и 48Н-11 при толщине до 35 мм. Рабо- чая температура до 500° С
	»				

					
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева или 150—250	Без отпуска	При невозможности тер ми ческо й обр а бот ки после сварки. Без подо- грева сварка допускает- ся при содержании угле- рода не более 0,3%. Ра- бочая температура до 450° С
IH+VI	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 08ХН2ГМТА 48Н-1 ’	48Н-11	250—350	640—660	Сталь А К-27 раз ре* шается сваривать с дру- гими сталями электрода- ми 48Н-1 и 48Н-11 при толщине до 35 мм. Рабо- чая температура до. ‘500° С
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К О А-395/9 К)	Без подогрева или 200—250	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Без подо- грева сварка допускает- ся при содержании угле- рода до 0,3% при отсут- ствии жесткого контура и концентраторов на- пряжений. Рекоменду- ется сварка «дуга в ду- гу» (одновременно с двух противоположных сто- рон). Рабочая темпера- тура до 450°С
54 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	)	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
Продолжение табл. 14 g
Группы свари- ваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	С		
1V+1V	Э70 ГОСТ 9467—60	ЛКЗ-70	300—400	600-650	Отпуск непосред- ственно после сварки
	ЭА-1Г6 ГОСТ 10052-62	08Х21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2	200—300	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки
	ЭА-2Г6 ГОСТ 10052—62	30Х25Н16Г7 ОЗЛ-9А			
IV+V	ГОСТ Э9467-60	ЛКЗ-70	300—400	640-670	Рабочая температура до 400° С. Отпуск непо- средственно после сварки
	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	200—300	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 350° С
					
IV+VI	э-хм ГОСТ 9467—60	08ХМ	г т п ')п * У ОН И-13/45’ ЦЛ38	300—400	670—690	Рабочая температура до 400° С. Электроды ЦЛ-38 малого диаметра разработаны специаль- но для сварки труб
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	200—300	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 350° С
V+V	Э-ХМ ГОСТ 9467—60	08ХМ УОНИ-13/45’ ЦЛ 6	Без подогрева или 150-250	660—700	Рабочая температура до 530° С. Без подогрева сварка допускается при содержании углерода в стали до 0,3%
V+VI	Э-ХМ ГОСТ 9467—60	08ХМ	цд.38 * УОНИ-13/45’ Ц	250—350	700—720	Рабочая температура до 500—520° С. Отпуск непосредственно после сварки
VI+ VI * S	Э-ХМФ ГОСТ 9467—60 (лектроды марок ЦЛ-3	08ХмфА ЦЛ-20Б ’ ЦЛ (ЭА-395/9К) 3 и ЦЛ-39 малых дна метров	250—350 (2 и 2.5 мм) разра	720-750 ботаны специя.	Рабочая температура до 550—560° С. Отпуск непосредственно после сварки пько для снарка труб.
ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ в ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	Ч	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
58 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Таблица 15
Длительная прочность металла,
наплавленного электродами перлитного класса
Электрод		Режим отпуска	Температура испы- тания, °C	Длитель- ная прочность наплавлен- ного металла ПД- п кгс/мм 5		Источник
Т ип по ГОСТ 5467-60	Марка			За Ю4 ч	За ч	
Э-ХМ	ЦУ-2ХМ	680° С, 3 ч	450 500 550	35,0 18,0 9,0	27,0 14,0 5,0	Автор 176] |29|
Э-ХМФ	08ХМФА ЦЛ-20Б	700° С, 3 ч	500 540 550 580	23.0 13,0 9,0	15,0 14,0 8,5 6,0	[29, 76] 176] 129] 129]
Э-ХМФБ	ЦЛ-27А	740° С 5 ч	550 570 580	15,0 14,0 12,0	11,0 9,0 7,5	129] (29, 15] (29, 76(
Э-Х2МФБ	08Х2МФБ ЦЛ-26М	740— 760° С, 5 ч	450 570 580 600	28,0	10,0 8,5 7,0	(15, 76] (15, 76] U5J (15]
Э-ЗОА	УОНИ-13/55	—	450 500	17,0 9,0	13,0 6,0	[29] 129]
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
59
Обоснование принципа выбора аустенитных электродов для сварки
перлитных сталей приведено в гл. III.
Следует отметить, что для сварных соединений из теплоустойчи-
вых сталей (гр. V и VI), работающих при повышенных температурах,
применение аустенитных электродов не рекомендуется из-за возможности
развития диффузионных процессов и образования обезуглероженных
и науглероженных прослоек [8, 11, 28]. Предельная температура экс-
плуатации комбинированных сварных соединений определяется соответ-
ствующей предельно допустимой температурой для менее легированной
стали, входящей в соединение. Значения длительной прочности металла,
наплавленного электродами для сварки теплоустойчивых сталей, при-
ведены в табл. 15.
Если для данного сочетания сталей при температурах эксплуатации
возможно возникновение и развитие диффузионных прослоек в зоне
сплавления, то целесообразно применение промежуточных наплавок
или вставок из сталей, стабилизированных сильными карбидообразую-
щими элементами [28, 37]. К таким элементам относятся Cr, V, Nb,
Ti и др., которые связывают углерод, содержащийся в стали сверх пре-
дела его растворимости в твердом растворе, в стойкие карбиды (типа
МеС, Мс2зСе), что предотвращает диффузию углерода в зоне сплавления.
Условия развития диффузии углерода и способы ее предупрежде-
ния изложены в гл. III.
При сварке закаливающихся высокоуглеродистых сталей, обла-
дающих плохой свариваемостью (гр. IV и некоторые стали гр. V и VI,
содержащие более 0,3% углерода), рекомендуется предварительно
с подогревом облицовывать кромки электродами, дающими пластичный,
не закаливающийся наплавленный металл, с обязательным последующим
отпуском непосредственно после наплавки. При этом сварку основного
шва можно выполнять по облицовочному слою при более низких темпе-
ратурах подогрева или без подогрева, а также без последующей терми-
ческой обработки, если сварные узлы не имеют большой жесткости и
к ним не предъявляются требования по сохранению точных размеров
после механической обработки или в условиях эксплуатации.
При наличии жестких допусков на размеры сварных узлов после-
дующая термическая обработка обязательна, так как релаксация оста-
точных сварочных напряжений после механической обработки или
в процессе эксплуатации может привести к деформации изделия и изме-
нениям размеров, выводящим их за пределы допусков. Толщина слоя
промежуточных наплавок (облицовок) на свариваемые кромки нестаби-
лизированных сталей для подавления диффузии углерода в зоне сплав-
ления при термической обработке или эксплуатации изделий, а также при
наплавке на кромки сильно закаливающихся сталей с предварительным
подогревом и отпуском для обеспечения возможности последующей
сварки без подогрева или отпуска, рекомендуется не менее 8—10 мм.
Выбор режимов отпуска для комбинированных
сварных соединений из перлитных сталей
Термическая обработка сварных соединений из перлитных сталей
производится с целью: улучшения структуры и свойств металла шва
и околошовной зоны закаливающихся сталей; снятия остаточных сва-
рочных напряжений при сварке сталей больших толщин или при необ-
ходимости сохранения точных размеров изделий независимо от толщины
60 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
свариваемых сталей; повышения стойкости против локальных разруше-
ний изделий из хромомолибденованадисвых сталей при эксплуатации
их в условиях высоких температур.
Для сварных соединений из перлитных сталей в основном приме-
няются три вида термической обработки: высокий отпуск» нормализация
и нормализация с последующим отпуском.
Наиболее распространенным видом термической обработки свар-
ных соединений из перлитных сталей является высокий отпуск, который
применяется для улучшения структуры и свойств металла шва и око-
лошовной зоны путем перевода их неравновесных закалочных структур
в более равновесные. Высокий отпуск применяется также для снятия
остаточных сварочных напряжений.
Нормализация и нормализация с последующим отпуском приме-
няются для повышения стойкости против локальных разрушений
достаточно жестких сварных соединений из хромомолибденованадис-
вых сталей (гр. VI), а также для измельчения недопустимо крупнозер-
нистой структуры сварных соединений из углеродистых и низколеги-
рованных сталей, выполненных при чрезмерно высоких режимах сварки.
Необходимость применения термической обработки сварных кон-
струкций для обеспечения их работоспособности и эксплуатационной
надежности определяется не только химическим составом основного
металла и металла шва, но и типом конструкции, толщиной свариваемых
материалов, условиями сварки и эксплуатации конструкции и т. д.
Поэтому при назначении термической обработки или отказе от нее в от-
ветственных изделиях в каждом конкретном случае конструктор дол-
жен принимать решение совместно со специалистами по металлургии
и сварке. При этом следует учитывать, что термическая обработка не
должна назначаться для ответственных конструкций, имеющих положи-
тельный многолетний опыт эксплуатации в аналогичных условиях или
прототип, эксплуатация которого в течение всего предусмотренного
ресурса работы подтверждает его эксплуатационную надежность без
термической обработки после сварки.
Рекомендуемые в табл. 14 (и во всех последующих таблицах)
режимы отпусков комбинированных сварных соединений выбраны
исходя из системы легирования и условий получения оптимальных
свойств металла шва и околошовной зоны или снятия остаточных сва-
рочных напряжений. Если рекомендуемая температура отпуска свар-
ного соединения превышает допустимую температуру отпуска стали,
входящей в данное сочетание, необходимо произвести либо местный
отпуск сварного шва и околошовной зоны, либо снизить соответственно
температуру отпуска с учетом сохранения свойств основного металла.
Целесообразность и допустимость местного отпуска, а также понижен-
ного или повышенного общего отпуска должны решаться в каждом кон-
кретном случае отдельно с учетом конструктивных особенностей изделия,
технологических, металлургических, эксплуатационных и других фак-
торов.
При проведении отпуска комбинированных сварных соединений
рекомендуется:
1.	Конструкции, в которые входят стали, сильно закаливающиеся
при сварке с образованием хрупких мартенситных структур (гр. IV и
частично гр. V и VI), следует подвергать отпуску непосредственно
после сварки или не позднее определенного времени, установленного
практически для данной конструкции.
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО КЛАССА
61
2.	Для предотвращения деформации изделий при термической об-
работке посадку их в печь необходимо производить при температуре
печи не выше 350° С.
Конструкции, сваривающиеся с предварительным подогревом и
подвергающиеся отпуску непосредственно после сварки, следует за-
гружать в печь, нагретую до температуры не ниже 450е С.
3,	Допустимые скорости нагрева комбинированных соединений
зависят от типа конструкции, состава сталей, толщины сварных эле-
ментов, тепловой мощности нагревательных средств и т. д. При общем
отпуске конструкций средней сложности, имеющих толщину сваренных
элементов до 25 мм, скорость нагрева не должна быть более 200 град/ч,
а при большей толщине скорость нагрева может определяться по фор-
муле
Г» = 200 град/ч,	(12)
где б — толщина сваренных элементов в мм.
В ряде случаев, например при отпуске комбинированных соедине-
ний, в которые входят теплоустойчивые хромомолибденованадиевые
стали (гр. VI), следует ограничивать минимальную скорость нагрева
в опасном для этих сталей интервале температур. Наибольший перепад
температур при нагреве изделия на любых его участках не должен пре-
вышать 50° С.
4.	В процессе выдержки при температуре отпуска перепад темпе-
ратур для отдельных участков крупных изделий не должен превышать
± 20г С.
5.	Для исключения остаточных термических напряжений и дефор-
маций конструкции необходимо, чтобы скорость охлаждения изделия
не превышала 200 град/ч при толщине элементов до 25 мм и величины
25
200* — град/ч при большей толщине.
После охлаждения изделия в печи до 350° С дальнейшее охлажде-
ние можег производиться на воздухе.
При отпуске изделий из сталей, склонных к отпускной хрупкости,
следует ограничивать также минимальную скорость охлаждения в ин-
тервале температур, вызывающих отпускную хрупкость.
6.	Следует учитывать, что местный отпуск приводит к образова-
нию остаточных напряжений, поэтому для их уменьшения необходимо
в процессе выдержки и охлаждения обеспечивать минимальный перепад
температуры по толщине сварного соединения, для чего целесообразно
применять теплоизоляцию, уменьшающую теплоотдачу нагретых участ-
ков в воздух.
При местном отпуске трубопроводов, сосудов, патрубков и т. д.
следует обеспечивать ширину зоны равномерного нагрева S с каж-
дой стороны шва не менее
5^1,25/7М мм,	03)
где R — средний радиус в мм; 6 — толщина стенки в мм.
62 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ структурой
2. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ
ФЕРРИТНОГО (ФЕРРИТО-МАРТЕНСИТНОГО) КЛАССА
Особенности сварки высокохромистых сталей
Кроме обычных требований для сварных соединений по механиче-
ским свойствам при нормальной температуре и физической сплошности
(отсутствию пор, шлаков и трещин) к изделиям, изготовляемым из высо-
колегированных сталей, предъявляются дополнительные требования,
определяемые их специфическим назначением в соответствии с особыми
физико-химическими свойствами этих сталей: коррозионной стойко-
стью, жаростойкостью, жаропрочностью, магнитной проницаемостью
и т. Д.
Аналогичные дополнительные требования предъявляются и к элек-
тродам, предназначенным для сварки этих сталей.
Высоколегированные стали отличаются от конструкционных угле-
родистых и низколегированных сталей высокой чистотой и хорошей
раскисленностью металла. Поэтому при сварке таких сталей пет необ-
ходимости в интенсивной металлургической обработке металла шва
шлаком, т. е. шлаки не должны быть окислительными [44 ].
В процессе сварки высокохромистых ферритных и феррито-мартен-
ситных сталей необходимо предохранить от окисления хром и другие
легирующие элементы, содержащиеся в металле, обеспечив максималь-
ный переход их из электрода в шов, защитить сварочную ванну от ат-
мосферных газов.
Чем больше содержится SiO2 и МпО в электродном покрытии,
а следовательно, в шлаке, тем сильнее окисляется хром в сварочной
ванне:
4Сг -|- 3SiO2 2Сг2О3 -|- 3Si; i	(14)
2Ci+ЗМпО^Сг2О3 + ЗМп. ]
Эти реакции, приводящие к восстановлению кремния и марганца,
получили название кремне- и марганцевосстановительпых процессов
{39]. Значительное окисление хрома может существенно снизить кор-
розионную стойкость, жаростойкость и другие физико-химические
свойства металла шва. Наименьшей окислительной способностью обла-
дают шлаки электродов с фтористо-кальциевыми покрытиями, которые
поэтому преимущественно применяются для сварки высокохромистых
сталей ферритного (феррито-мартенситного) класса.
Сварка высокохромистых сталей в зависимости от их состава и
структуры сопряжена с различными трудностями, преодоление которых
требует разного подхода к выбору электродов и технологии сварки. ~
При сварке сталей с однородной ферритной структурой (Х17,
Х25Т, Х28 и др.), а также низкоуглеродистых слабо закаливающихся
сталей с феррито-мартенситной структурой (1Х17Н и др,), имеет место
потеря стойкости против межкристаллитной коррозии и резкое сни-
жение ударной вязкости металла околошовпой зоны.
Многие авторы [34, 45 и др. ] полагают, что межкристаллитная кор-
розия высокохромистых сталей обусловлена образованием новых фаз
(мартенсита, низколегированных карбидов) при распаде твердого рас-
твора, которые на промежуточных стадиях своего образования могут
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ФЕРРИТНОГО КЛАССА
63
в получающейся электрохимической системе служить анодами и раст-
воряться при воздействии агрессивных сред.
Существенное влияние приписывается также напряжениям, воз-
никающим при образовании метастабильпых фаз. Если коррозионная
стойкость может быть восстановлена отпуском после сварки при темпе-
ратуре 700—740° С с быстрым охлаждением, то хрупкость, обусловлен-
ная чрезмерным ростом зерен феррита, не может быть исправлена тер-
мической обработкой. Наихудшими свойствами обладают сварные соеди-
нения ферритных сталей, не содержащих титана и других карбидообра-
зующих элементов или с недостаточным их содержанием. Сварш ie швы,
выполненные однородными ферритными сварочными материалами,
имеют низкую пластичность и особенно ударную вязкость, что обуслов-
ливает их склонность к образованию холодных трещин [33 ].
Поэтому для сварки высокохромистых ферритных сталей рекомен-
дуются хромоникелевые феррито-аустенитные электроды, обеспечиваю-
щие после отпуска коррозионностойкий металл шва с высокой пластич-
ностью и ударной вязкостью |25, 33]. При сварке высокохромистых ста-
лей с повышенным содержанием углерода и других карбидообразующих
элементов (1X13, 2X13, 1X11МФ и др.), имеющих феррито-мартенсит-
ную, а иногда и полностью мартенситную структуру, происходит зна-
чительная подкалка околошовной зоны, а также шва, если применяются
высокохромистые сварочные материалы с идентичным основному
металлу химическим составом. Для предотвращения в этом случае
образования в сварных соединениях холодных трещин необходимо,
как правило, применение предварительного подогрева (300—400° С)
и термической обработки непосредственно после сварки — высокого
отпуска при температуре иа 20—40° ниже температуры отпуска основ-
ного металла перед сваркой.
В ряде случаев при невозможности применения подогрева перед
сваркой или последующей термической обработки для сварки высоко-
хромистых нержавеющих и жаропрочных сталей применяют хромони-
келевые аустенитные сварочные материалы, которые, как правило, не
обеспечивают равнопроч нести металла швов с основным металлом н не
рекомендуются для эксплуатации в условиях большого количества
теплосмен.
Сварка высокохромистых сталей должна производиться с макси-
мальным исключением влияния водорода — низководородистыми элек-
тродами с фтористо-кальциевыми покрытиями, прокаленными непо-
средственно перед сваркой, с тщательной очисткой поверхности металла
от окалины и т. д. [26].
Выбор электродов
для сварки комбинированных соединений
из высокохромистых сталей
Высокохромистые стали ферритного (феррито-мартенситного)
класса разделены на три группы (табл. I), которые могут комбиниро-
ваться в сварных соединениях в шести сочетаниях (табл. 16).
Стали группы VII. При выборе электродов для сварки высоко-
хромистых нержавеющих сталей в различных сочетаниях (гр. VII)
необходимо обеспечение следующих основных требований: стойкости
против атмосферной коррозии и в слабоагрессивных жидких средах,
жаростойкости до 650° С и жаропрочности до 500° С, Всем этим
54 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Таблица 16
Выбор электродов для комбинированных сварных
соединений из сталей ферритного
и феррито-мартенситного классов
Группа стали		Тилы электродов при сочетании сталей		
Наименование	№	VII	VI н	IX
Высокохроми- стые нержавею- щие	VII	ЭФ-Х13	ЭАФ-1МФ, ЭФ-Х13, ЭА-2	ЭФ-Х13
Высокохроми- стые кислотостой- кие и жаростой- кие	VIII		ЭАФ-1МФ, ЭА-898/21, ЭА-2	ЭАФ-1МФ
Высокохроми- стые жаропроч- ные	IX			ЭФ-ХНВМНФ, ЭФ-Х12ВМНФ
условиям удовлетворяет металл, наплавленный электродами типа
ЭФ-Х13, который имеет химический состав и структуру, близкие к ста-
лям этой группы.
Учитывая высокую склонность к закалке нержавеющих феррито-
мартенситных сталей, содержащих углерода 0,1% и более, при сварке
необходим высокий предварительный подогрев и последующий отпуск
непосредственно после сварки (табл. 17).
Низкоуглеродистую нержавеющую ферритную сталь 0X13 сле-
дует сваривать без подогрева при минимальной погонной энергии дуги
с охлаждением до температуры ниже 100° С после наложения каждого
валика во избежание чрезмерного роста зерна и резкого снижения удар-
ной вязкости металла в околошовной зоне.
При невозможности раздельного нагрева закаливающейся феррито-
мартенситной стали в комбинированном соединении с незакаливающейся
ферритном сталью рекомендуется облицовка кромок последней наплав-
кой слоя толщи ном 8—10 мм электродами типа ЭАФ-1МФ при умеренных
режимах с перерывами на охлаждение и последующая сварка с общим
подогревом всего комбинированного соединения.
Стали группы VIII. При выборе электродов для сварки различных
сочетаний высокохромистых кислотостойких и жаростойких сталей
(гр. VIII) основными требованиями являются обеспечение коррозион-
ной стойкости в жидких средах средней агрессивности (для сталей
0Х17Т, 1Х17Н и др.), а также жаростойкости до 1100° С (для сталей
Х25Т, Х28 и др.).
Для сталей этой группы не рекомендуется применение электродов,
обеспечивающих наплавленный металл, однотипный по составу и струк-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ФЕРРИТНОГО КЛАССА
65
Выбор злсктродов, температуры подогрева и отпуска для комбинированных сварных
соединений из сталей ферритного и ферри то-мартен сит но го классов
Дополи игольные рекомендации		В пресной воде и слабо- агрессивных средах только при нормальной температу- ре. На воздухе и в атмосфе- ре пара жаропрочность до 540° С, жаростойкость до 650° С. Обязательный от- пуск непосредственно пос- л е с ва р к и. Дл я ста ли 0X13 подогрева нс требуется				В средах средней агрес- сивности до 300° С. Швы j стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаж- дением	
Рекомендуе- мый отпуск	о О <л ье CL	otz-00Z		700—740		720—760	
Электроды	Температура г	подогрева Г рулпы		ииъ шб	£1X21 1	УОПИ-13/НЖ-2	12X13	УОНИ-13/НЖ-2	200—300 06Х24Н6ТАФМ	Н-48
	свариваемых сталей	Тен по стандартам или техническим условиям	VI14- Vi I	ЭФ-Х13 \ u-t v 11	гост 1оо52_62		ЭФ-Х13 ГОС! 10052-02		VII , VIII ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	
3 И. А. Закс
Продолжение табл. 17
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	°C		
VII 1 VIII	ЭА-2 ГОСТ 10052-62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 150—200	Без отпуска	При невозможности тер- мической обработки после сварки. Швы нестойки про- тив МКК. Жаростойкость до 650е С без серосодержа- щих газов
	 VII4-IX	ЭФ-Х13 ГОСТ 10052-62	12X13 УОНИ-13/НЖ-2	300—400	700—740	Жаропрочность до 570° С, Обязательный отпуск непо- средственно после, сварки. Посадка в печь при темпе- ратуре не ниже 450° С
VIII+Vin	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052-62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Без подогрева^	700—740 , —... — 	-	В средах средней агрес- сивности, без ударных на- грузок и рабочих темпера- тур до 300е С и не ниже —20° С. Для крепких ще- локов сернистого натрия и других серосодержащих сред пригодны стали и элек- троды, содержащие не ме- нее 25% хрома и не более 5% никеля. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаждением —				 	——  ।
*		ЭА-898/21 ТУ	08Х19Н10Г2Б 48А-21		680—750	В средах средней агрес- сивности без серосодержа- щих сред. Рабочая темпера- тура до 360° С. Швы стойки против МКК в исходном состоянии после сварки и провоцирующего отпуска
		ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07X251113 УСЖЙ-13/НЖ-2		Без отпуска	Без жидких агрессивных сред. Швы не стойки про- тив МКК
VIII+IX	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052-62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	250—300	720-760	В средах средней агрес- сивности, в том числе и се- росодержащих. Рабочая температура до 300° С. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаж- дением
IX+IX	ЭФ-ХИВМНФ ГОСТ 10052—62	10Х11ВМФН КТИ-10	300-400	/00——740	Обязательный отпуск пос- ле подстуживания для про- хождения мартенситного превращения, но не до ком- натной температуры. По- садка в печь при температу- ре не ниже 450° С. Жаро- прочность до 580° С, жаро- стойкость до 700° С
	ЭФ-Х12ВМНФ ГОСТ 10052—62	10Х11НВМФ ЦЛ-32		720—740	То же. Жаропрочность до 600°С
ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	I	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ФЕРРИТНОГО КЛАССА
68 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
туре, так как он имеет низкую ударную вязкость и высокую склонность
к межкристаллитной коррозии в исходном состоянии пос.пе сварки.
Следует учитывать, как указывалось выше, большую склонность
ферритных сталей к росту зерна при воздействии термического цикла
сварки, что резко снижает ударную вязкость металла в околошовпой
зоне, которая не может быть восстановлена термической обработкой
после сварки.
Воздействие сварочного цикла приводит также к потере стойкости
против межкристаллитной коррозии металла околошовной зоны, кото-
рая к значительной мере может быть восстановлена термической обра-
боткой после сварки (отпуск при 700—750° С с быстрым охлаждением).
Комбинированные сварные соединения, в которые входят стали фер-
ритного класса, не рекомендуются для конструкций, эксплуатирую-
щихся при ударных и знакопеременных нагрузках, а также при отри-
цательных температурах вследствие возможного охрупчивания.
Ферритные стали, содержащие 25—30% хрома, обладают высокой
жаростойкостью (до 1100е С), в том числе и в серосодержащих средах.
Сварные конструкции, предназначенные для работы в серосодержа-
щих средах, не следует сваривать электродами аустенитного класса
с большим содержанием никеля (типов ЭЛ-1, ЭЛ-2 и др.) вследствие
склонности металла, наплавленного этими электродами, к сульфидной
коррозии. Образующиеся при контакте аустенитного металла с серни-
стыми соединениями сульфиды никеля и эвтектика Ni—Ni8S2, являются
причиной локальной коррозии аустенитных хромоникелевых швов [31 ].
Для сварки высокохромистых ферритных сталей (гр. VIII) следует
применять электроды типа ЭАФ-1МФ, обеспечивающие наплавленный
металл с достаточно высокой пластичностью и ударной вязкостью,
который обладает также вследствие высокого содержания хрома (25%)
равноценной с основным металлом коррозионной стойкостью и близкой
жаростойкостью. В контакте с крепкими щелоками сернистого натрия
и др. наибольшую коррозионную стойкость обеспечивают сварные соеди-
нения, выполненные из сталей, содержащих нс менее 25% |хрома [31 ].
Этим условиям электроды типа ЭАФ-1МФ также удовлетворяют.
Сварку комбинированных соединений из ферритных сталей сле-
дует выполнять при умеренных режимах с охлаждением после нало-
жения каждого валика до температуры ниже 100“' С, что обеспечивает
минимальный рост зерна в околошовной зоне. При необходимости
обеспечения коррозионной стойкости комбинированных сварных соеди-
нений следует производить отпуск по режиму, предусмотренному для
стали с наиболее низкой температурой отпуска, входящей в данное
соединение, но не ниже 680° С.
Стали Iруппы IX. При выборе электродов для сварки различных
сочетаний высокохромистых жаропрочных сталей (гр, IX) основным
критерием является обеспечение требуемого уровня жаропрочности
металла шва и минимальное проявление диффузионных процессов в зоне
сплавления сварного соединения при его эксплуатации.
Этим условиям наиболее полно отвечают электроды типов
ЭФ-ХПВМНФ и ЭФ-Х12ВМНФ, которые рекомендуются для этих
сочетаний сталей (табл. 16 и 17).
Длительная прочность металла, наплавленного электродами раз-
личных типов, для сварки высокохромистых сталей приведена-в табл. 18.
Учитывая значительную склонность высокохромистых жаропрочных
сталей (гр. ]Х) к закалке, при сварке обязательно применение предва-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ФЕРРИТНОГО КЛАССА
69
со
а
К
Длительная прочность металла, наплавленного электродами феррито-мартенситного класса
Источили		Г"	1		1—1 ’=+' О ХГ 1-0 О1 ю	ТТ «И1 о ~ .°4		1О CQ —			[29] [54] [15, 76]	
Длительная прочность наплавленного металла О’ п, кгс/мм"	с* о я	16,0 15,0 1,7	15,0 17,0—18,0		12,0—13,0 15,0—16,0			12,0—13,0 12,0 10,0	
	ZT G г-	ООО •f*.	m 0-1 СО Т СЧ —'	tn со	। °- 1 СП	°'  <			15,0—16,0	) 1
Темпера- тур и испыта- ния, ЯС		ООО ОС 1Ю о Tf LO О	ООО о ю о Ю 1Д Ф		580 580			ООО OO О — ООО	
Реж им отпуска		>* ю е-. С о	720—740" С, 5 ч		с> с о Г'	i	5 ч i		720-740° С, 7 ч	
Электрод	Марка	|	12X13	 УОНИ-13/НЖ-2	12Х11НМФ	КТИ-9А	i ЮХПНВМФ КТИ-10 !			ЮХПНВМФ	сч СО В »—!
	Тип по ГОСТ 10052—62	ЭФ-Х13	ЭФ-Х11МНФ		1 ! ЭФ-ХПВМНФ			ЭФ-Х12ВМНФ	
70 электроды для сталей с однородной структурой
рительного подогрева и отпуска после подстуживания для прохождения
мартенситного превращения, но не до комнатной температуры во избе-
жание появления трещин в шве и околошовной зоне. При этом рекомен-
дуется посадка сварных узлов в предварительно нагретую печь при тем-
пературе не ниже 4o0G С.
Выбор электродов для сварки комбинированных соединений из
различных сочетаний сталей гр. VII, V1II и IX должен производиться
в соответствии с требованиями, которые являются определяющими для
данного соединения.
Рекомендуемые электроды, режимы предварительного подогрева
и отпуска для возможных шести сочетаний сварных соединений из
сталей этих групп приведены в табл. 17.
3. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ
АУСТЕНИТНОГО (ФЕРРИТО-АУСТЕНИТНОГО) КЛАССА
Особенности сварки аустенитных сталей
Одной из наиболее сложных проблем при сварке аустенитных
сталей является получение сварных соединений, свободных от горячих
трещин в швах и околошовной зоне.
Практика показала, что аустенитные стали весьма склонны к обра-
зованию горячих трешин при сварке и что сопротивление металла их
возникновению, называемое технологической прочностью [58], зависит
от совокупности силовых и металлургических факторов.
Силовые факторы, которые разрушают слабые связи .между отдель-
ными зернами кристаллизующегося металла, зависят от его теплофизи-
ческих свойств, величины напряжений, созданных неравномерным на-
гревом и охлаждением основного металла при сварке, а также от вели-
чины напряжений, возникающих при затвердевании и последующем
охлаждении сварного шва и возможности проявления деформаций
соединения. Металлургические факторы, способствующие образованию
горячих трещин при сварке, определяются химическим и фазовым со-
ставами металла, характером его кристаллизации, а также деформа-
ционной способностью (пластичностью) при температурах, близких
к солидусу [58].
В процессе кристаллизации металл шва находится определенное
время в твердо-жидком состоянии. Область температурного интервала
кристаллизации ограничивается сверху температурой, при которой
образуется жесткий каркас кристаллов из твердой фазы, а снизу тем-
пературой реального солидуса сплава.
При свободной циркуляции жидкой фазы между растущими кри-
сталлами пластичность двухфазного металла очень высокая, так как
она определяется свойствами жидкости. После образования жесткого
каркаса кристаллов в металле остаются (на завершающем этапе кри-
сталлизации) раздельные междепдритные порции жидкости. При этом
пластичность сплава резко снижается и усадочные деформации шва
могут привести к образованию на этой стадии хрупких кристаллиза-
ционных трещин.
После полного затвердевания металл приобретает возможность де-
формироваться за счет сдвигов внутри кристаллов, пластичность его
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
71
резко увеличивается и становится возможным переход от мсжкристал-
личсского его разрушения к внутри кристаллическому [58].
Установлено, что чисто аустенитные стали с относительно узким
интервалом кристаллизации склонны при сварке к образованию горя-
чих трещин при температурах ниже реального солидуса. Эти трещины
получили название полмгонизациопных [46]. Процесс образования по-
лигонизацнонных границ происходи г после затвердевания металла шва
и приводит к дроблению столбчатой структуры, к образованию новых
зерен, границы которых являются локальными скоплениями дефектов
кристаллической решетки (дислокаций). При определенных условиях
по полигонизационным границам, обогащенным примесями, образуются
горячие трещины [46, 47 ].
Некоторые исследователи считают [70], что появление сетки гра-
ниц, произвольно ориентированных в направлении границ первичных
зерен, определяется не полигонизацией литой структуры, а миграцией
границ кристаллизации при температурах ниже солидуса в новые, более
равновесные положения с меньшей граничной энергией. Температурный
интервал, в котором образуются межкристаллитные трещины в металле
шва при его кристаллизации и охлаждении с высоких температур, на-
зывается температурным интервалом хрупкости — ТИХ 158]. Чем
шире температурный интервал хрупкости сплава и чем меньше его пла-
стичность в этом интервале, тем более чувствителен сплав, при прочих
равных условиях, к образованию горячих трещин при сварке. Возмож-
ность появления горячих трещин при сварке зависит также от «темпа
деформации», т. е. скорости нарастания упруго-пластических деформа-
ций в процессе кристаллизации сплава.
Горячие трещины при сварке сталей не возникают, когда их де-
формационная способность (минимальная пластичность) в темпера-
турном интервале хрупкости больше, чем величина деформаций, воз-
никающих при этом в сварном соединении под влиянием силовых фак-
торов. Исчерпание деформационной. способности металла в ТИХ
приводит к образованию трещин.
Влияние силовых факторов на образование горячих трещин при
сварке можно уменьшить рядом технологических мер: применением
оптимальных режимов сварки, рациональным порядком наложения
швов, подогревом сварной конструкции и т. д. Эти меры могут суще-
ственно уменьшить количество и величину образующихся горячих
трещин при сварке аустенитных сталей, по полностью исключить их
не могут. Поэтому особое значение для исключения горячих трещин при
сварке аустенитных сталей имеют металлургические средства воздей-
ствия на металл.
Установлено, что стойкость сварных аустенитных швов против
образования горячих трещин зависит в большой степени от их первич-
ной микроструктуры [44J.
Чисто аустенитные (однофазные) швы склонны к горячим трещинам.
Если же в металле шва имеется небольшое количество второй фазы
(феррита или карбидов), т. е. он является двухфазным (аустенито-фер-
ритным или аустепито-карбидным), то такой металл шва стоек против
образования горячих трещин. Это объясняется различным характером
кристаллизации и конечной структуры однофазных и двухфазных швов,
обладающих различной деформационной способностью в температур-
ном интервале хрупкости. При затвердевании чисто аустенитного ме-
талла росту дендритов ничто не препятствует и они растут в направлении
72 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
теплоотвода до исчерпания жидкой фазы. Поэтому аустенитные одно-
фазные швы имеют четко выраженную тр а искр металлизацию, иначе
говоря — направленность столбчатых кристаллов перпендикулярно по-
верхности теплоотвода, т. е. свариваемым кромкам. Эти кристаллы имеют
большое сечение с малоразвитой поверхностью и толстыми межкристал-
литными прослойками, так как затвердевающие в последнюю очередь
легкоплавкие составляющие сплава распределяются по сравнительно
небольшой поверхности крупных кристаллов.
Швы с такой структурой склонны к горячим трещинам, так как
в момент, когда растущие дендриты образуют сросшийся кристалли-
ческий каркас, а в междендритных пространствах находятся легко-
плавкие жидкие прослойки, прочность и деформационная способность
такого металла очень низки и непрерывно растущие в процессе охлажде-
ния шва растягивающие напряжения приводят к разрушению гранич-
ных связей |44]. Поэтому горячие кристаллизационные трещины всегда
являются межкристаллитными.
При кристаллизации двухфазного металла одновременно с аусте-
нитными кристаллами из жидкости выпадают центры кристаллизации
и растут кристаллы феррита (6-жслсза), не претерпевающего превраще-
ний при охлаждении. Участки феррита располагаются как в между ос -
ных пространствах, так и на границах кристаллов аустенита, что пре-
пятствует их направленному росту. Структура при этом получается
более мелкозернистой и дезориентированной, а межкристаллитные
прослойки более тонкими, чем в однофазных аустенитных швах
144].
Швы с двухфазной аустенито-ферритной структурой стойки против
образования горячих трещин. Уменьшение толщины межкристаллитных
прослоек и благоприятное влияние феррита обусловлено, во-первых,
тем, что при том же количестве легкоплавких эвтектических составляю-
щих они распределяются по сильно развитой поверхности мелких зерен,
а во-вторых, тем, что феррит обладает более высокой способностью
растворять примеси. Поэтому кристаллизующаяся в последнюю оче-
редь жидкая фаза менее обогащена силикатами, сульфидами, фосфи-
дами и окислами, образующими эвтектики, что, в свою очередь, умень-
шает ее количество и снижает склонность металла к образованию кри-
сталл изационных трещи и.
Выделение второй ферритной фазы затрудняет также развитие
сплошных полигонизанионннх границ в затвердевшем металле, т. с.
скопление дефектов кристаллической решетки (дислокаций) в энер! е-
тически выгодных для них положениях. Благодаря этому уменьшается
температурный интервал хрупкости стали и повышается стойкое! ь про-
тив образования полигоннзационных юрячих трещин [46, 54 |.
Производственный опыт показал, что для обеспечения стойкости
сварных швов против образования горячих трещин необходимо, чтобы
электроды обеспечивали содержание ферритной фазы в наплавлением
металле не менее 2,5—3%.
Наряду с этим, известны также электроды, обеспечивающие чисто
аустенитный наплавленный металл с достаточно высокой технологиче-
ской прочностью (например, типов ЭА-ЗМ6, ЭА-ЗМ9, ЭЛ-2Г6 ио
ГОСТ 10052—62), который легирован значительным количеством молиб-
дена или марганца. Способность этих элементов предотвращать обра-
зование горячих трещин в однофазном аустенитном металле с высоким
содержанием никеля (25—35%) объясняется тем, что они подавляют
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
73
процесс образования полигонизациоппых границ, так как значительно
повышают энергию активации этого процесса |47].
Практикой установлено, что технологическая прочность чисто аусте-
нитного металла шва достигается при содержании в нем молибдена
или марганца в количестве не менее 5—7%.
Таким образом, средствами борьбы с горячими трещинами в аусте-
нитных швах являются, с одной стороны, уменьшение напряжений,
создаваемых при сварке, путем применения оптимальных режимов, ра-
циональной последовательности наложения швов и т. д., а с другой
стороны — создание в шве двухфазной аустепито-ферритлой или аустс-
нито-карбидпой структуры, или легирование чисто аустенитного ме-
талла шва значительным количеством молибдена или марганца.
Высокая чистота и хорошая раскисленность хромоникелевых аусте-
нитных сталей обусловливает необходимость применения upir их сварке
электродов с покрытиями, обеспечивающими малоокислптслытые шлаки,
исключающие возможность протекания кремневосстановительного про-
цесса по реакции (14).
Повышение содержания кремния может являться причиной воз-
никновения горячих трещин в однофазном аустенитном металле шва,
что объясняется образованием тонкой силикатной пленки по границам
зерен аустенита [(53] или легкоплавкой малопрочной эвтектики [44],
или сегрегацией растворенных элементов по дислокациям |81 ].
Поэтому для уменьшения окисления хрома и других легирующих
элементов при сварке аустенитных сталей следует применять элек-
троды с покрытиями, содержащими минимальное количество окисла
кремния.
Сварку высоколегированных хромоникелевых сталей производят
преимущественно электродами с фтористо-кальцневыми покрытиями,
обеспечивающими неокнелительные сварочные шлаки.
Второй проблемой при сварке аустенитных сталей, работающих
в агрессивных средах, является обеспечение стойкости металла шва и
и околошовной зоны против межкристаллитной коррозии.
Аустенитные хромоникелевые стали, содержащие более 0,02—
0,03% углерода, т. е. выше предела его растворимости в высоколегиро-
ванном аустените, и не легированные при этом карбидообразующими
элементами (Nb, V, Ti и др.), имеющими большее сродство к углероду,
чем хром, становятся склонными к межкристаллитной коррозии после
сварки и после кратковременных выдержек в критическом интервале
температур — 600—750° С [44 ].
Указанные температуры получили название провоцирующих или
сенсибилизирующих. Это явление объясняется различными теориями,
но наиболее распространенной является карбидная теория обеднения
границ зерен хромом, суть которой заключается в следующем.
При температуре 600—750" С по границам зерен аустенита интен-
сивно образуются карбиды хрома типа Сг23С8, вследствие чего погра-
ничные слои зерен обедняются хромом, и когда его содержание сни-
жается ниже «порога устойчивости» (12,5%), то эти участки перестают
пассивироваться и становятся коррозионно малоустойчивыми.
Нагрев до 850—900° С и выше восстанавливает стойкость против
межкристаллитной коррозии за сравнительно короткое время. При
этих температурах, получивших название стабилизирующих, проис-
ходящая с большой скоростью диффузия выравнивает концентрацию
хрома между обедненными пограничными участками и центральными
74 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
зонами зерен с нормальным содержанием хрома, что восстанавливает
иммунитет металла против коррозии [2, 45].
Однофазные аустенитные швы склонны к межкристаллитной кор-
розии. Характерная для них транскристаллизация и толстые межкри-
сталлитные прослойки способствуют проникновению агрессивной среды
по границам зерен.
В двухфазных швах дезориентированная мелкая структура, тон-
кие межкристаллитные прослойки, а также разобщение границ зерен
участками феррита препятствуют проникновению агрессивного реагента
по границам зерен. Ферритная составляющая, как правило, нс снижает
общую коррозионную стойкость аустенитных сталей и металла сварных
швов в большинстве агрессивных сред, но в то же время повышает
стойкость против межкристаллитной коррозии [2, 9, 44].
В практике применяют следующие способы борьбы с межкристал-
литной коррозией: -
1)	снижение содержания углерода в стали и шве до предела его 1 «
растворимости (менее 0,03%); отсутствие избыточного углерода исклю-
чает возможность образования карбидов хрома на границах зерен к
обеднение пограничных участков металла хромом.
2)	создание в швах двухфазной аустеннто-ферритпой струк-
туры;
3)	термическая обработка сварных соединений при 850е С и выше
(стабилизация или аустенитизация);
4)	введение в сталь и металл сварного шва элсментов-стабилиза-
торов (Nb, V, Ti и ДР-), образующих карбиды более стойкие, чем кар-
биды хрома, и связывающие избыточный углерод в металле, что предот-
вращает образование карбидов хрома и обеднение хромом пограничных
участков зерен.
Для обеспечения стойкости С1зли против межкристаллитной кор-
розии содержание в ней ниобия или титана должно быть, в зависимости
от содержания углерода, в определенном соотношении (Ti/C 5 и
Nb/Сг^ 8). Однако практически бывают необходимы и более высокие
соотношения. Наряду с этим отмечается, что легирование металла шва
ниобием при соотношении Nb/'C^ 12 существенно снижает его общую
коррозионную стойкость [9].
Третьей проблемой при сварке аустенитных сталей, работающих
в условиях повышенных температур, является обеспечение жаропроч-
ности металла шва, равноценной основному металлу.
Наличие ферритной фазы в структуре аустенитных швов и основ-
ного металла, повышая их стойкость против межкристаллитной корро-
зии и образования горячих трещин, одновременно снижает их жаро-
прочность вследствие сигматизацин феррита при высоких температу-
рах, т. е. превращения феррита в хрупкую сигма-фазу (а о).
Сигма-фазой называется твердая и хрупкая немагнитная структурная
составляющая — интерметаллнд типа FeCr, которая имеет пере-
менный состав и сложную кристаллическую решетку. Сигма-фаза обра-
зуется в результате протекания диффузионных процессов в твердом
металле (34, 45, 72].
Чем больше содержится феррита в структуре металла, тем быстрее
и больше образуется сигма-фазы при термической обработке или при
эксплуатации выше 550—600е С. Интенсивность охрупчивания стали
при высоких температурах зависит не только от количества феррита,
но и от его состава 144 ]. Поэтому для обеспечения жаропрочности свар-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА 75
них соединений необходимо ограничивать количество феррита в свар-
ных швах.
Опыт показал, что сварные швы могут длительно работать при тем-
пературах до 600—650' С без значительного охрупчивания, если коли-
чество феррита в структуре не превышает 5—3,5% [44, 52, 54 ].
Таким образом, ограничение ферритной фазы в металле аустенит-
ных швов является эффективным средством обеспечения их технологи-
ческой прочности и жаропрочности. Это обусловливает необходимость
применения для сварки аустенитных жаропрочных сталей электродов
с расчетными составами покрытий, обеспечивающими содержание фер-
ритной фазы в заданных пределах (2,5—5,5%).
Получение однофазной аустенитной или двухфазной аустенито-
ферритной структуры шва зависит в первую очередь от его химического
состава, а также от скорости охлаждения при кристаллизации и от
режимов последующей термической обработки. Все элементы, входящие
в состав высоколегированных хромоникелевых сталей, можно разделить
на две основные группы: аустенитообразующие (углерод, азот, никель,
марганец, медь, кобальт и др.) и феррисообразующие (хром, кремний,
алюминий, молибден, ванадий, ниобий, титан, вольфрам и др.). Аусте-
нитизирующее или ферритизирующее действие элемента зависит, по
данным Юм-Розери [82 ], от его атомного объема и воздействия на поли-
морфные превращения железа. Элементы, атомный объем которых
больше атомного объема железа, являются в большинстве случаев
феррисообразующими, а с меньшим атомным объемом — аустенито-
образующими. Ферритообразующне элементы при наличии избытка
в металле шва углерода образуют карбиды, т. е. являются также кар-
бидообразующими (кроме кремния и алюминия, которые в сварных
швах карбидов не образуют).
В зависимости от соотношения в металле шва аустенито- и феррито-
образующих элементов получается однофазная аустенитная или двух-
фазная аустснито-ферритная структура.
Для приближенного расчета содержания феррита в шве можно вос-
пользоваться структурной диаграммой, предложенной Шеффле-
ром [18, 90].
Диаграмма Шеффлера (рис. 2) является не равновесной, а реаль-
ной эмпирической диаграммой, построенной для металла шва в исход-
ном состоянии после сварки при обычных усредненных режимах, при-
меняемых при ручной дуговой сварке. Эта диаграмма не учитывает
возможных изменений количества феррита при изменении скоростей
охлаждения за счет изменения сварочных режимов или за счет после-
дующей аустенитизации или стабилизации металла шва и т. д. Кроме
того, точность определения феррита по диаграмме Шеффлера зависит
от применяемых коэффициентов, характеризующих аустенито- и ферри-
тообразующую способность легирующих элементов, которые многими
авторами оцениваются различно [17, 79, 80, 90]. По-видимому, это обус-
ловлено тем, что ряд элементов имеет переменную валентность и их
ферритообразующая способность может изменяться в зависимости от
конкретного состава сплава.
Поэтому магнитные и металлографические методы определения
феррита в шве дают более точные результаты-
Тсм нс менее с практически приемлемой степенью точности оценку
структурного состояния металла в зависимости от его химическою со-
става но диаграмме Шеффлера можно производить [18, 80 J.
76	ЭЛ Е К 7 РОД ы д л я ст А Л Е П С ОД 110 РОД 11 о п СТР У К Т У Р О Й
По химическому составу металла подсчитывается эквивалентное
содержание хрома |Сг ] и никеля |Ni ], для чего используются эмпири-
ческие коэффициенты.
Структурное состояние металла определяется точкой пересечения
ла диаграмме эквивалентных значений хрома и никеля, полученных
расчетом. На рис. 2 приведены расчетные области структур для ряда
распространенных типов электродов, которые охватываются пределами
Рис. 2. Структурная диаграмма Шеффлера и расчетные области струк-
тур металла, наплавленного электродами различных типов
химических составов наплавленного металла по ГОСТ 10052—62. Для
электродов с расчетными составами покрытий, обеспечивающими содер-
жание ферритной фазы в наплавленном металле в пределах 2—5%, соот-
ветствующие области структур заштрихованы. Из приведенных на рис.2
данных видно, что при использовании подавляющего большинства типов
электродов можно получить в пределах предусмотренного стандартом
состава наплавленный металл с различной структурой. Для ряда типов
электродов структура наплавленного металла может быть как однофаз-
ной, так и двухфазной, для других — только двухфазной, но содержа-
ние второй фазы может изменяться в широких пределах. Это оказывает
решающее влияние на склонность наплавленного металла к образованию
горячих трещин, его жаропрочность, склонность к охрупчиванию при
высоких температурах и т. д. [44 ]. Именно это обстоятельство привело
к необходимости разработки марок электродов с переменными расчет-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА 77
ными составами покрытий, обеспечивающими содержание ферритной
фазы в наплавленном металле в заданных пределах в зависимости от ис-
ходного состава проволоки и материалов покрытия (КТИ-5, ЦТ-15
ЦТ-16 и др.).
В связи с этим, для оценки химического состава и структуры высоко-
легированного металла (основного и наплавленного) в литературе часто
пользуются отношением эквивалентного содержания хрома и никеля,
которое называют хромоникелевым эквивалентом
(15)
В работе [18] показано, что данное отношение нс характеризует
по диаграмме Шеффлера определенного структурного состояния ме-
талла, так как равные значения эквивалента X могут отвечать различ-
ным структурным состояниям металла не только для разных типов элек-
тродов, но и в пределах одного типа.
На рис. 2 видно, что Л’ = etg ср, поэтому все точки, лежащие на
данной прямой отвечают одинаковым значениям хромоникелевого экви-
валента, но располагаются при этом в различных структурных областях
(точки У, 2, 3 и т. д.), так как липни, разграничивающие структурные
области, не параллельны линиям эквивалентов К и пересекаются с ними.
Значения хромоникелевых эквивалентов, которые для всех типов элек-
тродов, марок сварочных проволок и сталей будут одинаково характе-
ризовать структурное соотношение фаз в металле, могут рассчитываться
по формуле [18]
9 —	— ^o-ioo
где Ф и Л — рассчитанное по химическому составу металла с учетом
эквивалентных коэффициентов суммарное содержание феррито- и аусте-
нитообразующих элементов, называемых соответственно эквивален-
тами хрома и никеля, которые могут быть вычислены по формулам [90 ]:
Ф=- %Сг + %Si-1,5 + %Nb-0,5 + %Мо+ %V+ %ТЬЗ,5; (17)
А == %Ni + %С-30 + %Mn -0,5;
(IS)
^0-100 — величина участка, отсекаемая на оси абсцисс диаграммы Шеф-
флера соответствующей линией от начала координат (аь — 7,5 для
линии, соответствующей 0% феррита, и =*12 — для линии, соот-
ветствующей 100% феррита).
Соответственно хромоникелевый эквивалент для однофазной аусте-
нитной стали Эо 0,9, а для однофазной ферритной	3,0
(рис. 2).
Все промежуточные значения хромоникелевого эквивалента соот-
ветствуют двухфазному состоянию металла. Структурное состояние
хромоникелевых аустенитных сталей может быть определено расчетом
без нахождения координат точек по диаграмме Шеффлера.
Граничные условия существования металла с однофазной аустенит-
ной и двухфазной аустенито-ферритной структурой, соответствующие
0% феррита, выражаются линейной зависимостью [18, 63]
[Сг Jp = 0,9/1 + 7,5%.
(19)
78 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Если эквивалент хрома Ф меньше расчетного содержания
хрома [Сг ]р, то сталь имеет однофазную аустенитную структуру, а если
больше, то двухфазную аустенито-ферритную структуру, и количество
феррита рассчитывается по формуле
3 (Ф — |Сг1р)%.	(20)
Пример. Определить содержание феррита по диаграмме Шеф-
флера и расчетом при условии, что наплавленный металл имеет следу-
ющий химический состав (в вес. %): С = 0,06; Мн = •- 1,1; Ni ==
10,2; Сг = 20,5; Si 0,6; Мо = 2,6.
1.	Эквиваленты никеля и хрома по формулам (17) и (18) составляют:
А = 0.06-30 + 10,2+ 1,1-0,5— 12.5%; 0=20,5+0,6-1,5 +
+ 2,6= 24%.
Рассчитанные координаты точки соответствуют па диаграмме
(рис. 2) аустенито-ферритной структуре металла с содержанием 17% фер-
рита.
2.	Расчетное содержание хрома по формуле (19) составляет
[Сг]р= 0,9-12,5+ 7,5= 18,7%,
т. е. эквивалент хрома, определенный ио диаграмме, Ф — 24% больше
расчетного |Сг]р = 18,7%, следовательно, наплавленный металл имеет
двухфазную структуру и содержание феррита но формуле (20) состав- •
ляет
а = (24—18,7)3= 15,9%.
Полученные результаты по диаграмме (17%) и расчетом 0—16%)
достаточно близки в практически равноценны.
Однако при наличии в наплавленном металле феррятообразующих
элементов, являющихся одновременно сильными карбядообразовате-
лями (Nb, Ti и др.), следует учитывав возможность образования стой-
ких карбидов (NbC, TiC и др.), так как это существенно изменяет вели-
чины эквивалентных значений никеля и хрома по сравнению с полу-
чаемыми расчетом по формулам (17) и (18) без учета образующихся
карбидов.
Пример. Определить содержание феррита в наплавленном ме-
талле по диаграмме Шеффлера без учета и с учетом образования карби-
дов, если наплавленный металл имеет следующий химический состав
(в вес. %): С= 0,1; Si = 0,4; Мп = 1,6; Ni = 10,8; Сг = 21,5;
Nb= 1,0.
1.	Эквивалентные значения хрома и никеля по формулам (17) и
(18) без учета образования карбидов ниобия составляют:
А = 0,1 -30 + 1,6-0,5+ 10,8 = 14,6%;
0 = 0,4-1,5+ 21,5+ 1 -0.5= 22,6%.
2.	Рассчитанные координаты точки соответствуют по диаграмме
Шеффлера (рис. 2) аустенито-ферритной структуре наплавленного ме-
талла с содержанием феррита 6%.
3.	При наличии в наплавленном металле ниобия будут образовы-
ваться карбиды NbC со стехиометрическим отношением
Nb 92,9 о
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА 7$
-----------------——...... -  -------------————.	а»
4.	Считая, что предел растворимости углерода в твердом растворе
составляет 0,02%, определяем количество избыточного углерода, спо-
собного образовывать карбиды ниобия,
Ск = 0,1 — 0,02 = 0,08%.
5,	Полученное количество углерода способно израсходовать ниобия
на образование карбидов
NbK = 0,08-8 = 0,64%.
6.	Количество свободного ферритообразующего ниобия составит
\Ч)ф = 1,0 — 0.64 = 0,36%.
7.	Эквивалентные значения хрома и никеля по формулам (17) и
(18) с учетом образования карбидов ниобия составляют:
Л = 0,02-30+ 1,6-0,5+ 10,8= 12,2%;
Ф= 0,4 1,5 + 21,5 + 0,36-0,5 = 22,28%.
8.	Расчетные координаты точки соответствуют по диаграмме Шеф-
флера (рис. 2) аустенито-ферритной структуре наплавленного металла
с содержанием феррита 11 %>, т. е. почти в два раза больше первоначально
рассчитанного количества.
Изложенные выводы сделаны без учета возможности попадания
составов металла в области мартенситной или феррито-мартенситной
структур, как это имеет место, например, для высокохромйстого металла,
наплавленного электродами типов ЭФ-Х13, ЭФ-ХНВМНФ и др.
(рис. 2). Если рассчитанная с учетом эквивалентных коэффициентов
сумма аустенитообразующих элементов (Л) для искомого состава от-
вечает неравенствам:
А < Д(с — Ф) или А <	(с’ — Ф),	(21)
с	с
где b и Ь'\ с и с' — отрезки, отсекаемые линиями аустеннто-мертен-
ситной области на осях координат диаграммы Шеффлера, то, подставляя
соответствующие значения Ыс и Ь'/е' в неравенства (21), получим до-
полнительное условие к уравнению (16) для двухфазной феррито-мартен-
ситной структуры
Л < 19,2 — 0,8Ф.	(22)
Четвертая проблема, возникающая при сварке аустенитных сталей,
связана с появлением так называемых локальных разрушений при
термической обработке сварных соединений, а также в процессе их
эксплуатации при повышенных температурах.
Межкристаллические хрупкие разрушения сварных соединений
в околошовной зоне на расстоянии одного или нескольких зерен от
линии сплавления, названные локальными разрушениями, обнару-
живаются главным образом в условиях длительной эксплуатации при
температурах выше 565—580° С [27, 40]. Эти разрушения наблюдались
также при термической обработке жестких сварных узлов из аустенит-
ных сталей при медленном нагреве, в интервале температур 600—800 ' С
[43, 59].
Изучению этой проблемы посвящено большое количество работ
отсчесгвенных и зарубежных авторов [21, 40, 43, 54, 65, 77, 87 и др.].
80 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Вероятными причинами возникновения локальных разрушений
можно считать:
1.	Снижение пластичности металла околошовной зоны при воздей-
ствии термодеформ ацнонного цикла сварки вследствие развития диф-
фузионных процессов, приводящих к повышению концентрации по-
верхностно-активных элементов на границах зерен, а также выделения
при длительном воздействии температур в интервале 600—800° С дис-
персных карбидов внутри зерен, что приводит к их упрочнению. Даль-
нейшее развитие этих процессов (коагуляция интерметаллидов и кар-
бидов) дополнительно снижает общую деформационную способность
металла вблизи зоны сплавления. Стали, легированные сильными кар-
бидообразующими элементами (Nb, Ti), обладают повышенной склон-
ностью к локальным разрушениям [29, 59, 67].
2.	Неоднородность механических свойств металла шва, около-
шовной зоны и основного металла, не подвергавшегося воздействию
термического цикла сварки. При более высокой прочности металла шва
вследствие наличия в нем ферритной или карбидной фазы, а также
явления «самонаклепа» (при сварке многослойных швов) происходит
концентрация деформаций в околошовной зоне, имеющей пониженную
пластичность, что способствует образованию и развитию хрупких
трещин.
3.	Высокие остаточные сварочные напряжения, которые могут
суммироваться с рабочими, компенсационными и другими напряже-
ниями, возникающими при эксплуатации.
Для повышения стойкости против локальных разрушений сварных
соединений из аустенитных сталей, подвергаемых термической обра-
ботке или предназначенных для работы при повышенных температурах,
применяются следующие меры:
1. Используются стали, не содержащие титана, ниобия и других
сильных карбидообразующих элементов (0Х18НЮ, Х18Н9, 0Х18Н11
и др.), или стали, легированные молибденом (Х16Н9М2, Х16Н12М2
и др.), который распределяется преимущественно по границам зерен
и упрочняет их. Легированные молибденом стали имеют достаточно
высокую горячую пластичность и жаропрочность.
2. Слитки для изготовления поковок, труб и листов выплавляются
с небольшим количество феррита (1—4%) в исходной литой структуре
[67 ]. При ковке, прокатке и последующей аустенитизации ферритная
фаза растворяется и структура металла становится однофазной аусте-
нитной. При сварке в участках околошовной зоны, нагревающихся
до температур устойчивого существования феррита (1300—1400° С),
происходит его выделение и структура металла снова становится двух-
фазной, что повышает его стойкость против образования горячих тре-
щин и локальных разрушений.
3. Для сварки используются электроды, обеспечивающие более
пластичный металл шва. По аналогии с основным металлом предпочти-
10Х16Н25АМ6
48А-9К
08X1GII8M2
марок-----------
тельнее применять электроды, обеспечивающие наплавленный металл
лсги рованный молибденом
и др.).
4. После сварки изделия подвергаются высокотемпературной тер-
мической обработке для снятия остаточных сварочных напряжений и
гомогенизации структуры (растворения феррита, карбидов и интер-
металлидов).
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
81
Правильный выбор основного металла и электродов в сочетании
с термической обработкой сварных соединений обеспечивает надлежа-
щую их стойкость прогив локальных разрушений.
Общие положения по выбору электродов
для сварки высоколегированных
хромоникелевых сталей
В зависимости от условий эксплуатации и способов обеспечения
технологической прочности металла шва используются электроды, ко-
торые по структуре наплавленного металла разделяются на следующие
основные группы.
1.	Лустенито-ферритпые с ограниченным нижним (не менее 2,5%)
и неограниченным верхним пределом содержания ферритной фазы, при-
меняемые для сварки преимущественно кислотостойких сталей, рабо-
тающих в агрессивных средах при температурах до 360е С (гр. X и XI)
и жаростойких сталей (гр. XII), работающих при температурах до
* 1000—1100° С.
Жаростойкость металла сварных швов обеспечивается высоким
содержанием хрома (^>25%). К этой группе относятся электроды с по-
стоянными составами покрытий: УОНЙ-13/НЖ-2, ЭНТУ-ЗхМ, ОЗЛ-5,
ОЗЛ-8, ЦЛ-4, НИАТ-1, 31IO-8 и др.
Для исключения возможности значительного охрупчивания ме-
талла сварных швов, содержащего более 5—6% феррита, необходимо
ограничивать время пребывания сварных соединений в интервале тем-
ператур 400—500" С, так как при этом развивается «475-градусная
хрупкость» |34, 85], а также в интервале температур 600—850° С из-за
превращения феррита в хрупкую сигма-фазу. Вследствие этого не ре-
комендуется подвергать сварные соединения, выполненные электродами
данной группы, отпуску для снятия напряжений. Допускается, в не-
обходимых случаях, аустенитизация с температур 950—1050° С. Сварка
должна выполняться при минимально возможной погонной энергии,
а при многослойных швах с обязательным охлаждением каждого слоя
до температуры ниже 100е С перед наложением последующего слоя.
2.	Аустенито-ферри гнью с регламентированным в узких пределах
(2.5—5%) содержанием феррита, применяемые для сварки жаропроч-
ных сталей, имеющих относительно невысокое содержание никеля (до
16%) и работающих при температурах до 600—650" С (гр. XiЦ), или
кор розно и нестойких сталей (ip. X), работающих при температурах
выше 360е' С, а также независимо от рабочей температуры сварных
соединений, если они после сварки подвергаются стабилизирующему
отпуску. К этой группе относятся электроды с расчетными составами
покрытий: KTI1-5, ЦТ-7, ЦТ-15, ЦТ-16 и др.
Состав этих электродных покрытий изменяется в зависимости от
химического состава используемой сварочной проволоки (конкретной
плавки). Ограниченное содержание ферритной фазы в металле швов,
выполненных электродами этой группы, позволяет подвергать сварные
соединения отпуску для снятия сварочных напряжений при темпера-
туре 800—900° С, а также длительно работать при температурах до
600" С без существенного охрупчивания металла сварных швов. Для
подавления процесса охрупчивания швов в условиях длительной экс-
плуатации при температурах 600—650° С рекомендуется кроме
£2 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
ограничения верхнего предела содержания исходного феррита (до 5%)
производить аустенитизацию сварных соединений.
3.	Аустенито-карбидные, применяемые для сварки жаропрочных
сталей (гр. ХЦ]), работающих при температурах до 700—750" С, т. е.
в тех случаях, когда аустенито-ферритные электроды оказываются не-
достаточно жаропрочными, а также в тех случаях, когда стали имеют
повышенное содержание никеля (до 35%) и содержат ниобий.
К этой группе относятся электроды с покрытиями КТИ-7, КТИ-7К.
ЦТ-23 и др.
Металл, наплавленный аустенито-карбиднымн электродами, более
склонен к образованию горячих трещин, чем пап давленный аустенито-
ферритными, и для обеспечения необходимой технологической проч-
ности требуется сварочная проволока повышенной чистоты по вредным
примесям. Аналогичные требования предъявляются также к материа-
лам электродных покрытий.
4.	Аустенитные однофазные, применяемые для сварки жаропроч-
ных сталей (гр. XIII), имеющих повышенное содержание никеля (до
35%), но не содержащих ниобий.
Стойкость чисто аустенитного наплавленного металла против обра-
зования горячих трещин обеспечивается, как указывалось выше, ле-
гированием его значительным количеством молибдена или марганца
(5—7%), а также повышенной чистотой сварочной проволоки по вред-
ным примесям, включая рафинирование различными способами пере-
плава.
К этой группе относятся электроды с покрытиями марок 48А-9К,
НИАТ-5, ОЗЛ-9А и др. Металл, наплавленный электродами этой группы,
имеет большой запас аустенитности (рис. 2), поэтому они широко ис-
пользуются для сварки перлитных сталей с аустенитными, а также для
сварки аустенитных сталей, работающих в условиях глубокого холода
(—196° С). Наплавленный металл нс стоек против межкристаллитной
коррозии в исходном состоянии после сварки и после стабилизирующей
термической обработки, поэтому электроды этой группы непригодны
для сварки аустенитных сталей, работающих в жидких агрессивных
средах.
Выбор электродов для сварки
комбинированных соединений из высоколегированных
хромоникелевых сталей
Хромоникелевые стали аустенитного и феррито-аустенитного клас-
сов разделены на шесть групп (табл. 1), которые могут комбинироваться
в сварных соединениях в 15 сочетаниях (табл. 19).
Большая номенклатура применяемых в промышленности высоко-
легированных хромоникелевых сталей и электродов для их сварки
обусловлена огромным разнообразием требований, предъявляемых
к сварным соединениям в эксплуатационных условиях. Это определяет
сложность выбора электродов даже для однородных сварных соедине-
ний, изготовляемых из сталей одной марки, что еще более усложняется
для комбинированных сварных соединений.
Приведенные ниже рекомендации не могут охватить и учесть исклю-
чительно большого разнообразия требований, возникающих при проек-
тировании и изготовлении комбинированных сварных соединений из
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
83
Таблица 19 — —  .. -1			XIV	ЭА-1М2, ЭДФ-1МФ 1	то U2 О]  ей	ЭА-2, ЭЛФ-ПМФ	ЭА-1М2, ЭАФ-1МФ	ЭАФ-1МФ ЭА-1М2
							
о			ТО - .О	то" ГЛ	то	ТО 04 О „л -л	
			СЧ cqCN	CM <□	ГССМ^	04 то 04 <Л СО	
то	i>			сП		Л CQS'fQ	
	л		Т""1 	1	J-^	CM — —< СО	— — — СО	
	со		•	1	f	1	К		•	В	t	1	V	
ТО 5	й		СП СП СП	ей СП	1 1 1 *i СП СП СТ) СТ)	СП ел СП СП СП	
							
							
X дз							
г °	cs						
<L» cJ	С1						
X о							
S ТО	о		то	то			
п ~	С/		’91	ГЛ			
g * ы о	чг» «-•I *—	 *	см ^сч	04	°?d		
Еввц				04 ’—	«< С41		
X ©				» <	• в		
35 J	о		л?	<*т*	сп<		
х £			СП<^	(ПСП	СП		
сх ±	о						
то х	а						
£ £	н						
О							
о	о						
Е то •О i	е;		то	то			
X Ф	_□			-Л			
X и-	to		СМ 04	04 04			
S ф-	X  *						
е Ф-				>" 4 »—*			
о. ° s-9-			«	<<			
к			OjOj	слеп			
х х							
							
							
Е И							
S ° * X							
_ н Ск — Е5 ±			- ~cnC-Q				
* Z		X	то fO о				
й CD			—<	— ОО —1				
			1	•	1	1 V <<<<<				
			О) СТ) Ф (Т) (7)				
ж							
CJ							
е;							
о						г—-Ч	
С*			X	>—<	>—и	ч	Нч
ф							
ю							
3							
0Q			ч	t	1			<
	-«ч		о	° Й	то	то	Н CD
	Л	Q	се м	* й К «он	£	к	*”* -Д К £ (D
	Группа с-	G3 И О	шитные йкие	?нитные йкие П прочное	шитные :ие	?иитные гые	ито-аусте сокопроч УГОСТОЙК}
		Пан	< °	С с SX о Ь о >> о л < И *	Лустс стоик	Е- У > ° < Е	Ферр ie вы кислс
			о	О	о	О	а
			ЕХ	а		f 4	X к
34 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
высоколегированных хромоникелевых сталей и должны рассматри-
ваться как общие наиболее часто встречающиеся сочетания ио основным
и сварочным материалам, а также условиям их применения (табл. 20).
Стали группы X. Основным требованием при выборе электродов
для сварки различных сочетаний аустенитных кислотостойких сталей
(гр. X) является обеспечение коррозионной стойкости в жидких агрес-
сивных средах как при нормальной, так и при повышенных темпера-
турах. Большое разнообразие жидких агрессивных сред, в которых ра-
ботают сварные соединения, и различная степень их агрессивности по
отношению к сталям и наплавленному металлу разного легирования и
термического состояния определяет большую номенклатуру применяе-
мых марок кислотостойких сталей и электродов для их сварки.
К наиболее агрессивным жидким средам относятся кислоты и их
растворы, которые могут обладать окислительными и неокиелнтельными
свойствами.
К окислительным относятся кислоты, в которых при коррозии
металлов происходит восстановление анионов кислоты, т. е. основным
катодным процессом является окислительная деполяризация. Окисли-
тельными кислотами являются азотная, серная при высокой концен-
трации и др. Высокую коррозионную стойкость в окислительных сре-
дах имеет металл, наплавленный электродами, содержащими ниобий.
К нсокислитсльным относятся кислоты, в которых при коррозии
металлов происходит восстановление ионов водорода, т. е. катодный
процесс сводится в основном к водородной деполяризации. Неокислп-
тельными кислотами являются соляная, уксусная, фосфорная, серная
при малых концентрациях и др.
Для конструкций из аустенитных кислотостойких сталей, подвер-
гаемых после сварки аустенитизации (нагрев до 950—1050°С с быстрым
охлаждением), могут применяться электроды типа ЭЛ-1 а, обеспечиваю-
щие наплавленный металл, наиболее близко соответствующий по хими-
ческому составу нестабилизированпой стали типа 18-8/Без аустенити-
зации электроды типа ЭА-la могут применяться только при отсутствии
жидких агрессивных сред. Жаростойкость наплавленного металла обес-
печивается до температуры 750—800е С без серосодержащих сред.
Для конструкций, работающих в неокислитсльных жидких средах,
при температуре до 360е С и не подвергающихся термической обработке
после сварки, рекомендуются электроды типа ЭА-1М2.
Металл, наплавленный электродами этого типа, стоек против меж-
кристаллитной коррозии в исходном состоянии после сварки при испы-
тании по методу AM, ГОСТ 6032—58.
После проведения провоцирующего отпуска при 650—700е С по-
является склонность к межкристаллитной коррозии, а после стабили-
зирующего отпуска при 800—850° С восстанавливается коррозионная
стойкость, но снижается ударная вязкость металла шва из-за превра-
щения ферритной составляющей в хрупкую сигма-фазу. Поэтому от-
пуск комбинированных сварных соединений из кислотостойких аусте-
нитных сталей, выполненных электродами типа ЭА-1М2, производить
не рекомендуется. Допускается аустенитизация с температуры 950—
1050е С.
Для конструкций, работающих в неокислительпых и малоокисли-
тельных жидких агрессивных средах и подвергаемых после сварки
термической обработке, рекомендуются электроды типа ЭА-898/21 [74],
которые благодаря легированию наплавленного металла ванадием,
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
«5
ниобием и молибденом, обеспечивают его стойкость против межкристал-
литной коррозии в исходном состоянии после сварки и после провоци-
рующего (650° С) и стабилизирующего (850° С) отпусков при испытании
по методу AM.
При наличии окислительных жидких агрессивных сред, включая
азотную кислоту, рекомендуются электроды типа ЭА-1Ба, которые бла-
годаря легированию ниобием, обеспечивают наплавленный металл,
стойкий против коррозии при испытании по методу Д по ГОСТ 6032—58
в состоянии после аустенитизации и при испытании по методу AM —
в исходном состоянии после сварки и после провоцирующего отпуска
предварительно стабилизированных сварных соединений. После ста-
билизирующего отпуска при температуре 870—920° С электроды типа
ЭА-1Ба пригодны для работы в химически активных средах при тем-
пературе 450—600е С.
Жаростойкость металла, наплавленного электродами типа ЭА-1Ба,
обеспечивается при температуре до 750е С.
В последние годы все более широкое применение находят низко-
углеродистые кислотостойкие стали, содержащие до 0,03% углерода,
вместо сталей, стабилизированных титаном, ниобием и другими карби-
дообразующими элементами.
В сварных соединениях- из этих сталей необходимо обеспечивать
минимальное содержание углерода в металле швов. Для этого реко-
мендуются электроды с рутиловым покрытием, содержащие небольшое
количество карбонатов, марок ОЗЛ-13 и ОЗЛ-14, или с рутилово-флюо-
ритпым покрытием (без мрамора) марки ОЗЛ-20 [68, 74].
Стали группы XI. Аустенитные и аустенито-ферритньтс кислото-
стойкие стали повышенной прочности (гр. Х1) применяются для изго-
товления тяжелонагруженпых конструкций, работающих в жидких
агрессивных средах при температурах до 360° С. Аустенито-ферритные
стали (0Х18Н12ТФ, 0Х20Н12АБФ и др.) обладают высокой технологи-
ческой прочностью, поэтому даже при сварке толстостенных конструк-
ций с использованием режимов в широком диапазоне значений погонной
энергии дуги образования горячих трещин в околошовной зоне не на-
блюдается [7, 16].
Равнойрочность сварных соединений основному металлу дости-
гается при применении электродов типа ЭА-1М2 или ЭА-1М2Ба(табл. 19
и 20). При этом сварные соединения стойки против межкристаллитной
коррозии в исходном состоянии после сварки.
Аустенитные дисперсионно-упрочненные стали (Х18П22В2Т2 и
др.) склонны при сварке к образованию горячих трещин в околошовной
зоне, особенно при малой степени укова и наличии крупнозернистой
структуры. Поэтому сварку их следует производить при пониженных
режимах с применением облицовочных наплавок на свариваемые кромки.
Для уменьшения доли основного металла в корневых слоях шва необ-
ходимо, чтобы разделка фасок или зазор между кромками позволяли
укладывать в корне шва два облицовочных валика на кромки и соеди-
нительный валик между ними.
Равнопрочность сварных соединений основному металлу дости-
гается лишь при использовании электродов, обеспечивающих наплав-
ленный металл с повышенными прочностными свойствами, типа
ЭА-1М2Ба (марки ЭА-902/14 и др.).
При сварке дисперсионно-упрочненных сталей (Х18Н22В2Т2 и др.)
с использованием повышенных режимов или при выполнении
Таблица 20
Выбор электродов, температуры подогрева и отпуска для комбинированных сварных
соединений из сталей аустенитного и феррито-аустенитного классов
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	°C		
	ЭА-1 а ГОСТ 10052—62	04Х19Н9 УОНИ-13/НЖ-2	Без /	Без отпуска или аустени- тизация с 950—1050 ♦	Без жидких агрессив- ных сред или в нсокис- лительных средах при температуре до 360° С. Стойкость против МКК обеспечивается только после аустенитизации при испытании по мето- ду AM без провоцирую- щего отпуска по ГОСТ 6032—58. Жаростой- кость до 750—800° С без серосодержащих газов
	ЭА-1 М2 ГОСТ 10052—62 		04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)			В неокислительных жидких агрессивных сре- дах до 360и С. Стойкость против МКК — в исход- ном состоянии после сварки при испытании по методу AM (ГОСТ 6032—58) без проводи-
у 1 V А*]* А			подогрева		рующего отпуска и пос- ле аустенитизации
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)			То же и в перегретом парс до 500° С. После аустенитизации обяза- тельна проверка па МКК
	ЭА-898/21, ТУ	08Х19Н10Г2Б 48А-21		Без отпуска или отпуск при 830—870	В ноокисл тельных и мал оо к исл и тел ьн ы х жид- ких агрессивных средах до 360е С. Стойкость про- тив МКК обеспечивает- ся при испытании по ме- тоду AM в исходном со- стоянии после сварки, а также после провоци- рующего отпуска
	ЭА-1 Ба ГОСТ 10052—62	07Х19Н10Б ЦТ-15		Без отпуска или отпуск при S70—920	В окислительных жид- ких агрессивных средах. Стойкость против МКК обеспечивается: по ме- тоду AM без провоци- рующего отпуска в ис- ходном состоянии после сварки; то же с провоци- рующим отпуском после стабилизации при 870— 920° С; по методу Д — после амстенитизации с 1000—1150° С
86 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	|	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
Продолжение табл, 20
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации *
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	®С		
Х+ XI	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—G2	04X191-111МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)	Без 1 подогрева	Без отпуска	В неокислительных агрессивных средах до 360° С. Стойкость про- тив МКК — в исходном состоянии после сварки при испытании по мето- ду А/М (ГОСТ 6032-58)
	ЭЛ-1 М2 Б а ГОСТ 10052-62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)			В неокислительных аг- рессивных средах до 360° Сив перегретом паре до 500° С. Стой- кость против МКК — в исходном состоянии пос- ле сварки при испыта- нии по методу AM (ГОСТ 6032-58)
х+хи	ЭА-1М2Фа ГОСТ 10052—62	04XI9H11M3 ктй-з 			1		Без отпуска iiu'iи отпуск при' 870-920	Жаростойкость до 750—800" С без серосо- держащих газов. Отпуск применяется только для снятия сварочных на- пряжений
					
х+хш	ЭЛ-1М2 ГОСТ 10052—62	04X191111 М3 48Л-10У (ЭА-400/10У)		Вез отпуска или аустени- тизация с 950—1050	В неокислительных жидких агрессивных средах до 360е С. Стой- кость против МКК — в исходном состоянии пос- ле сварки или после аустенитизации
	ЭА-1Ба ГОСТ 10052—62	07Х19Н10Б ЦТ-15		Без отпуска или отпуск при ’ 870—920	В окислительных жид- ких агрессивных средах. Стойкосгь при испыта- нии по методу Д (ГОСТ 6032—58 — после аусте- нитизации. Жаропроч- ность до 61О'? С
					Без жидких агрессив- ных сред. Жаропроч- ность до 600° С
	ЭА-1М2Фа ГОСТ 10052-62	04Х19Н11МЗ КТИ-5			
X+XIV	А-1 ГОСТ* 10052—62	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)		Без отпуска или аустени- тизация с 980-1020	В неокислитсльных жидких агрессивных сре- дах до 300° С. Стойкость против МКК — в исход- ном состоянии после сварки. Для феррито- а устс и итны х	стале й (10Х25Н5ТМФЛ и др.) обязательна предвари- тельная проверка на МКК при сварке без от- пуска
Id
>
Продолжение табл. 20
Г рупп» спариваемых сталей	Электроды	
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка
X+XIV	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48
V Т I VI	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—02	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)
А. I''[*- А ]	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)
		,и‘
Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
•е		
	830—850	То же, стойкость швов против МКК — после отпуска с быстрым ох- лаждением или после аустенитизации с 980— 1020°С
		В нсокислительных жидких агрессивных средах до 360° С. Стой- кость против МКК — в исходном состоянии пос- ле сварки при испытании по методу AM (ГОСТ 6032—58)
Без	Без	В неокислителытых жидких агрессивных сре- дах до 360э С, в перегре- том паре до 500° С. Стойкость против МКК— в исходном состоянии после сварки при испы- тании по методу AM 1 (ГОСТ 6032-58)	1
			подогрева •	отпуска	
XI | XII	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052-62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)			В неокислительных жидких агрессивных сре- дах до 360э Сив пере- гретом паре до 500" С. Стойкость против МКК— в исходном состоянии после сварки при испы- тании по методу AM (ГОСТ 6032—58)	
	ЭА-2 ГОСТ 10052-62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2			Жаростойкость швов выше 850° С без серо- содержащих газов. Без жидких агрессивных сред. Швы не стоики против МКК
XI+XIII	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)			В неокислительных жидких агрессивных средах до 360n С. Стой- кость против МКК — в исходном состоянии после сварки
	ЭА-1Ба ГОСТ 10052-62	08Х19Н10Б ЦТ-15		Без отпуска или отпуск при 700—850	В окислительных жид- ких агрессивных средах. Стойкость против МКК при испытании по мето- ду Л (ГОСТ 6032-58) обеспечивается после аустенитизации. Для стали X18II22B2T2 отпуск не допускается
90 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ 6 ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	1	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
Продолжение табл. 20
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	"С		
XI+X1V	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—G2	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)	Без	Без отпуска	В неокнслитсльных жидких агрессивных средах до 300'' С. Стой- кость против МКК — в исходном состоянии пос- ле сварки. Для форрнто- аустенитных	сталей (10Х25Н5ТМФЛ и др.) обязательна предвари- те л ь на я про верк а н а МКК при сварке без от- пуска
XII 1 XII	ЭЛ-2 ГОСТ 10052—62	07X25II13 УОНЙ-13/НЖ-2		Без отпуска или отпуск при 870—920	Жаростойкость до 1000е С в средах, по со- держащих сернистые со- единения
	ЭЛ-2С2 ГОСТ 10052—62	10Х20Ш5 03/1-5		Без отпуска или аустени- тизация с 1000—1100	Жаростойкость до 1100° С в средах, не со- держащих сернистые соединения
					
					
	ЭА-2	07Х25Н13	подогрева		Жаростойкость до 1000° С в средах, не. со- держащих серпистые соединения. Без жидких агрессивных сред. Швы нс стойки против МКК
	ГОСТ 10052—62	УОНИ-13/НЖ-2			
XII-I-XIII	ЭА-1 Ба ГОСТ 10052-62	07Х19Н10Б ЦТ-15		Без отпуска или отпуск при 870-920	Для сталей с содержа- и нем н и ке л я до 16% . Жаропрочность	до 650° С. Жаростойкость до 750—800° С без серо- содержащих газов
	ЭА-1М2Фа ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ КТИ-5			Для сталей с содержа- нием никеля до 16%. Жаропрочность	до 600° С. Жаростойкость до 750—800- С без серо- содержащих газов
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)			Для сталей с содер- жанием никеля до 35% и не содержащих нио- бий. Жаропрочность до 700° С
ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ		СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
Продолжение табл. 20
СО
4ь>
Группы свариваемых сталей	Электроды		'I см пер этура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марка	°C		
XII /XIV	ЭА-2 ГОСТ 10052—02	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без	Без отпуска или отпуск при 870-920	Жаростойкость до ЮОО3 С в средах, не со- держащих сернистые соединения. Без жид- ких агрессивных сред. Швы не стойки против МКК
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052- 62	06Х24Н6ТАФМ 11-48		830-850	В неокислительных жидких агрессивных средах до 300 С. Стой- кость против МКК обес- печивается после отпу- пуска с быстрым охлаж- дением или после аусте- нитизации с 980—1020е С
1	ЭА-1М2Фа ГОСТ 10052—62	04X1 ЭНН М3 КТИ-5		870—920	Жаропрочность до 600° С на уровне стали Х16Н15МЗБ
	ЭА-1Ба ГОСТ 10052—62	07Х19Н10Б ЦТ-15		870-920	Для сталей с содер- жанием никеля до 16%. Жаропрочность до 650° С
					
1 кш+хш 1			подогрева	г	
	ЭЛ-1В2Ба ГОСТ 10052—62	07Х19Н10Б ЦТ-16		870—920	Для сталей с содержа- нием никеля до 16%. Жаропрочность до 700° С
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К		870-920	Для сталей с содержа- нием никеля до 35% и не содержащих ниобий. Жаропрочность	до 700° С, Рекомендуется для работы при глубо- ком холоде (до —196° С)
	ЭА-4ВЗБ2 ГОСТ 10052—62	30X15H35B3B3T КТИ-7		900—950 ь	Для сталей с содер- жанием' никеля до 35%, в том числе и для леги- рованных ниобием. Жа- ропрочность до 700° С
I XIII-'.-XIV	ЭЛ-1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)		Без отпуска или аустени- тизация с 980—1020	В неркислительных жидких агрессивных средах до 300° С. Стой- кость против МКК — в исходном состоянии пос- ле сварки или после аустенитизации. Для феррито-аустенитных стало?! (10Х25Н5ТМФЛ и др.) обязательна пред- варительная проверка на МКК при сварке без отпуска
Л
о
*71
m
ь*м
*33
ffl
3
ri
ч
tn
l—Ч
и-ж
ч
о
о
X
i~—*
я
Продолжение табл, 20 §
	Группы свариваемых сталей	Электроды		1 смпература подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации		1 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	1	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАСС\	£)7
		Тип ио стандартам или техническим условиям	Марка	°C				
	XIII-J-XIV	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—G2	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Боа	830—850	В неокислительных жидких агрессивных средах до 300'1 С. Стой- кость против МКК — после отпуска с быстрым охлаждением или после аустенитизации с 980— 1020е С, Для феррито- аустенитных сталей (10Х25Н5ТМФЛ и др), обязательна 'предвари- тельная проверка на МКК при сварке без от- пуска		
		ЭЛФ-1МФ ГОСТ 10052-62	06Х24Н6ТАФМ Н-48 .		830—850	В неокислительных жидких агрессивных средах до 300° С. Стой-		
*И V £ 					 _ _ 	 		XIV+XIV			подогрева		кость против МКК — при испытании по мето- ду AM (ГОСТ 6032—58) после отпуска с быстрым охлаждением или после аустенитизации с 980— 1020° С. Аустенитиза- ция с температур выше 1050е С не допускается из-за появления склон- ности к МКК. Рекомен- дуется гомогенизирую- щий нагрев до 1150— 1200° охлаждение с печыо до 1000е С, затем в масле или теплой воде		
		ЭА-1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)		Без отпуска или аустени- тизация с 980—1020	То же. Стойкость про- тив /МКК — в исходном состоянии после сварки или после аустенитиза- ции. Для феррито-аусте- нитных сталей (10Х25Н5ТМФЛ и др.) при сварке без после- дующей термической обработки обязательна предварительная про- верка на МКК		
98 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ G ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
многослойных швов без перерывов на охлаждение при укладке последу-
ющих валиков, возможно разупрочнение металла в околошовной зоне
[7]. Поэтому необходимо тщательно следить за тем, чтобы при выполне-
нии многослойных швов каждый последующий валик Г укладывался
после охлаждения предыдущего до температуры ниже 100° С.
Отпуск комбинированных сварных соединений, в которые входят
дисперсионно-упрочненные стали, не допускается, так как нагрев до
температуры выше 700° С приводит к разупрочнению стали, а отпуск
ниже 700° С является неэффективным для снятия напряжений и может
снизить стойкость сварных соединений против межкристаллитной кор-
розии, а также охрупчить металл шва.
В тех случаях, когда конструкция изделия и технологические усло-
вия его изготовления позволяют выполнять после сварки двухступенча-
тую высокотемпературную термическую обработку, следует для снятия
остаточных сварочных напряжений производить аустенитизацию (на-
грев до 1000—1100° С с быстрым охлаждением) и последующий отпуск
при температуре 700° С для восстановления механических свойств (дис-
персионного упрочнения) стали Х18Н22В2Т2. Однако такая возмож-
ность, как правило, представляется сравнительно редко.
Стали группы XII. Основным требованием при выборе электродов
для сварки различных сочетаний аустенитных жаростойких сталей
(гр. XII) является обеспечение стойкости против химического разруше-
ния поверхности в газовых средах при температурах выше 850° G
в ненагруженном или слабонагруженном состоянии.
Этим требованиям удовлетворяют электроды типа ЭА-2, обеспечи-
вающие жаростойкий (окалиностойкий) наплавленный металл на уровне
стали Х23Н13 (до 1000° С).
При необходимости получения металла шва с более высокой жаро-
стойкостью следует применять электроды тина ЭА-2С2 (марки ОЗЛ-5
и др.), которые, благодаря дополнительному легированию металла шва
кремнием (до 2,2%), обеспечивают его жаростойкость до температуры
1100° С. Однако высоконикелевые стали и электроды типов ЭА-2, ЭА-2С2
и др. непригодны для изготовления конструкций, эксплуатирующихся
в газовых средах, содержащих сернистые соединения из-за интенсив-,
него образования сернистого никеля. Следует также отметить, что для
сварки жаростойких сталей не следует применять электроды типа
ЭА-1Ф2 (марок ЭА-606/11, ГЛ-2 и др.), содержащие значительное ко-
личество ванадия, который резко снижает окал и нестойкость металла
шва |44].
При необходимости проведения отпуска для снятия напряжений
в комбинированных соединениях из жаростойких сталей (гр. ХЦ)
его следует выполнять при температуре выше 850° С, так как в интер-
вале температур 700—850° С жаростойкие стали типов 23-13, 23-18
и сварные швы, выполненные электродами типов ЭА-2 и ЭА-2С2, склонны
к охрупчиванию из-за образования в структуре сигма-фазы [44].
Стали группы XIII. Выбор электродов для сварки различных
сочетаний аустенитных жаропрочных сталей (гр. ХП1), предназначен-
ных для работы при высоких температурах в нагруженном состоянии
в течение, как правило, длительного времени, является весьма сложной
и ответственной задачей.
Высокая жаропрочность аустенитных сталей достигается преиму-
щественно за счет увеличения содержания никеля и дополнительного
легирования сильными карбндообразующими элементами (Nb, Ti, V, W).
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА QQ
Высокое содержание никеля обусловливает однофазную аустенитную
структуру сталей, склонную при сварке к образованию горячих тре-
щин, а с увеличением содержания карбидообразугощих элементов воз-
растает склонность сварных соединений к локальным разрушениям
при термической обработке и эксплуатации при высоких температурах
вследствие снижения абсолютной и относительной прочности границ
зерен в околошовной зоне, подвергающейся высокотемпературному на-
греву при сварке.
Стойкость сталей против локальных разрушений возрастает, как
отмечалось выше, при легировании йх молибденом, а также в тех слу-
чаях, когда они подвергаются электрошл а новому или вакуумно-дуго-
вому переплаву 144].
Аустенитизация значительно повышает стойкость против локаль-
ных разрушений сварных соединений из аустенитных жаропрочных
сталей, работающих при температурах выше «500' С, но исключить их
полностью не может [28].
В тех случаях, когда аустенитизация сварных соединений практи-
чески невозможна, рекомендуется производить прецварительную на-
плавку облицовочного слоя на свариваемые кромки деталей электро-
дами, легированными молибденом (ЭА-1М2Фа, ЭЛ-ЗМ6 и др.), которые
обеспечивают наплавленный металл, стойкий против локальных раз-
рушений, с последующей аустенитизацией наплавленных деталей перед
сваркой. Жаропрочность при температуре до 600J С обеспечивается при
применении электродов типа ЭА-1М2Фа (с покрытиями марок КТИ-5,
ЦТ-7 и др.). Расчетные составы покрытий указанных электродов гаран-
тируют содержание феррита в наплавленном металле в пределах 2,5—
5,5%, что обеспечивает требуемую жаропрочность при рабочих темпе] fl-
турах (до 600е С на уровне стали Х16Н15МЗБ) и позволяет произвогигь
отпуск сварных соединений при 800—900° С без существенного oxpyi -
чивания сварных швов вследствие превращения феррита в хрупкую
сигма-фазу. Ограничение нижнего предела содержания феррита в на-
плавленном металле (не менее 2,5%) гарантирует его стойкость против
образования горячих трещин [44].
При сварке корневых слоев многослойных стыковых швов аусте-
нитных жаропрочных сталей, где перемешивание основного металла
с наплавленным достаточно велико, указанного количества феррита
недостаточно для обеспечения необходимой технологической прочности
швов. Поэтому для корневых слоев стыковых соединений следует при-
менять электроды типа ЭА-1М2Ф (с покрытиями марок КТИ-5-1,
ЦТ-7-1 и др.), обеспечивающие наплавленный металл с содержанием
феррита в пределах 5,5-10%, который при перемешивании с основным
аустенитным металлом дает содержание ферритной фазы в корне шва,
необходимое и достаточное для предотвращения трещин и сохранения
требуемой жаропрочности металла. Более высокой жаропрочностью
(до 650" С на уровне стали Х16Ш5МЗБ) обладают электроды типа
ЭЛ-1 Ба (с покрытием марки ЦТ-15 и др.) и электроды типа ЭЛ-1В2Ба
(с покрытием марки ЦТ-16) с жаропрочностью до 700° С, близкой
к уровню стали 1Х16Н14В2БР (ЭП17), которые, однако, не рекомен-
дуются для сварки аустенитных сталей с содержанием никеля более
16%. Эти электроды имеют также расчетные составы покрытий и ре-
гламентируют содержание феррита в наплавленном металле в пределах
2,5—5,5%, Поэтому для корневых слоев швов следует применять соот-
ветственно электроды типа ЭА-1 Б (с покрыта ем марки ЦТ-15-1)
100 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
и электроды типа ЭА-1В2Б (с покрытием марки ЦТ-16-1), дающие на-
плавленный металл с содержанием феррита до 12—13%.
Для сварки различных аустенитных сталей с большим содержанием
никеля (до 35%) могут применяться электроды типа ЭА-ЗМ6 (марок
ЭА-395/9К, HIIAT-5 и др.), дающие наплавленный металл с однофазной
аустенитной структурой, легированной молибденом (—6%), что обес-
печивает достаточно высокую стойкость швов против образования горя-
чих трещин.
Жаропрочность металла шва до 700° С, выполненного этими элек-
тродами, находится на уровне стали Х15Н25М6 (ЭИ395). Однако элек-
троды типа ЭА-ЗМ6 не следует применять для сварки аустенитных ста-
лей, легированных ниобием, так как технологическая прочность швов
при этом резко снижается [44].
А^еталл, наплавленный электродами типа ЭА-ЗМ6, нестоек против
межкристаллитной коррозии в исходном состоянии после сварки,
а таже после стабилизирующей и аустенитизирующей термической
обработки, поэтому при наличии в конструкции контакта швов с агрес-
сивной средой необходимо верхний контактирующий слой наплавлять-
электродами типа ЭА-1М2 (ЭА-400/10У и др.), обеспечивающими металл,
стойкий против межкристаллитной коррозии в исходном состоянии после
сварки, и не содержащими ниобий, что исключает возможность обра-
зования горячих трещин в перемешанном слое.
Однопроходные швы, корневые и облицовочные валики при сварке
аустенитных сталей с содержанием никеля до 35% и молибдена менее
5% (не имеющих в своем составе ниобия) следует выполнять электро-
дами типа ЭА-ЗМ9 (марок ЭА-395/9, НИАТ-5, дополнительно легиро-
ванных молибденом через покрытие).
Непригодность электродов, содержащих ниобий, типов ЭА-1Ба,.
ЭА-1В2Ба и др. для сварки сталей с высоким содержанием никеля (более
16%) или, наоборот, электродов с высоким содержанием никеля типов
ЭА-ЗМ6, ЭА-ЗМ9 и др. для сварки сталей, имеющих в своем составе нио-
бий, обусловлена тем, что при легировании чисто аустенитного металла
шва ниобием резко снижается его стойкость против образования горя-
чих трещин, в то время как в двухфазнОхМ металле ниобий повышает
эту стойкость [44, 84]. Это, по-видимому, связано с характером раство-
римости ниобия в никеле и его способностью, аналогично кремнию, обра-
зовывать с никелем легкоплавкую эвтектику, отрицательно влияющую
на технологическую прочность однофазных аустенитных швов в тех
случаях, когда количество образующейся эвтектики сравнительно не-
велико. При большом количестве образующейся эвтектики происходит
«залечивание» трещин легкоплавкой эвтектикой. Это наблюдается при
комплексном легировании чисто аустенитного металла ниобием и крем-
нием при соотношении Nb : Si = 4 : 1 и при содержании в шве ниобия
до 3—5% [44 ].
Стойкость чисто аустенитного металла шва против образования
горячих трещин обеспечивается также при совместном его легировании
ниобием и углеродом. При этом образуются термически стойкие кар-
биды ниобия, которые при соотношении в металле шва Nb : С — 10 : 1
обеспечивают получение измельченной аустенито-карбидной структуры,
стойкой против образования горячих трещин и обладающей повышенной
жаропрочностью.
По этому принципу разработаны электроды типа ЭА-4ВЗБ2, а
также электроды с покрытиями марок ЦТ-13, ЦТ-23 и др. (табл. 10 и 21).
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
101
Поэтому для сварки жаропрочных сталей с высоким содержанием ни-
келя (до 35%), в том числе и для легированных ниобием, наиболее ра-
ционально применение электродов типа ЭА-4ВЗБ2 (марок КТИ-7,
КТИ-7К и др.), обеспечивающих жаропрочность сварных соединений
до 700е С на уровне стали ХН35ВТ (ЭИ612).
Металл, наплавленный указанными электродами, имеет аустенит-
ную структуру с выделениями карбидной фазы, что обеспечивает удовле-
творительную его стойкость против образования горячих трещин при
сварке в высокую жаропрочность.
Однако металл, наплавленный этими электродами, чувствителен
к коэффициенту формы шва, и сварку ими рекомендуется производить
узкими валиками без поперечных колебаний.
Электроды типов ЭА-ЗМ6 и ЭА-4ВЗБ2, дающие наплавленный ме-
талл с однофазной аустенитной структурой, рекомендуются также для
сварки конструкций. работающих в условиях глубокого холода (до
—196° С). Длительная прочность металла, наплавленного электродами
различных марок для сварки хромоникелевых аустенитных сталей,
приведена в табл. 21.
Следует учитывать, что жаропрочность сварных соединений из
аустенитных сталей существенно отличается от жаропрочности основ-
ного и наплавленного металлов, испытанных раздельно. Это обуслов-
лено склонностью сварных соединений к локальным разрушениям
в околошовной зоне. Поэтому выбор электродов по принципу равной
или близкой жаропрочности шва и основного металла оправдывается
только для кратковременных ресурсов работы сварных соединений [44 ],
Для длительных ресурсов работы предпочтительнее выбирать электроды,
обеспечивающие металл шва с повышенной длительной пластичностью
(ЦТ-26 и др.).
Стали группы XIV. Выбор электродов для сварки различных
сочетаний феррито-аустенитных сталей (гр. XIV), предназначенных для
изготовления тяжелонагруженных конструкций, работающих в жидких
агрессивных средах при температурах до 300—350° С, весьма ограничен.
ГОСТ 10052—62 содержит только один тип электродов — ЭАФ-1МФ,
обеспечивающих наплавленный металл с двухфазной феррито-аусте-
нитной структурой, имеющей от 40 до 70% феррита.
Эти электроды предназначены для сварки феррито-аустенитных
сгалей типов 25-5, 21-5: 10Х25Н5ТМФЛ, Х25Н6АТМФ (ЭИ954),
1X21II5T (ЭИ811), 0Х22Н5Т (ЭП-53) и др., и могут также успешно
использоваться для сварки комбинированных соединений из этих ста-
лей. Стойкость металла сварных швов, выполненных электродами типа
ЭАФ-1МФ, против межкристаллитной коррозии обеспечивается после
стабилизирующего отпуска при температурах 700—850е С с быстрым
охлаждением или после аустенитизации с 1000° С.
Закалка феррито-аустенитной стали с температур выше 1050й С
приводит к появлению склонности к межкристаллитной коррозии
(габл. 22), что обусловлено полиморфными превращениями и граничной
сегрегацией примесей элементов [24]. Поэтому аустенитизацию с 1050° С
и выше не следует применять. Рекомендуется для получения опти-
мальных свойств сталей типа 25-5 и сварных соединений из них произ-
водить гомогенизирующий нагрев до 1150—1200° С, охлаждение с печью
до 1000° С, затем в масле или в теплой воде. При этом обеспечивается
высокая стойкость стали против межкристаллитной коррозии и ударная
вязкость повышается в 1,5—2 раза по сравнению с ударной вязкостью
Таблица 21
Длительная прочность металла, наплавленного электродами аустенитного класса
Электроды		Температура испытания °C	Длительная прочность наплавленного металла <тдп, кгс/мм*		Структура наплавлен- ного металла	Источник
Тип по ГОСТ 10052—62	Марка		за 104 ч	за 10* ч		
ЭЛ-1а	01Х19Н9 ОЗЛ-8	550 600	17,0 11,0	13,0 9,0	Аустенито-ферритная	[41, 29)
ЭА-1М2Ф	04Х19Н9 . ЦТ-1	600		16,0		176)
ЭА-1М2Фа	04Х19Н11МЗ КТИ-5	550 600 650	18,0—19,0 14,5	21,0 13,0—16,0 10,0—10,5		[29] [15, 44, 52, 74] [29, 54)
	04Х19Н11МЗ ЦТ-7	600 650	18,0 13,0	14,0—16,0 7,0—9,0		[15, 41, 54, 76]
ЭА-1Ба	07Х19Н10Б ЦТ-15	550 600 650 700	22,0 15,0 10,0 ч	20,0 16,0—18,0 12,0—12,5 9,0		1.29] [15, 41, 44, 54, 74] [15, 41, 44, 54, 74] [41, 29)
1								1		
ЭА-1В2Бз	07Х19Н10Б ЦТ-16	650 700	17,0 13,0	13,0 9,0			[15 [	29, 41] 15, 41]	
ЭЛ- 1М2Ба	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)	500 600	35,0 20,0—22,0	22,5 14,0—17,0				(54|	
ЭА-ЗМ6	10Х16Н25АМ6 ЦТ-10 10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	650 650	15,0 16,0	10,0—12,0 13,0	Аустенитная 1		(29, (54		41] 1
ЭА-4ВЗБ2	ЗОХ15Н35ВЗБЗТ КТИ-7	550 600 650 700 750	27,0 25,5 18,0—20,0 14,0-16,0 10,0	24,0 22,0 15,0—18,0 12,0—13,0 7,0	Лустснито-карбидная		[1 5 [4	[29 29 15, 4, 2 11, 2 [29]	4, 9] !9]
	1Х20Н10МВФБ ЦТ-5	ООО	25,0	15,0	Л	у стен ито-фер ритпая	[41, 52]		
—	X17H13M2K3B ЦТ-13	610 650	18,0	13,0 10,5	Аустенито-карбидная			[54. [74]	
о
104 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
родолжение табл, 21
Источник		[29, 41]		[29, 41] [41]		[41, 44, 29]		29]	
								О 04	н-2.
Структура наплавлен- ного металла		Аустеиито-феррит-	ная интер металл иды	Аустенито-карбвдная 1		Аустенито-ферритна я		Твердый раствор па основе никеля -|- интер- металл иды	
•О й	sr							с	
ПрОЧНОСЧ го метал, с/мм®	за 10®	1		1—0*01	о о	ООО СО тГ ОС т	1 		1		LC	*
Длительная наплавлеяно! *ДП’ КГ									
	за 104 ч	с	>	1 °" 1 <20 > и		ООО о г		 04 —* —*		О О LQ сс —' ОС	
Оо кинвлгшэи t’dAjj’douwa.i		800		о о Ю со СО СО		ООО lO О lO ю со со		ООО L0 о Ю О Г- 1-	
3 п о £ <У ч	Марка	06Х15Н30Г8В7МЗТ	04 С4 1	1Х16Н14Г7В2Б	ЦТ-23	6W8H9IX80	ЦТ-26	SIW09H8IX90	ЦТ-28
СП	гост -62								
	о с» eg			1		1			
	kS								
	н								
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
105
Табл и ц а 22
Влияние температуры закалки на ударную вязкость
и стойкость против межкристаллитной коррозии
стали 10Х25Н5ТМФЛ (время выдержки 1 ч, закалка в масле)
Температура закалки °C	ан кгс*м/см®	Показатели стойкости (по методу AM, ГОСТ 6032—58)			
		Угол загиба град			Состояние поверхности
1000	5,3—7,1 6,3	90,	90,	90	Трещин нет
1100	6,6—7,2 6,9	60,	65,	70	Сетка мелких трещин
1150	8,9—10,0 9,5	30,	33,	50	
1200	8,2—11,7 10,1	26,	32,	40	Сетка глубоких тре- щин
1200 *	9,1— 9,6 9,4	16,	16,	17	
1250	9,8—15,4 12,7	35,	35,	40	Сетка мелких трещин
* Закалка в воде. Состав испытывавшейся стали в % г 0,10 С; 0,69 Si; 0.80 Мп; 25,5 Сг; 4,9 Ni; 0.10 Мо; 0,14 Ti; 0.10 V; 0,05 N; 0,02 S; 0.027 Р.					
после закалки от 1000° С без гомогенизирующего высокотемпературного
нагрева (табл. 23). Важно отметить, что стабилизирующий отпуск при
8506 С, необходимый для восстановления стойкости против межкристал-
литной коррозии или снятия остаточных напряжений после сварки,
практически не охрупчивает металл типа 25-5, наплавленный электро-
дами типа ЭЛФ-1МФ (рис. 3), как это наблюдается в аустенито-фер рит-
мом металле типа 18-8 или 18-11-3 (Мо), содержащем до 10—15% фер-
рита, вследствие его превращения в сигма-фазу. Это обусловлено
полиморфными превращениями структуры и сдвигом области сущест-
вования сигма-фазы в сторону более низких температур [20, 22].
Сигматизация наплавленного металла типа 25-5 наиболее эффек-
тивно происходит при 650° С, поэтому отпуск при этой температуре,
особенно при длительных выдержках, значительно снижает пластич-
ность и ударную вязкость наплавленного металла и сварных соединений
из феррито-аустенитных сталей [25 J.
106 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ G ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Таблица 23
Влияние режима закалки и скорости охлаждения
после отпуска при 850° С на ударную вязкость
стали 10Х25Н5ГМФЛ
Режим термической обработки				Плавка Ле 1				Плавка № 2		j Плавка № 3		
				Количество а-фазы, %		йи кге- м/см8		Количество а-фазы, %	КГС’М/СМ*	Количество а-фазы, %		кгс-м/см2
Закалка 1000° С, 1 ч, охла- ждение в масле	Без отпуска Отпуск 850° С, 10 ч, охлаждение: с печью на воздухе в масле в воде (50° С)			68 55 59 60 60		8,9 2,4 4,8 10,4 11,2		55 37 42 43	10,4 4,1 6,4 8,3 8,4	Q	О Ю СО Ю СО	GN СЧ СЧ СМ		14,7 4,4 7,5 9,4 8,7
Закалка 1150° С, 0,5 ч, ох- лаждение с печью до 1000° С, 0,5 ч, затем в масле	Без отпуска Отпуск 850° С, 10 ч, охлаждение: с печыо на воздухе в масле в воде (50° С)			65 55 60 60 60		19,7 3,7 10,7 13,7 13,5		55 36 40 42 45	22,1 6,3 10,1 12,8 14,1	ЬО ЬО КО to	СО сл со ел о	ю		25,6 6,7 8,2 12,5 П.4
Состав испытывавшихся плавок, %												
К- правки	С	si		Мп			Сг		Ni		Л'Ю	
Ow ЬО !•""	0,09 0,10 0,10	0,78 0,60 0,80		0,96 0,75 0,82			24,0 23,6 23,6		5,1 5,1 5,1		0,10 0,09 0,08	
Состав испытывавшихся плавок, %												
№ плавки	V		п		N			S		Р		
1 2 3	0,13 0,13 0,11		0,04 0,09 0,09		0,047 0,093 0,170			0,013 0,016 0,015		0,023 0,026 0,025		
>
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА 107
Следует отметить, что если при стабилизации феррито-аустенитных
сварных соединений, выполненных электродами типа ЭАФ-1МФ, не
происходит охрупчивания металла, то скорость охлаждения после
стабилизации при 850° С оказывает большое влияние на его ударную
вязкость. При медленном охлаждении низкие значения ударной вяз-
кости обусловливаются явлением 475-градусной хрупкости, которая
присуща металлу типа 25-5 так же, как высокохромистым ферритным
сталям. Склонность феррито-аустенитного металла типа 25-5 к охруп-
чиванию при медленном охлаждении после стабилизирующего отпуска
Рис. 3. Влияние тем-
пературы отпуска на
ударную вязкость ме-
талла, наплавленного
электродами типа
ЭАФ-1 МФ (темпера-
тура испытания 20Q С):
---------исходное со-
стояние после сварки:
------ _ стабилизиро-
ванное (850° С, 10 ч, ох-
лаждение на воздухе);
— — ----аустенитизиро-
ванное (1000е С. 1 ч, ох-
лаждение в масле)
в значительной мере определяется стабильностью аустенитной фазы,
что зависит от количества азота в стали (табл. 23). Поэтому нижний
предел содержания азота в сталях и сварочных материалах типа 25-5
ограничен и составляет не менее 0,1% 124].
Стали типа 21-5 (1X21Н5Т, 0Х22Н5Т и др.), не содержащие азота,
подвержены 475-градусному охрупчиванию в большей степени. При
сварке феррито-аустенитных сталей (гр. XIV) со сталями аустенитного
класса (гр. X—XIII) возможно применение как феррито-аустенитных
электродов типа ЭАФ-1МФ, так и аустенитных типов ЭЛ-1М2,
ЭА-1М2Фа и др.
В обоих случаях структура переходных составов будет двухфазной,
состоящей в исходном состоянии после сварки из а- и у-твердых раство-
ров (рис. 4), что обеспечивает высокую их стойкость против образования
горячих трещин при сварке.
Наряду с этим известно, что отпуск при 800—850°С втечениеб—10ч
снижает ударную вязкость аустенито-ферритиого наплавленного ме-
талла (КТИ-5, ЦТ-7, ЭА-400/10У) при содержании в нем ферритной
фазы до 5% с 12—15 кгс-м/см2 до 5—6 кгс-м/см2 [52].
Вместе с тем феррито-аустенитный металл, наплавленный электро-
дами типа ЭАФ-1МФ, имея более низкую исходную ударную вязкость,
практически не охрупчивается при отпуске в интервале температур
800—850° С. Поэтому в работе [23 ] исследовалось влияние стабилизи-
108 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
рующей обработки при 850° С па склонность сварных швов к охрупчи-
ванию при сварке комбинированных соединений из аустенитных и фер-
рито-аустенитных сталей электродами обоих типов. С этой целью пла-
стины из стали 1Х18Н9Т и стали Х25Н6АТМФ (ЭИ954) толщиной 16 мм
сваривались встык электродами типов ЭА-1М2Фа, ЭА-1Ф2 и ЭАФ-1МФ
диаметром 4 мм.
Рис. 4. Структурное состояние металла швов при сварке аустенитной
стали с феррито-аустенитной, выполненных электродами с различным
содержанием ферритной фазы
На рис. 4 прямоугольниками показаны возможные области струк-
турных состояний сталей 1Х18Н9Т и Х25Н6АТМФ (ЭИ954), подсчитан-
ные по пределам марочных составов, а также нанесены составы металла,
04Х19Н11МЗ ,	.
наплавленного электродами марок ----к? и 5 ' ~ 1ТИП
Jfxrawra |яв эл 1ф2). «жньтмф'. (ТО,ЭАФ.1МФ)
48А-11	И-48
жуточные составы швов в зависимости от степени перемешивания при
сварке этих сталей указанными электродами.
Если считать, что перемешивание основного и наплавленного ме-
таллов в корневых слоях сварного шва достигало 50%, то количество
04Х19НПМЗ
a-фазы по расчету составляло: при сварке электродом -1<;тМ~5
,0.3- 04Х19И9Ф2С2	... ,и0/	О8Х25Н5ТМФ „о о,
10—12%;-----TS7-7.------10—18%;

48А-Ц
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА |(()
Образны для испытания на ударный изгиб вырезались псриендп
кулярно шву, при этом надрез по Менаже детался как посередине шин,
так и по линии сплавления шва с основным металлом, со столоны стякн
Х25Н6АТМФ.	1
Результаты испытания в состоянии после сварки, а также после
стабилизирующей обработки при 850° С приведены в табл. 24, из которой
Таблица 24
Влияние стабилизирующей обработки на ударную вязкость
разнородного сварного соединения (Х25Н6АТМФ+1Х18Н9Т),
выполненного электродами различных марок
Основной металл	Электроды	Состояние образцов	Дк, КГС-М/СМ2 При расп ол о жен и и и адреза	
			посередине шва	но линии сплавления со сталью Х25НСАТМФ
Х25Н6АТМФ+1X18Н9Т		04Х19Н11МЗ К.ТИ-5 (ЭА-1М2Фа)	Исходное после сварки	12,1—12,5 12,2	7,4-8,! 7,7
		Стабилизация при 850° С— 10 ч, охлаждение на воздухе	0,9—1,2 1.1	0.9—1,1 1.0
	08Х19Н9Ф2С2 48А-11 (ЭА-1Ф2)	Исходное после сварки	9,7—11,7 10,9	9,7—10,2 9,9
		Стабилизация при 850° С — 10 ч, охлаждение на воздухе	3,1—5,0 3,8	3,2-4,7  _ .. ..—w 3,6
	08Х25Н5ТМФ Н-48 (ЭАФ-1МФ)	Исходное после сварки	7,5—9,1 8,2	6,4—7,0 6,7
		Стабилизация при 850° С—10 ч, охлаждение на воздухе	6,6—8,4 7.5	6,0—6,5 6,3
ПО ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ G ОДНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
следует, что наибольшее (в 8—12 раз) снижение ударной вязкости ме-
талла сварного шва и зоны проплавления после стабилизации при 850° С
наблюдается при сварке стали Х25Н6АТМФ со сталью 1Х18Н9Т элек-
тродами марки
04Х19НПМЗ
КТИ-5 ’
значительно менынее (в 2,5—3 раза) —
в случае сварки электродами марки
08Х19Н9Ф2С2
48А-11
и практически не
наблюдается при сварке электродами марки
08Х25Н5ТМФ
Н-48
. Следует
отметить при этом, что в наплавленном металле и сварном шве, обра-
зующемся при перемешивании наплавленного металла с основным,
количество a-фазы находится в обратной зависимости от склонности
к охрупчиванию при стабилизации.
По-видимому, это обусловлено влиянием молибдена, изменяющего
потожение кинетической кривой образования о-фазы и способствую-
щего созданию /-фазы, представляющей собой тройное химическое “со-
единение Fe3CrMo |45].
Следовательно, сварка феррито-аустенитных сталей типа 25-5
с аустенитными сталями типа 18-8 электродами типов ЭА-1М2, ЭА-1М2<Т а
и др. допустима только в тех случаях, когда сварные соединения не под-
вергаются стабилизирующему отпуску при 700—850° С.
При сварке аустенито-ферритными электродами указанных типов,
включая электроды типа ЭАФ-1 (марки ЦЛ-33), содержащих 12—20%
феррита, происходит дополнительное легирование металла шва хромом
и другими ферритообразующими элементами за счет расплавления и
перемешивания основного феррито-аустенитного металла с наплавлен-
ным, чго приводит к увеличению содержания ферритной фазы и, как
следствие, к сильному охрупчиванию металла шва при стабилизирую-
щем отпуске. В этом случае возможна аустенитизация сварных соедине-
ний с температуры 1000° С,
Рекомендуемые электроды и режимы отпуска для рассмотренных
15 сочетаний групп сварных соединений из аустенитных и феррито-
аустенитных сталей приведены в табл. 20.
Назначение и особенности термической обработки
сварных соединений из аустенитных сталей
Термическая обработка сварных соединений из аустенитных сталей
производится с целью:
1)	снятия остаточных сварочных напряжении при необходимости
сохранения точных размеров изделий;
2)	обеспечения стойкости против межкристаллитной коррозии при
эксплуатации в агрессивных средах;
3)	повышения жаропрочности и стойкости против локальных раз-
рушений при эксплуатации в условиях высоких температур.
Для сварных соединений из аустенитных сталей применяются
в основном два вида термической обработки: стабилизирующий отпуск
и аустенитизация (закалка).
Высокая жаропрочность аустенитных сталей обусловливает необ-
ходимость высокой температуры отпуска для релаксации остаточных
сварочных напряжений. Отпуск при температуре 870° С снижает оста-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА Щ
точные сварочные напряжения почти на 90% [59 ]. Поэтому для сварных
соединений из аустенитных сталей рекомендуется производить отпуск
для снятия напряжений при темперетурах 870—920° С. Этот интервал
температур обеспечивает также, как указывалось выше, восстановление
стойкости металла шва и околошовной зоны против межкристаллитной
коррозии (стабилизирующий отпуск).
Таким образом, термическая обработка сварных соединений из
аустенитных сталей для снятия остаточных сварочных напряжений и
восстановления коррозионного иммунитета производится, как правило,
при одинаковых температурах (870—920° С). Для двухфазных сварных
швов и основного металла, содержащих более 5—6% феррита, отпуск
в указанном интервале температур приводит к охрупчиванию металла
вследствие сигматизации феррита, и в этом случае следует вместо отпуска
производить более высокотемпературную термическую обработку —
аустенитизацию с температур 950—1050° С.
Во избежание чрезмерного роста зерен нагрев выше 1100° С не
рекомендуется, а выдержки при температуре аустенитизации должны
составлять от 0,5 до 1 ч на 25 мм толщины изделия (но не менее 0,5 ч).
Аустенитизация сварных соединений применяется также для по-
вышения их жаропрочности и стойкости против локальных разрушений
при эксплуатации. При этом следует учитывать, что локальные разру-
шения могут возникать и в процессе самой термической обработки, если
нагрев достаточно жестких сварных изделий при температурах выше
600* С производится с относительно малой скоростью [28, 89]. Предпо-
ложительно это объясняется соотношением скоростей релаксации оста-
точных сварочных напряжений и снижения длительной прочности
материала при повышении темпера гуры.
Вначале с ростом температуры релаксация сварочных напряжений
происходит медленнее, чем снижение длительной прочности сварного
соединения, а при дальнейшем повышении температуры, наоборот, —
релаксация напряжений происходит быстрее, чем снижение длительной
прочности [77].
При медленном нагреве в интервале температур 600—800° С дли-
тельная прочность металла может оказаться меньше уровня остаточных
напряжений. В этом случае возможно саморазрушение сварного соеди-
нения (локальное разрушение).
Опыт показал, что для предотвращения образования трещин в про-
цессе термической обработки необходима скорость нагрева более
100 град/ч при температурах выше 600° С [59, 89].
Рекомендуется следующий режим термической обработки жестких
сварных узлов:
1)	нагрев до 500—550° С, выдержка после сравнивания темпера-
туры 2—4 ч для частичного снятия сварочных напряжений;
2)	дальнейший нагрев с максимально возможной скоростью (но
не меньше 100 град/ч) до температуры отпуска или аустенитизации,
выдержка от 0,5 до 1 ч на каждые 25 мм толщины стенок изделия;
3)	быстрое охлаждение; для уменьшения напряжений и деформа-
ций, вызванных быстрым охлаждением, рекомендуется промежуточная
выдержка при температуре 500—550' С,
i
ГЛАВА III
ВЫБОР ЭЛЕКТРОДОВ, РЕЖИМОВ ПОДОГРЕВА
И ОТПУСКА ДЛЯ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
ИЗ СТАЛЕЙ РАЗНЫХ СТРУКТУРНЫХ КЛАССОВ
Металл шва сварного соединения, выполненного из сталей разных
структурных классов, всегда отличается по составу и структуре хотя бы
от одной из сваренных сталей, и гетерогенность сварного соединения
существенно влияет на его технологическую и эксплуатационную проч-
ность.
Допустимая доля участия в шве проплавленного основного металла
зависит от сочетания свариваемых сталей и состава используемых сва-
рочных материалов [6, 28].
При сварке сталей разных структурных классов необходимо всегда
выбирать режимы сварки, обеспечивающие минимальное проплавление
и перемешивание основного металла с наплавленным.
Степень проплавления одной из кромок относительно другой
(К) в разнородном соединении зависит от теплопроводности свариваемых
металлов. Например, проплавление аустенитных сталей на 30—40%
больше, чем перлитных и ферритных (при одинаковых режимах сварки),
поэтому для аустенитных сталей 0,6 {28]. Химический состав ме-
талла шва в значительной мере определяет и его структуру. Пример
практического использования коэффициента К при расчете состава ме-
талла шва приведен на стр. 148.
Работами Г. Л. Петрова [53] доказано, что в пределах одного ва-
лика состав шва достаточно однороден вследствие интенсивного пере-
мешивания металла в сварочной ванне, кроме узкого слоя шириной
0,2—0,4 мм, примыкающего к линии сплавления шва с основным ме-
таллом. Для обеспечения технологической и эксплуатационной проч-
ности разнородных сварных соединений необходимо, чтобы в шве не
было хрупких прослоек и малонрочных участков.
Предварительная оценка структуры н свойств различных участков
шва при определенных степенях проплавления основного металла и ис-
пользовании различных сварочных материалов может производиться по
структурной диаграмме Шеффлера [18, 90]. Образование, строение и
свойства зоны сплавления разнородных соединений завися г от двух
факторов [6, 28]: от характера процессов кристаллизации разнородных
материалов, определяющих структуру зоны и образование кристалли-
зационных прослоек переходного состава, а также процессов диффузии
определяющих образование и развитие диффузионных переходных про-
слоек .
Как было отмечено выше, ширина кристаллизационных прослоек
составляет 0,2—0,4 мм, и они имеют переходный состав между швом п
основным металлом [53]. При определенных размерах переходной зоны
ширина хрупких прослоек в ней зависит от состава металла шва. По-
этому выбор электродов для сварки сталей разных структурных клас-
сов должен производиться с таким расчетом, чтобы образующиеся в про-
цессе сварки переходные прослойки имели минимальные размеры и
ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ J 13
хрупкость, а в процессе эксплуатации при повышенных температурах
не имели тенденции к быстрому развитию.
В зоне сплавления разнородных сварных соединений наряду с кри-
сталлизационными прослойками могут образовываться и развиваться
диффузионные прослойки в процессе сварки, термической обработки
и эксплуатации изделий при повышенных температурах, что часто при-
водит к разрушениям разнородных соединений вблизи зоны сплавления.
В стали наиболее подвижным легирующим элементом является углерод,
перераспределение которого и определяет в основном образование диф-
фузионных прослоек в зоне сплавления сварных соединений 18, 13, 28,
38 ]. Скорость диффузии углерода в ферритной фазе значительно больше,
чем в аустенитной. Вследствие диффузии углерода образуются обез-
углероженные и науглероженные зоны вблизи линии сплавления, что
легко устанавливается металлографическим анализом, измерением твер-
дости и методом радиоактивных изотопов [81.
Диффузия углерода начинает проявляться при воздействии тем-
пературы от 425° С, а при температуре выше Ас3 образовавшиеся диф-
фузионные прослойки начинают исчезать [28].
Диффузионные прослойки возникают в сварных соединениях:
аустенитных сталей с перлитными; перлитных сталей разного легиро-
вания; высокохромистых с галей с перлитными; аустенитных сталей
с аустенитными швами, легированными более стойкими карбидообра-
зующими элементами, и т. д.
Диффузия углерода наблюдается при его содержании выше пре-
дела растворимости и для многокомпонентных систем определяется не
градиентом концентрации, а градиентом химического потенциала си-
стемы [28], так как всякая система стремится к минимальной свободной
энергии. Поэтому диффузия элемента не всегда направлена в область
меньших концентраций.
Отклонение от поведения идеальных растворов может быть на-
столько велико, что градиент концентрации и градиент химического
потенциала или градиент активности могут быть различного знака,
что приводит к отрицательной «восходящей» диффузии [78].
Образование диффузионных прослоек происходит [28, 38]: в про-
цессе сварки при контакте жидкого металла с твердым основным вслед-
ствие большой растворимости углерода в жидком растворе железа;
при охлаждении с высоких температур затвердевшего металла после
сварки; при термической обработке сварных соединений или при их
эксплуатации при температуре выше 4256 С.
Процессы диффузии в твердом состоянии обусловлены «реактивной»
диффузией при различном содержании карбидообразующих элементов
в основном и наплавленном металлах, а также различной раствори-
мостью углерода в ферритной и аустенитной фазах при контакте пер-
литной или ферритной стали с аустенитной.
Работами В. Н. Земзина [28], Г. Л. Петрова [53], Б. И. Брука [8],
Л. С, Лившица [37] показано, что диффузионные прослойки в зоне
сплавления разнородных сварных соединений, выполненных при не-
больших значениях погонной энергии, характерных для ручной дуго-
вой сварки, выражены незначительно в исходном состоянии после
сварки.
Ю. И. Готальский и Т. А. Струила [13] показали, что при режимах
ручной дуговой сварки, применяемых для соединения разнородных
сталей, в зоне сплавления нсаустенитного металла с аустенитным не
J14 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
обнаруживается изменения концентрации углерода в исходном состоя-
нии после сварки.
При автоматической и электрошлаковой сварке с большими зна-
чениями погонной энергии и малой скоростью охлаждения диффузион-
ные прослойки могут быть значительными в исходном состоянии (28 j.
Наиболее сильно диффузионные прослойки развиваются после отпуска
или при работе разнородных сварных соединений в интервале темпера-
тур 425—700° С.
Снижение концентрации углерода па границе сплавления перлит-
ных и ферритных сталей происходит за счет его перехода в аустенитную
сталь, где термодинамическая активность углерода ниже. Разность
концентраций углерода в растворе на границе сплавления и в слоях
перлитных и ферритных сталей, удаленных от границы сплавления,
служит движущей силой образования обезуглероженной и науглерожен-
ной зон, ухудшающих свойства разнородных сварных соединений при
длительном нагреве их выше температуры 425е С [6, 28 ]. При длитель-
ных выдержках выше 650" С в обезуглероженной зоне происходит силь-
ный рост ферритных зерен вследствие процесса собирательной рекри-
сталлизации.
Чем более сильные карбидообразующие элементы содержит ме-
талл шва (Cr, W, V, Nb, Ti), тем сильнее обезуглероживается около-
шовная зона и тем быстрее происходит рост зерен в обезуглероженной
зоне вследствие собирательной рекристаллизации и, наоборот, если
шов легирован слабыми карбидообразователями (например, Мп), то
даже при содержании углерода в обезуглероженной прослойке около
0,02%, собирательная рекристаллизация значительно замедляется [28 J.
Термические напряжения и деформации в околошовной зоне оказывают
большое влияние на процесс собирательной рекристаллизации. Поэтому
в сварных соединениях аустенитной стали с перлитной или ферритной
вследствие большой разности коэффициентов теплового расширения
рост зерен в обезуглероженной зоне происходит интенсивнее, чем в свар-
ных соединениях перлитной стали с высокохромистой ферритной или
в соединениях перлитной стали, выполненных электродами на никеле-
вой основе, т. е. в случаях когда различие в коэффициентах теплового
расширения минимально.
Для сварных соединений разных структурных классов, эксплуа-
тирующихся при повышенных температурах (выше 350е С) важно, чтобы
швы были удалены от участков повышенной жесткости и максимальных
рабочих напряжений. В шве и околошовной зоне разнородных сварных
соединений должны быть сведены к минимуму концентраторы напря-
жений, для чего целесообразна механическая обработка наружной и
внутренней поверхностей швов с обеспечением плавных переходов от
шва к основному металлу.
1. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО
И ФЕРРИТНОГО (ФЕРРИТО-МАРТЕНСИТНОГО) КЛАССОВ
Возможные сочетания углеродистых и низколегированных сталей
(гр. I—VI) с ферритными и феррито-мартенситными высокохромистыми
сталями (гр. VJI—IX) приведены в табл. 25. Для данных сочетаний
сталей возможно применение как перлитных, так и высокохромистых
типов электродов. В обоих случаях при этом из условий перемешивания
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И ФЕРРИТНЫХ СТАЛЕЙ
Таблица 25
Выбор электродов для разнородных сварных
соединении из сталей перлитного и ферритного
(феррито-мартенситного) классов
Группа стали		Типы электродов при сочетании сталей		
Наименование	№	VII	VIII	IX
Мало углеродистые	I	Э-ХМ, ЭА-2	ЧА-2 ЭАФ-1МФ	э-хм, ЭА-2
Среднеуглероди- стые и низколегиро- ванные	II	Э-ХМ, ЭА-2	ЭА-2 ЭАФ-1МФ	Э-ХМ, ЭА-2
Низколегирован- ные специального назначения	ш	48Н-1, ЭА-ЗМ6	ЭА-ЗМ6, ЭА-1М2	48Н-1, ЭА-ЗМ6
Среднеуглероди- стые и низколегиро- ванные повышенной прочности	IV	48Н-1, Э-ХМ	ЭА-2, ЭАФ-1МФ	48Н-1, Э-ХМ
Т си ло у стойч ивые хромомолибденовые	V	Э-ХМФ	ЭА-2, ЭАФ-1МФ	Э-ХМФ
Т еп ло усто йчивые х ромомол ибденов а - надиевые	VI	Э-ХМФБ, Э-ХМФ	ЭА-2, ЭАФ-1МФ	Э-ХМФБ, Э-ХМФ
расплавленного основного металла с электродным неизбежно получе-
ние в переходных слоях мартенситной структуры с различным содер-
жанием хрома.
Рассмотрим оба варианта на примере сварки малоуглеродистой
стали марки 20Л с высокохром истой сталью марки 1X13 (рис. 5). При
сварке перлитными электродами типов Э-ХМ. Э-ХМФ и др. зона сплав-
ления будет подлегирована хромом примерно то 4—6% за счет проплав-
ления стали 1X13 (считая долю участия основного металла в преде-
лах 20—40%).
При сварке высокохромистыми феррито-мартенситными электро-
дами типов ЭФ-Х13, ЭФ-Х11ВМНФ и др. зона сплавления будет со-
держать 8—11% хрома за счет разбавления электродного металла пер-
литной сталью при той же степени проплавления и перемешивания ос-
новного металла (20Л) с наплавленным металлом.
ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Структурное состояние металла шва при сварке этих сталей элек-
тродами обоих типов может быть приближенно определено по диаграмме
Шеффлера (рис. 6).
Соединив линией точки, соответствующие химическому составу и
структуре сталей 20Л и 1X13, и отложив на ней точку О посередине,
с)
Шоб типа Э-ХМ Зона сплавления
Рис. 5. Схема образования пе-
реходных прослоек при сварке
перлитной стали (20Л) с фер-
рито-мартенситной (1X13) пер-
литными электродами типа
Э-ХМ (а) и феррито-аустенит-
ными типа ЭФ-Х13 (б)
получим структуру промежуточного состава основного металла при
равной степени перемешивания каждой стали (без учета различия их
теплопроводности). Соединив точку О с точками, соответствующими
химическим составам и структурам металла, наплавленного электродами
типов Э-ХМ и ЭФ-Х13, и отложив на них участки, отвечающие долям
Рис. 6. Определение структурного состояния однослой-
ного металла шва при сварке сталей 20Л и 1X13 элек-
тродами типов ЭФ-Х13 и Э-ХМ
участия основного металла в формировании шва в пределах 20—40%
(отмечены на рис. 6 стрелками и цифрами), получим области составов
и структур, отвечающих металлу шва. Из рис. 6 видно, что как при
сварке электродами типа Э-ХМ, так и электродами типа ЭФ-Х13 ме-
талл шва имеет мартенситную структуру при различной степени леги-
рования хромом.
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И ФЕРРИТНЫХ СТАЛЕЙ ГЦ7
Следовательно, применительно к структурному состоянию кристал-
лизационных переходных прослоек и металла шва использование пер-
литных и феррито-мартенситных электродов для сварки разнородных
соединений из углеродистых и низколегированных сталей с высоко-
хромистыми сталями примерно равноценно.
Однако, как показано в работе [28], содержание хрома оказывает
существенное влияние на пластичность наплавленного металла. При
исследовании свойств наплавленного г
нием хрома в пределах 1—11% уста-
новлено, что минимальная пластич-
ность в исходном состоянии после свар-
ки и после отпуска наблюдается при
содержании в нем 8,5% хрома. Кроме
того, в сварных соединениях перлит-
ных сталей с высокохромистыми ми-
нимальное развитие диффузионных
прослоек в зоне сплавления будет
иметь место при менее легированном
(перлитном) шве по сравнению с более
легированным высокохромистым швом*
При сварке перлитными электро-
дами типа Э-ХМ диффузионные про-
слойки будут образовываться в зоне
сплавления шва со сталью 1X13 (рис.
5, д), при этом переходная зона содер-
жит 4—6% хрома. При сварке фер-
рито-мартенситными электродами типа
ЭФ-Х13 диффузионные прослойки бу-
дут образовываться в зоне сплавления
шва со сталью 20Л (рис. 5, б), при
этом переходная зона содержит 8—11%
хрома. По данным В. Н. Земзина [28]
с переменным содержа-
Рис. 7. Влияние содержания
хрома в шве на ширину
обезуглероженного слоя зоны
сплавления сварного соеди-
нения после старения при
537° С, 105 ч [28]. Основной
металл — малоуглеродистая
сталь
с увеличением содержания хрома в ме-
талле шва, контактирующем с мало-
углеродистой сталью, резко возрастает ширина обезуглероженного
слоя после старения (рис. 7). Поэтому при применении для данного
сочетания сталей менее легированных перлитных электродов ширина
обезуглероженного слоя будет значительно меньше, чем при исполь-
зовании высокохромистых электродов.
Таким образом, при сварке перлитных сталей с высокохромистыми
для получения более пластичного металла в зоне сплавления и для
уменьшения развития хрупких диффузионных прослоек в этой зоне
предпочтительнее применять менее легированные (перлитные) свароч-
ные материалы. При сварке высокохромистых нержавеющих и жаро-
прочных сталей (гр. VII и IX) перлитными электродами для обеспече-
ния минимального развития диффузионных прослоек и ограничения
роста зерна вследствие собирательной рекристаллизации феррита
в обезуглероженном слое необходимо легировать наплавленный металл
карбидообразующими элементами и в первую очередь хромом.
Подавление процессов диффузии и собирательной рекристалли-
зации происходит при легировании перлитного металла карбидообра-
зующими элементами (Сг, W, V, Nb и др.) в количествах, необходимых
для полного связывания углерода (несколько больше стехиометрического
	Таблица 26 Выбор электродов, температуры подогрева и отпуска для разнородных сварных соединений из сталей перлитного и ферритного (феррито-мартенситного) классов								118 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
	Группа свариваемых сталей		Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации		
			Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	°C				
		1+VII	э-хм ГОСТ 9467—60	08ХМ УОНИ-13/45 ’ ЦЛ-38 *	300—400	650-680	Рабочая температу- ра до 350° С, Обязатель- ный отпуск непосред- ственно после сварки		
			ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07X25HI3 УОНИ-13/НЖ-2	150—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки		
	I+VI1I		ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Вез подогрева	Без отпуска	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестойки против МКК. Без удар- ных нагрузок		
			ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48		720-750	Перемешивание пер- литной стали с металлом шва до 20%. Рабочая температура до 300° С. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаждением		
									
							1		
	1-ЫХ		э-хм ГОСТ 9467—60	08ХМ УОНИ-13/45 ’ ЦЛ-38 *	300—400	6G0—700	Рабочая температура до 350° С. Обязатель- ный отпуск непосред- ственно после сварки		* СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И ФЕРРИТНЫХ СТАЛЕЙ Ц9
			ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	150—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки		
	11	I+V1I	Э-ХМ ГОСТ 9467—60	08ХМ УОНИ-13/45 ’ ЦЛ-38 *	300-400	650—680	Рабочая температура до 350Q С. Обязательный! отпуск непосредственно после сварки		
			ЭА-2 ГОСТ 10052—62 _____				07Х25НВ УОНИ-13/НЖ-2	1о0—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки		
	11+VIII		ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13	 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Без жид- ких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК. Без ударных на- грузок		
Продолжение табл. 26

ГруПП Б! свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- . мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам пли техническим условиям	Марки	<>С		
114-V11I	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Без подогрева	720—750	Рабочая температура до 300° С. Перемешива- ние перлитной стали с металлом шва до 20%. Без ударных нагрузок. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаждением
11+IX	Э-ХМ ГОСТ 9467—60	08ХМ УОНИ-13/45 ’ ЦЛ-38 *	300—400	660—700	Рабочая температура до 350° С. Обязатель- ный отпуск непосред- ственно после сварки
	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	Q7X25H13 УОНИ-13/НЖ-2	150—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 350- С
Г					
Ш+VIJ	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 48Н-1 ’ 08ХГНЖТА 48Н-11	300—400	640—660	Рабочая температура до 450° С. Обязательный отпуск непосредственно после сварки
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К	150—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 350° С
IH+VIIl	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К	Без подогрева	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 350Q С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭА- 1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19НИМЗ 48А-10У			Для облицовки по- верхности швов, выпол- ненных электродами ти- па ЭА-ЗМ6 при наличии агрессивных сред
III+IX	48Н-1, ТУ 48Н-11 ТУ	08ХН2М 48Н-1 08ХГН2МТА 48Н-11	300—400	640-660	Рабочая температура до 450° С. Обязательный отпуск непосредствен- но после сварки
w
м
Продолжение табл. 26
Группа свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отп уск	Дополнительнее рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	°0		
II1 + IX	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К	150—200	Ьез отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 350° С
IV-'-VII	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 48Н-1 ’ 08ХН2ГМТА 48Н-11	300—400	620—660	Рабочая температура до 350° С. Обязатель- ный отпуск непосред- ственно после сварки
	э-хм ГОСТ 9467—60	08ХМ УОНИ-13/45 * ЦЛ-38 *			
TV-f-VlII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	250—350	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Без жид- ких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК. Без ударных на- грузок. Рабочая темпе- ратура до 350° С
					 .41 -.		/	—	— 	 ж	Ж				
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	200—300	720—750	Рабочая температура до 300q С. Перемешива- ние перлитной стали с металлом шва до 20%. Без ударных нагрузок. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаждением
IV4-IX	48Н-1, ТУ 48Н-11, ТУ	08ХН2М 48Н-1 ’ 08ХН2ГМТА 48Н-11	300—400	620-660	Рабочая температура до 350е С. Обязательный отпуск непосредствен- но после сварки
	Э-ХМ ГОСТ 9467—60	08 ХМ УОНИ-13/45 ’ ЦЛ-38 *			
V4-V11	Э-ХМФ ГОСТ 9467—60	08ХМФА тггтолв ЦЛ-20Б ’ ЦЛ 39	300—400	680-700	Рабочая температура до 500° С. Обязательный отпуск непосредственно после сварки
V+VIII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/11Ж-2	Без подогрева или 150—200	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Без жид- ких агрессивных сред. Рабочая температура до 450° С. Швы нестойки против МКК. Без удар- ных нагрузок
122 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ		СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И ФЕРРИТНЫХ СТА ИЕЙ 123
Продолжение табл. 26
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	 Марки	еС		
V+VIII	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Без подогрева или 200—300	720—750	Рабочая температура до 300° С. Перемешива- ние перлитной стали с металлом шва до 20%. Без ударных нагрузок. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаждением
V+IX	Э-ХМФ ГОСТ 9467-60	08ХМФА ттп<.оо * ЦЛ-20Б 5 ЦЛ39	300-400	700-720	Рабочая температура до 500е С. Обязательный отпуск непосредственно после сварки
VI+V1I	Э-ХМФ ГОСТ 9467—60	08ХМФА цЛ.39 *	300-400	720—750	Рабочая температура до 540° С. Облицовка кромок нержавеющей высокохромистой стали электродами	типа Э-ХМФБ. Сварка элек- тродами Э-ХМФ. Обяза- тельный отпуск непо- средственно после свар- ки
	Э-ХМФБ ГОСТ 9467-60	ЦЛ-27А ЦЛ-27Б ’ 4			

					
VI+V1II	ЭД-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	150—200	Без отпуска -1	При невозможности термической обработки после сварки. Без жид- ких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК- Без ударных на- грузок. Рабочая темпе- ратура до 500° С
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ П-48	200—300	720—750	Рабочая температура до 300° С. Перемешива- ние перлитной стали с металлом шва до 20%. Без ударных нагрузок. Швы стойки против МКК после отпуска с бы- стрым охлаждением
VI+1X	Э-ХМФБ ГОСТ 9467—60	Sp ЦЛ’27А	300—400	700-720	Рабочая температура до 570° С. Обязательный отпуск непосредствен- но после сварки. Обли- цовка кромок нержавею- щей высокохромистой стали электродами типа Э-ХАЪФБ. Сварка элек- тродами Э-ХМФ
	Э-ХМФ ГОСТ 9467—60	08ХМФА цп_39» ЦЛ-20Б ’	9			
* Электроды ЦЛ-38 и ЦЛ-39 малых диаметров (2 и 2,5 мм) разработаны специально для сварки труб. 			;					
124 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ G РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	Ж СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И ФЕРРИТНЫХ СТАЛЕЙ J25
]26 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
состава карбида). Поэтому для указанных сочетаний сталей сле-
дует применять электроды типов Э-ХхМ, Э-ХМФ и др. (табл. 25) и не
рекомендуются электроды типов Э42А, Э50А и др., не содержащие кар-
бидообразующих элементов. При сварке больших толщин, когда необ-
ходимо обеспечить максимальную пластичность и вязкость металла
сварных швов, следует производить облицовку кромок сварных швов
высокохромистых сталей электродами типов Э-ХМ, Э-ХМФ и др.,
а основной шов выполнять электродами типов Э42А или Э50А.
Учитывая, что во всех случаях при этом имеется существенное раз-
личие в содержании карбидообразующих элементов между швом и ос-
новным металлом (или облицовочным слоем), максимальную темпера-
туру эксплуатации таких сварных соединений следует устанавливать
несколько ниже, чем для однородных сварных соединений из соответ-
ствующих перлитных сталей. Легированно карбидообразующими эле-
ментами перлитной стали кроме замедления процесса диффузии сдви-
гает его также в область более высоких температур. Если в сварных
соединениях из стали Ст.З после выдержки при температуре 425е (2
в течение 300 ч образуются диффузионные прослойки, то в стали 20ХМ
они начинают появляться только при 550е С после выдержки в течение
500 ч, а сварные соединения из стали 15Х1М1Ф после старения при
температуре 550° С в течение 3000 ч совершенно не имели в зоне сплав-
ления диффузионных прослоек, хотя после отпуска при 700° С в те-
чение 10 ч они интенсивно развивались 128]. Поэтому для сварки вы-
сокохромистых сталей с перлитными теплоустойчивыми сталями
(гр. V и VI), легированными карбидообразующими элементами и рабо-
тающими при более высоких температурах, рационально применение
электродов также с большим содержанием карбидообразующих эле-
ментов, чем электроды типа Э-ХМ. Для сварных соединений из тепло-
устойчивых хромомолибденовых сталей (гр. V) с высокохромистыми ра-
ционально применение электродов тина Э-ХМФ, а для хромомолибде-
нованадиевых (гр. VI) с высокохромистыми целесообразна наплавка
кромок последних электродами типа Э-ХМФБ и последующая сварка
основного шва электродами типа Э-ХМФ (табл. 25). Учитывая высокую
склонность высокохромистых сталей (гр. VII и IX) к закалкепри сварке,
необходимо применять предварительный подогрев и отпуск после сварки
(табл. 26).
Применение перлитных электродов типов Э-ХМ, Э-ХМФ и др.
для сварки перлитных сталей с высокохромистыми ферритными ста-
лями (гр. VIII) нс рекомендуется, так как из-за большого содержания
в ферритных сталях хрома (17—28%) чрезмерное легирование им зоны
сплавления .может привести к образованию трещин.
Для данного сочетания сталей предпочтительнее применение аусте-
нитных и феррито-аустенитных электродов типов ЭА-2, ЭА-ЗМ6 и
ЭАФ-1МФ (табл. 25). При этом следует учитывать, что использование
электродов типа ЭАФ-1МФ для сварки перлитных сталей требует огра-
ничения степени проплавления и перемешивания основного металла
с наплавленным. Причины, обусловливающие эти ограничения, изло-
жены в следующем параграфе, где рассмотрены условия выбора электро-
дов для сварки аустенитных сталей с перлитными.
Для ограничения роста зерна в околошовной зоне высокохромистых
сталей (гр. VIII) сварку их следует вести без подогрева при минимально
возможной погонной энергии дуги и с перерывами на охлаждение ниже
100" С после наложения каждого валика многослойного шва. Рекомен-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 127
дуемые электроды и режимы подогрева и отпуска для рассмотренных
18 сочетаний групп разнородных сварных соединений перлитных старей
с ферритными и феррито-мартенситными сталями приведены в табл» 26.
2. СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ПЕРЛИТНОГО
И АУСТЕНИТНОГО (ФЕРРИТО-АУСТЕНИТНОГО) КЛАССОВ
Возможные сочетания углеродистых и низколегированных сталей
(гр. 1—VI) с аустенитными и феррито-аустенитными хромоникелевыми
сталями (гр. X—XIV) приведены в табл. 27.
Составы и структурное состояние переходных зон и металла шва
в результате перемешивания перлитной стали с металлом, наплавлен-
ным различными аустенитными электродами, можно определить при-
ближенно по диаграмме Шеффлера.
Примеры определения структуры швов, выполненных аустенит-
ными электродами различных типов при сварке перлитной стали, и сте-
пени проплавления и перемешивания основного металла в пределах
20—40% приведены на рис. 8.
Соединив точку /7, соответствующую составу и структуре перлит-
ной стали, с точками, соответствующими металлу, наплавленному
электродами различных типов, получим линии возможных промежуточ-
ных составов металла швов при различной степени перемешивания
аустенитного наплавленного металла с основным перлитным.
Составы и структуры, отвечающие доле участия основного металла
в формировании шва в пределах 20—40%, отмечены стрелками и циф-
рами. При сварке электродами типов ЭА-1а, ЭА-1Ба, ЭА-1М2Фа и др.,
обеспечивающими наплавленный металл с содержанием ферритной фазы
в пределах 2,5—5%, металл шва при перемешивании с перлитной сталью
будет иметь аустенито-мартенситную структуру (рис. 8, а), а следова-
тельно, возможно образование трещин, особенно при сварке больших
толщин или жестко закрепленных деталей. Поэтому электроды типов
ЭА-la, ЭА-1Ба, ЭА-1М2Фа и др., обеспечивающие наплавленный ме-
талл с малым содержанием а-фазы (—5%), применять для сварки пер-
литных углеродистых и низколегированных сталей не рекомендуется.
При применении электродов типа ЭА-2 или ЭА-1Л12, ЭА-1М2Б и др.,
содержащих в наплавленном металле ферритную фазу в широких преде-
лах (5—15%), исключается возможность образования мартенситной
структуры в шве при содержании феррита на верхнем пределе (—10%).
В этом случае при перемешивании перлитной стали с электродным ме-
таллом в шве сохраняется двухфазная аустенито-ферритная структура,
стойкая против образования холодных и горячих трещин (рис, 8, б)
Но при содержании феррита на нижнем пределе (—5%), даже при не-
большом проплавлении основного металла (—20%), в шве образуется
однофазная аустенитная структура, которая склонна к образованию
горячих трещин [44 ].
Следовательно, электроды типов ЭА-2, ЭА-1М2, ЭА-1М2Б и др.
могут применяться для сварки перлитной стали только выборочно,
с контролем содержания феррита в наплавленном металле.
Электроды типов ЭА-ЗМ6, ЭЛ-ЗМ9 и др. с повышенным запасом
аустенитности, легированные молибденом (^6%), обеспечивают на-
плавленный металл с достаточно высокой технологической прочностью
и допускают при сварке перлитных сталей наибольшую степень
Таблица 27
Выбор электродов для разнородных сварных соединений из сталей перлитного
и аустенитного (феррито-аустенитного) классов
Группа стали		Типы электродов при сочетании сталей				
Наименование	№	X	XI	ХП	XIII	XIV
Малоуглеродистые	I	ЭА-1 Гб, ЭА-2Г6, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2	ЭА-ЗМ6, ЭА- 1М2Ба	ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
Среднеуглеродистые и низ коле гиров а нн ые	II	ЭА-1 Гб, ЭА-2Г6, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2	ЭА-ЗМб, ЭА-1М2Ба	ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
Низколегированные спе- циального назначения	ш	ЭА-ЗМ6, ЭА-981/15, ЭА-1М2	ЭА-ЗМ6, ЭА-981/15, ЭА-1М2	ЭА-ЗМб	ЭА-ЗМб	ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
Закс
Продолжение табл. 27
Группа стали		Типы электродов при сочетании сталей				
Наименование	№		X]	XII	XIII	XIV
Среднеуглеродистые и низколегированные повы- шенной прочности	IV	ЭА-1 Гб, ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-1 Гб, ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ, ЦТ-28
Теплоустойчивые хромо- молибденовые	V	ЭА-2, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2	ЭА-2, ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
Теплоустойчивые хромо- мол ибде нов а над не вые	VI	ЭА-2, ЭА-ЗМб, ЭА-1 М2 Ба, ЦТ-28	ЭА-2, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2	ЭА-9 ЭА-ЗМб, ЦТ-28	ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
128 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ G РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ		СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ J29
130 ЭЛЕКТРОДЫ для СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
проплавления и перемешивания наплавленного металла с основным без
опасности образования трещин. Даже при степени перемешивания до
50% в швах сохраняется однофазная аустенитная структура с достаточно
Рис. 8. Определение структурного со-
высоким содержанием молиб-
дена, что обеспечивает ее
стойкость против образования
горячих трещин (рис. 8, в).
Поэтому применение электро-
дов типов ЭА-ЗМб и ЭЛ-ЗМ9
наиболее рационально при
сварке перлитных сталей
аустенитными электродами.
Из диаграммы Шеффлера
(рис. 8) видно также, что
для данного сочетания раз-
нородных сталей (аустенитф*
-f- перлит) применение пер-
литных электродов недопус-
тимо, гак как даже при ма-
лом проплавлении аустенит-
ной стали (до 10%) в перлит-
ном шве образуется мартен-
ситная структура с высокой
твердостью, поэтому возмож-
но образование холодных тре-
щин.
Положительное влияние
на технологическую проч-
ность однофазных аустенит-
ных швов оказывает легиро-
вание марганцем [44 ]. Поэто-
му электроды типов ЭЛ-1Г6
и ЭА-2Г6, обеспечивающие
наплавленный металл, леги-
рованный 5—7% марганца, и
обладающие достаточным за-
пасом аустевитности, также
могут использоваться для
сварки перлитных сталей с
аустенитными (табл. 27 и 28).
Диаграмма Шеффлера
позволяет также производить
предварительную оценку со-
става металла шва, если раз-
нородные по структуре стали
стояния сварных швов при сварке пер-
литной стали аустенитными электро-
дами типов ЗА-la (а), ЭА-2 (б) и
ЭЛ-ЗМ6 0)
свариваются электродами,
которые дают наплавленный
металл, отличающийся по
составу и структуре от обеих
свариваемых сталей.
На рис. 9 приведен пример определения состава металла много-
слойного стыкового шва при сварке перлитной стали со сталью
1Х18Н9Г электродами типа ЭА-ЗМ6.
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ II АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 131
При степени проплавления перлитной стали (точка П), равной 40%,
и аустенитной стали 1X18II9T (точка А) — 60% (исходя из различия
коэффициентов теплопроводности), состав расплавленного и переме-
шанного основного металла будет соответствовать точке Б, соединив
которую с точкой jB, соответствующей составу металла* наплавленному
электродами типа ЭА-ЗМ6, и отложив па линии БВ отрезок /, получим
состав и структуру корневого слоя шва, соответствующего степени пере-
мешивания основного и наплавленного металлов в пределах 20—40%.
Аналогично состав и структура второго слоя, образующегося при про-
плавлении перлитной стали
и корневого слоя, а также
третьего слоя, образующегося
при проплавлении аустенит-
ной стали и корневого слоя,
определятся отрезками 2 и 3.
При выборе сварочных
материалов и оценке допус-
каемой степени проплавле-
ния основного металла по
диаграмме Шеффлера сле-
дует учитывать возможность
существенного изменения ме-
талла шва в пределах одного
фазового состава, а также
значительного колебания со-
става и структуры наплав-
ленного металла в пределах,
установленных для данного
типа электродов.
Существенное влияние
на степень проплавления
Рис. 9. Определение структурного со-
стояния корневого и последующих
слоев многослойного стыкового шва
при сварке малоуглеродистой перлит-
ной стали с аустенитной электродами
типа ЭА-ЗМС [28]. ‘
основного металла оказывают также технологические факторы и
форма разделки кромок сварного соединения (табл. 2).
Степень проплавления уменьшается [6]: при сварке аустенитными
электродами по сравнению с перлитными; с увеличением запаса аусте-
питности применяемых аустенитных электродов; с уменьшением диа-
метра применяемых электродов при одинаковой плотности тока; при
снижении плотности тока; при увеличении угла разделки, зазора между
кромками и т. д.
В работах [6, 23] показано, что при сварке перлитных сталей
аустенитными электродами все перечисленные факторы могут изменять
степень проплавления в пределах 20—45%. Поэтому предварительную
оценку химического и фазового составов металла многослойных свар-
ных швов в зависимости от химического состава свариваемых сталей и
применяемых электродов (с учетом вида соединения и количества слоев
шва) следует производить расчетным способом с проверкой результа-
тов расчета по диаграмме Шеффлера. Это дает возможность более точ-
но оценить правильность выбора электродов.
Пример. Необходимо выбрать электроды для сварки аустенитной
стали 0Х18Н10 с перлитной сталью 10ХСНД, имеющих следующий
химический состав (в %): 0Х18Н10 — 0,08С; 0,6Si, 1,2Мп, 18,4Сг,
9,6Ni; 10ХСНД — 0,10С, 0,8Si, 0,6Mn, 0,7Cr, 0,8Ni, 0,2Cu.
Таблица 28
Выбор электродов» температуры подогрева и отпуска для разнородных сварных соединений
из сталей перлитного и аустенитного (феррито-аустенитного) классов
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тин во стандартам или техническим УСЛО»И5?М	Марки	°C		
I+X	ЭА-1Г6 ГОСТ 10052—G2	08Х21Н10Г6	• УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева	Без отпуска	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестойки против МКК. Рабочая температура до 350° С
	ЭА-2Г6 ГОСТ 10052—62	30Х25Н16Г7 ОЗЛ-9А			
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052-62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)			То же. Рабочая тем- пература до 450° С
	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—62	04 X 191Ш М3 48А-10У (ЭА-400/10У)			Для облицовки по- верхности швов, выпол- нен ны х эле ктрод а м и типов ЭА-1Г6, ЭА-ЗМ6 с целью обеспечения стойкости швов против МКК при наличии аг- рессивных сред
1-1-XI	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	-—". Рабочая температура до 350е С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902-14)			Для облицовки по- верхности швов, выпол- ненных электродами типа ЭА-ЗМ6 с целью обеспечения стойкости швов против МКК при и а л и ч и и а гресс ив ны х сред
I I-XII	ЭА-2 ГОСТ 10052-62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без серосо- держащих газов
I+XIIT	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 450° С Без серосо- держащих I азов
132 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 133
Продолжение табл. 28
Группы свариваемых сталей	Электроды		Т смпература подогр св а	Рекомендуе- мый отпуск	Дополи ительные рекомендацн и
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	°C		
г: хш	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28	Без подогрева	Без отпуска	Для облицовки хро- мо к пер лит и ы х ст алей
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
I+XIV	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 300° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48		Без отпуска или отпуск при 720—750	Рабочая температура до 300° С. Швы стойки против МКК после от- пуска с быстрым охлаж- дением. Перемешивание перлитной стали с ме- таллом шва до 20%
II ’-X или II+X1	ЭА-1 Гб ГОСТ 10052—62	08Х21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭА-2Г6 ГОСТ 10052—62	30X251116Г7 СЖЛ-9А			
	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)			То же. Рабочая тем- пература до 450° С
	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ (ЭА-400/10У)			Для облицовки по- верхности швов, выпол- нен н ы х электрода м и типов ЭА-1 Гб, ЭЛ-2 Гб, ЭА-ЗМб при предъявле- нии к швам требований по коррозионной стой- кости
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)			
п+хп	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без серосо- держащих газов
134 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ		СОЕДИНЕНИЯ ИЗ. ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 135
			Продолжение табл. 28				*-* Со О
Группы свариваемых сталей	Электроды			Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации	ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	В	С0Е^11УЕИЭ nEPJn!TH^.?L.2!.	СТАЛЕП 1§7
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки		вС			
11 . XIII	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—G2	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭЛ-395/9 К)		Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 450° С	
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28				Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся перлитных сталей наплавкой элек- тродами ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму для стали с по- следующей сваркой без отпуска Рабочая температура до 300° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК	
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1					
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)		Без подогрева			
II-их IV					v	________	-	-		 1 1		
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06X24116ТАФМ Н-48			Без отпуска или отпуск 720 -750	Рабочая температура до 300° С. Швы стойки против МКК после отпу- ска с быстрым охлаж- дением. Перемешива- ние перлитной стали с металлом шва до 20%	
HI-X или HI+XI	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052 - 62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭЛ-395/9К)		Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 500° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК	
	ЭА-981/15, ТУ	09Х16Н25М6АФ 48А-15				То же. При необхо- димости обеспечения прочности швов, близ- кой к основному метал- лу	
	ЭЛ-1М2 ГОСТ 10052-62		04Х19НПМЗ 48А-10У (ЭЛ-400/ 10У)			При наличии агрес- сивных сред для обли- цовки поверхности швов, выполненных электро- дами типов ЭЛ-ЗМ6 и ЭЛ-981/15 при предъяв- лении требований к швам по коррозионной стой- кости	
Продолжение табл. 28
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	°C		
III4-XII	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9 К)	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 500е С. Без серосо- держащих газов. Без агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
III4-XIII	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 500° С. Без серосо- держащих газов. Без агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
III+X1V	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	ЮХ16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	Рабочая температура до 300° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭАФ-1МФ 1ОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48		Без отпуска или отпуск при 720—750	Рабочая температура , до 300°. Швы стойки против МКК после отпу- ска с быстрым охлаж- д е н ием.	Переметив а - пне перлитной стали с металлом шва до 20%
п
н
о
я
н
*6
IV+X или IVH- XI	ЭА-1Г6 ГОСТ 10052—62	08Х21Н10Г6 УОНИ-13/НЖ-2	200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭА-ЗМ6	10Х16Н25АМ6 48А-9К			То же. Рабочая тем- пература до 450е С
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28			Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся сталей элек- тродами типа ЦТ-28 или ЛНЖР-1 и отпуск по режиму стали с после- дующей сваркой без от- пуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
IV+XII 1	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без серосо- держащих газов
IV+XII1	ЭЛ-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 450° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
Продолжение табл. 28
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	°C		
TV^XIII	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28	200—300	Без отпуска	Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся сталей элек- тродами типа ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму стали с после- дующей сваркой без от- пуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
iv+xiv 1	Г.	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К, (ЭА-395/9К)	200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без жидких агрессивных сред. Швы и е сто й к и против М К К
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	00Х25Н6ТАФМ Н-48	300—330	720—750	Рабочая температура до 300е С. Швы стойки против МКК после отпу- ска с быстрым охлажде- нием. Перемешивание перлитной стали с ме- таллом шва до 20%
					
IT
»
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28	200-300	Боз отпуска или отпуск при 720—750	Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся перлитных сталей наплавкой элек- тродами типа ЦТ-28 или АНЖР’1 и отпуск по режиму для стали с по- следующей сваркой без отпуска. Для феррито- аустенитных сталей 10Х25Н5ТМФЛ и др. обязательна предвари- тельная проверка на , МКК при сварке без от- пуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
V+X или V+XI	ГОСТ 10052-62	07Х25Н13	 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 400° С. Без подогрева сварка допускается при содержании углерода в стали до 0,3%
	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)			То же. Рабочая тем- пература до 450° С
140 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ J4J
Продолжение табл. 28
Г руппы свариваемых сталей 1	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Д оп ол н ительны е рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	вС		
V+X или V+XI	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	106Х15Н60М15 ЦТ-28	Без подогрева или 200—300	Без отпуска	Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся перлитных 1 сталей электродами типа ЦТ-28 или АНЖР-1 > и отпуск по режиму ста- 1 ли с последующей свар- 1 кой без отпуска. Рабо- чая температура до 500° С
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)	Без подогрева		Для облицовки по- верхности швов, выпол- ненных электродами ти- , пов ЭЛ-2, ЭЛ-ЗМ6 при предъявлении к швам требовании по корро- зионной стойкости

V-I-XII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 450° С. Без серосо- держащих газов. Без подогрева сварка допу- скается при содержа- нии углерода в стали до 0,3%
V+XIII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 450° С. Без серосо- держащих газов. Без подогрева сварка допу- скается при содержа- нии углерода в стали до 0,3%
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48Л-9К (ЭА-395/9К)			То же. Рабочая тем- пература до 500° С
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	10X15HG0M15 ЦТ-28			Рабочая температура до 550° С. Рекомендует- ся облицовка кромок перлитных сталей на- плавке й эле. ктрод а м и типа ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму ста- ли с последующей свар- кой без отпуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606			
		АНЖР-1			
142 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 143
Продолжение табл. 28
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подо! рева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополн ительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	*С		
V+XIV ______ .	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева иля 200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 350° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Без подогрева или 250—300	720—750	Рабочая температура до 300е С. Швы стойки против МКК после отпу- ска с быстрым охлажде- нием, Перемешивание перлитной стали с ме- таллом шва до 20%
Vb|-X пли VI J--X1	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 200—300 А	..	|	Без отпуска	Рабочая температура до 520° С. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК. Без подогрева сварка допускается при содер- жании углерода в стали до 0,3% . .
					
					
					
	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62 1	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)			То же. Рабочая тем- пература до 550е С
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28			Рабочая температура до 570° С. Рекомендует-  ся облицовка кромок перлитных сталей на- плавкой электродами типа ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму ста- ли с последующей свар- кой без отпуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48 А-14 (ЭА-902/14)	Без подогрева		Для облицовки по- верхности швов, выпол- ненных электродами типов ЭА-2, ЭА-ЗМ6 при предъявлении к швам требований по коррози- онной стойкости
J44 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ		СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ |45
Продолжение табл. 28
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуе- мый отпуск	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки	вС		
VI |-ХП	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 200—300	Без отпуска	Рабочая температура до 520° С. Без серосо- держащих газов. Без подогрева сварка допу- скается при содержании в стали углерода до 0,3%
V1+XIII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 200—300	Без отпуска	То же. Без жидких агрессивных сред. Швы нестойки против МКК
	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	I0X16H25AM6 48А-9К (ЭА-395/9К)			Рабочая температура до 550° С
					
					
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	10Х15Н60М15 ЦТ-28			Рабочая температура до 570° С. Рекомендует- ся облицовка кромок перлитных сталей на- плавкой электродами типа ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму ста- ли с последующей свар- кой без отпуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
VI+XIV	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10X16II25AMG 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева или 200—300 «1	_	- - -	Без отпуска	При невозможности термической обработки после сварки. Рабочая температура до 300° С. Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестойки против /МКК
	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48		720—750	Рабочая температура до 300° С. Швы стойки против МКК после от- пуска. Перемешивание перлитной стали с ме- таллом шва до 20%
146 ЭЛЕКТРОДЫ для СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	Л	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 147
148 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Толщина свариваемых листов 8 мм, соединение стыковое с V-образ-
ной разделкой кромок (60е), сварка выполняется в три слоя.
1.	Определяем долю участия основного и наплавленного металлов
в первом (корневом) слое шва.
В соответствии с табл. 2 при сварке первого слоя стыкового шва
с углом разделки 60° дол?! участия основного металла составляет 45%.
Вследствие различной теплопроводности свариваемых сталей, степень
проплавления (К) перлитной стали 10ХСНД составит примерно 40%
и аустенитной 0Х18Н10 соответственно 60% от доли основного
металла, т. е.:
доля стали 10ХСНД фп = 45-0,4== 18%;
»	»	0X18II10	= 45-0,6 = 27%.
»	» наплавленного металла 100 — (18+ 27)— 55%.
о о	04X19Н9
2.	Выбираем для сварки электроды марки	юч-гдг о (тип
а 0/1 lrl-J о/НлК'2
ЭА-la), обеспечивающие наплавленный металл, близкий по составу
к стали 0Х18Н10. Химический состав металла, наплавленного выбран-
ными электродами, следующий (в %): 0,07С, 0,9Si. l,7Mn 19,0Сг, 8,5Ni
(табл. 6).
3.	Вычисляем химический состав первого слоя металла шва [50]:
^МШ --	+ (1 -- 4') Хнм>	(23)
где Хмш, А'ом, Хнм — соответственно содержание углерода или другого
определяемого элемента в мета л vie шва, основном и наплавленном ме-
таллах; ф— доля участия основного металла в металле шва.
Тогда химический состав металла шва при сварке первого слоя будет
(в %):
Смш = (0,27-0,08 + 0,18-0,10) + 0,55-0,07 = 0,08;
SiMBU = (0,27-0,6 + 0,18 -0,8) + 0,55-0,9 = 0,80;
Мпмш — (0,27-1,2+ 0,18-0,6)+ 0,55-1,7= 1,37;
Сгмш= (0,27-18,4+ 0,18-0,7) + 0,55-19= 15,54;
NiMIII = (0,27-9,6+ 0,18-0,8) — 0,55-8,5 = 7,4.
4.	Вычисляем эквиваленты хрома и никеля по формулам (17) и (18):
Ф= 15,54+ 0,8 -1,5= 16,7%;
А = 7,4-г 0,08-30+ 1,37-0,5= 10,4%.
УОНИ-13/НЖ-2 С
Полученные результаты расчета наносим на диаграмму Шеффлера
(рис. 2, точка 7), из которой видно, что в структуре металла шва будет
образовываться мартенсит, что может привести к образованию трещин.
,,	х	04X19119
( ледоватслыю, выбранные электроды марки
указанным составом наплавленного металла непригодны для сварки ста-
лей 0Х18Н10 и 10ХСНД.
5.	Выбираем электроды, дающие наплавленный металл с. более
07Х25ШЗ
высоким содержанием хрома и никеля — марки Л,ГЛ,7Т. -,,<.77;
УОНИ-13/НЖ-2
(тип ЭЛ-2, рис. 2), который при перемешивании с расплавленной низко-
легированной сталью может обеспечить получение в шве двухфазной
аустенито-ферритной структуры, стойкой против образования трещин.
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 149
Выбранные электроды имеют следующий химический состав на-
плавленного металла (в %): 0,11С, l,0Si, 2,0Mn, 26,5Сг, 12,5Ni (табл. 6),
6. Вычисляем химический состав первого слоя шва (в %):
СЬШ1^ (0,27-0.08+ 0,18-0,10) + 0,55-0.11= 0.10;
SiMm= (0,27-0,6 + 0,18-0,8) + 0,55-1,0= 0,86;
Мпмш = (0,27 -1.2 + 0,18 -0,6) + 0,55 -2,0 = 1,53;
Сгмш = (0,27-18,4 + 0,18 -0,7) + 0,55 -26,5 = 19,7;
NiM1I1 = (0,27-9,6+ 0,18-0,8) + 0,55-12,5= 9,6.
7.	Вычисляем эквиваленты хрома и никеля первого слоя металла
шва (в %):
Ф = 19,7-1- 0,86-1,5 = 21.0.
Л = 9,6+ 0,10-30+ 1.53-0.5 = 13.4.
Полученные значения эквивалентов хрома и никеля соответствуют
по диаграмме Шеффлера двухфазной аустенито-ферритной структуре
с содержанием 6—7% феррита (рис. 2, точка 2).
07Х25Н13
Следовательно, электроды марки i о с указанным соста-
У ОН И-1 су п лх-2
вом наплавленного металла пригодны для сварки первого слоя шва.
Это может быть подтверждено также расчетом по формулам (19) и (20)
без структурной диаграммы Шеффлера.
Расчетное содержание хрома, отвечающее граничным условиям суще-
ствования металла с однофазной и двухфазной аустенито-ферритной
структурой, по формуле (19) составляет
[Сг]р = 0.9-13,4 + 7,5 = 19,56%.
Так как эквивалент хрома Ф = 21.0%, т. е. больше расчетного [Сг ]р,
то металл шва имеет двухфазную аустенито-ферритную структуру и ко-
личество феррита согласно (20)
а = 3 (21,0	19,56)	5%.
Полученный результат достаточно близок и практически равноценен
определенному по диаграмме Шеффлера.
8.	Определяем долю участия основного и наплавленного металлов
в последующих слоях шва.
Доля основного металла в формировании шва будет уменьшаться
по мере увеличения количества его слоев и для последнего, третьего
слоя будет составлять (см. табл. 2) около 30%, следовательно:
доля стали 10ХСНД = 30-0,4= 12%;
»	» 0Х18Н10	= 30-0,6 = 18%;
» наплавленного металла 100 — (12 + 18) = 70%.
9.	Вычисляем химический состав третьего слоя шва (в %):
СМ1Ц = (0,18 ‘0,08 + 0.12-0,10)+ 0,7-0,11 = 0,10;
SiMUI = (0,18-0,6+ 0,12-0,8)+ 0,7Л,0= 0,90;
Мпмш = (0,18-1,2+ 0.12-0,6)+ 0,7-2,0 = 1,69;
СгЬ1Щ = (0,18-18,4 + 0,12-0,7) + 0,7-26,5 = 21,94;
NiMIU = (0,18-9,6+ 0,12-0,8) + 0.7-12,5= 10,57.
150 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
10.	Вычисляем эквиваленты хрома и никеля третьего слоя металла
шва:
Ф = 21,94 + 0,9 • 1,5 = 23,3%;
А = 10,57-г 0,10-30+ 1,69 0,5 = 14,4%.
Полученные значения эквив
по диаграмме Шеффлера аустен
нием 8—9% феррита, что может
Рас стоят от границы сплавления
Рис. 10. Схема определения ши-
рины хрупких кристаллизационных
прослоек в зоне сплавления перлит-
ной стали с аустенитным швом
тов хрома и никеля соответствуют
-ферритной структуре с содержа-
ла подтверждено также расчетом по
формулам (19) и (20) без диа-
граммы:
[Сг ]р -0,9 • 14,4 +7,5 =20,46%;
а = 3 (23,3 — 20,46) = 8,5%,
т. с. практически совпадает с ре-
зультатом, определенным по диа-
грамме Шеффлера.
Кроме возможности образо-
вания трещин в швах необхо-
димо учитывать при выборе
электродов для сварки разнород-
ных сталей также возможность
образования хрупких кристал-
лизационных и диффузионных
прослоек в золе сплавления.
Ширина этих прослоек в боль-
шой степени зависит от состава
в зависимости от содержания ни-
келя в шве [28, 53 J:
А, Б, — свари веемые элементы;
В — ширина зоны сплавления:
Xlt Л'2, А'3 — ширина мартенситной
прослойки
металла шва и в первую очередь
от содержания в пом никеля.
Влияние содержания в шве
никеля на ширину хрупких кри-
сталлизационных прослоек вбли-
зи зоны сплавления с перлитной
сталью наглядно иллюстри-
руется схемой, приведенной па рис. 10 [28, 53 ]. Если условно принять,
что мартенситная структура в зоне переходных кристаллизационных
прослоек будет образовываться при содержании никеля менее 5—6%, то
ширина этих прослоек будет тем меньше, чем больше содержание никеля
в используемых для сварки электродах.
При применении электродов с никелевой основой (например, с по-
крытиями марок ЦТ-28, ЦТ-36, АНЖР-1, изготавливаемых на основе
проволок Св-06Х15Н60М15, ЭП-705 и ЭП-606 соответственно), хрупкие
кристаллизационные прослойки практически будут отсутствовать.
Следовательно, для уменьшения ширины хрупких кристаллиза-
ционных прослоек в зоне сплавления перлитной стали с аустенитным
швом необходимо применять электроды с большим запасом аустенит-
лости. При относительно постоянном содержании хрома в подавляющем
большинстве применяемых марок электродов — в пределах 15—20%,
запас а^стенитности наплавленного металла зависит, в основном от
содержания никеля в электродах.
В зоне сплавления перлитных сталей с аустенитными наряду с об-
разованием кристаллизационных прослоек создаются особо благоприят-
ные условия для образования и развития диффузионных прослоек вслед-
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 15|
ствне наличия резкой структурной, химической и механической неодно-
родностей, а также различия теплсфизических свойств перлитных и
аустенитных сталей.
Снижение интенсивности развития диффузионных прослоек дости-
гается, как указывалось выше, применением перлитных сталей, легиро-
ванных карбидообразующими элементами, или путем наплавки на
кромки нестабилизированной стали облицовочного переходного слоя
Рис. 11. Влияние содержания
никеля в шве на ширину
обезуглероженного слоя в зо-
не сплавления стали 30 посте
выдержки при температурах:
600° С, 1000 ч (/) и 700Q С,
1000 ч (2) [28]
Рис. 12. Зависимость содержания
никеля в аустенитном металле,
исключающего образование
структурной неоднородности в зо-
не сплавления с неаустснитной
сталью, от температуры длитель-
ного нагрева в течение 300 ч f 11]:
+ — неоднородность есть; о — не-
однородности нет
электродами, обеспечивающими стабилизированный наплавленный
металл (типов Э-ХМ, Э-ХМФ и др.).
Вместе с этим существенное влияние на развитие диффузионных
прослоек в зоне сплавления перлитной стали с аустенитным швом ока-
зывает химический состав металла шва и в первую очередь содержание
в нем никеля [11, 28,- 38].
В работе [28] показано (рис. 11), что с повышением содержания
никеля в шве до 25% (электроды типа ЭА-ЗМ6) ширина обезуглерожен-
ной зоны стали 30 после длительных выдержек при температурах 600
и 700Q С уменьшается примерно в два раза по сравнению с аустенитным
швом, содержащим до 10% никеля (электроды типа ЭЛ-1а), а при содер-
жании никеля в шве 60% (электроды марки ЦТ-28) уменьшение обезугле-
роженной зоны еще более значительно (примерно в три раза).
Аналогичные результаты получены и после кратковременных вы-
держек при 700и С [38 ].
Исследованиями Ю. Н. Готальского и В. В. Снисарь [11 ] установ-
лено, что количество никеля в металле аустенитного шва, необходимое
для исключения диффузионных прослоек в зоне его сплавления с пер-
литной сталью, увеличивается с возрастанием температуры длительного
нагрева сварного соединения (рис. 12).
152 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ G РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
При температурах эксплуатации до 350е С необходимое количество
никеля обеспечивается даже при минимальном его содержании в аусте-
нитном металле шва (8—10%). Поэтому в данном случае содержание
никеля определяется только исходя из необходимости получения ме-
талла шва, стойкого против образования трещин,с учетом его разбавле-
ния перлитной сталью.
При температуре эксплуатации сварных соединений до 450е С ме-
талл шва должен содержать, поданным работы III], не менее 19% ни-
келя, при 550е С — не менее 31% и выше 550s С — не менее 47%. Соот-
ветственно металл, наплавленный электродами, должен иметь более
высокое содержание никеля, чтобы обеспечить необходимое количество
никеля в шве с учетом его разбавления основным металлом.
Состав перлитных сталей и термическая обработка сварных соеди-
нений также оказывают влияние на свойства хрупких прослоек. Чем
больше углерода в перлитной стали, тем выше твердость образующихся
хрупких прослоек. Поэтому при сварке перлитных сталей, имеющих
повышенное содержание углерода, с аустенитными сталями также ра-
ционально применение электродов, обеспечивающих наплавленный ме-
талл с более высоким содержанием никеля, так как это оказывает одно-
временно благоприятное влияние как на уменьшение образующихся
кристаллизационных и диффузионных прослоек, так и на снижение их
твердости и хрупкости.
Л. С. Лившицем предложена методика расчета необходимого коли-
чества легирующих карбцдообразующвх элементов в перлитной стали,
чтобы при имеющемся в ней количестве углерода обеспечить равенство
концентраций растворенного углерода в стали и в контактирующем с ней
аустенитном металле шва [37 ].
Обеспечение этого условия исключает диффузию углерода в зоне
сплавления при длительном тепловом воздействии. При температурах
эксплуатации до 550е С для исключения появления диффузионных про-
слоек в зоне сплавления аустенитного шва, содержащего никеля до 35%,
с неаустенитной свариваемой сталью необходимо, чтобы последняя содер-
жала не более 0,15% углерода и сумма карбидообразующих элементов
составляла не менее 2,5% [6].
В случае применения менее легированной стали необходимо, чтобы
содержание никеля в шве было более 35%. При температурах эксплуа-
тации выше 550° С содержание углерода в неаустенитной стали должно
быть не более 0,15%, а сумма карбидообразующих элементов —не
менее 5%. При отсутствии прямой возможности соблюдения этих реко-
мендаций в разнородном соединении следует использовать указанные
выше переходные вставки или облицовочные наплавки на кромки неау-
стенитной стали.
В литературе достаточно широко освещены данные по структуре
и свойствам сварных соединений перлитных сталей с высокохромистыми
и аустенитными (26, 28, 53, 86 и др. 1, но известна лишь одна работа [231
ио исследованию свойств разнородных сварных соединений из феррито-
аустенитной стали и сталей аустенитного и перлитного классов. По-
этому представляет практический интерес более подробно рассмотреть
структуру и свойства разнородных соединений из феррито-аустенитных
сталей (гр. XIV) со сталями перлитного класса (гр. I—VI).
В работе [23] с целью получения наиболее точного соотношения
каждой из составляющих в наплавленном металле при перемешивании
феррито-аустенитного металла с перлитным производилась наплавка
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕП 153
в медные формы спаренными электродами, которые комбинировались
так, чтобы доля перлитной составляющей (этектроды типа Э50А) и
феррито-аустенитной (электроды типа ЭАФ-1МФ) изменялась в наплав-
ленном металле в пределах от 20 до 80%. Доля каждой составляющей
рассчитывалась исходя из соотношения диаметров расплавляемых элек-
тродных стержней. Комбинации спаренных электродов и соответствую-
щие им расчетные соотношения структурных составляющих в наплав-
ленном металле приведены в табл. 29.
Рис. 13. Механические свойства наплавленного металла при различ-
ном соотношении в нем перлитной (электроды УОНИ-13/55) и ферри-
А /	08Х25Н5ТМФ \
то-аустенитной [ электроды---  -----1 составляющих
Наплавка производилась постоянным током при обратной поляр-
ности. Сила тока подбиралась по большему диаметру спаренного элек-
трода из расчета 40—45 А на 1 мм диаметра электрода. Наплавка
каждого последующего валика производилась после охлаждения пре-
дыдущего до температуры ниже 100° С. Из металла наплавок были
изготовлены разрывные образцы Гагарина, ударные с надрезом по
Менаже и микрошлифы. Образны испытывались в исходном состо-
янии после наплавки.
Результаты механических испытаний приведены на рис. 13, хими-
ческого и микроструктурного анализов наплавленного металла —-
в табл. 29. Для сопоставления в табл. 29 приведены также химический
состав металла, наплавленного электродами марок УОНИ-13/55 и
08Х25Н5ТМФ
—  ——s, из которых изготовлялись спаренные электроды для на-
Н-48
плавок. Для анализа структурного состояния наплавленного металла
при различных соотношениях в нем разнородных составляющих наряду
с металлографическим исследованием использовалась структурная диа-
грамма Шеффлера с поправками, учитывающими содержание в наплав-
ленном металле азота [17,79]; суммарное содержание ферритизирующих
154 ЭЛЕКТРОДЫ для СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Химический состав и структура наплавленного металла при различ
Марка электрода или № партии и сочетание диаметров спаренных Электродой		Расчетное соотношение разнородных составляю- щих в на- плавленном металле, %			Содержание			
		Перлит	Феррит -г 4- аусте- нит	с	S1	Мп	Сг	
08Х25Н5ТМФ Н-48		0	100	0,08— 0,10	0,57— 0,68	1,21 — 1,39	23,5— 24,6	
1 (3	4-6)	20	80	0,10	0,58	1,25	19,53	J
2 (34-5)		27	73	0,10	0,57	1,20	16,80	
3 (3-(-4)		35	65	0,09	0,57	1,15	14,80	
4 (4J-4)		50	50	0,10	0,53	1,10	11,55	 Ъ_4	1 " < 5
5 (4+3)		65	35	0,09	0,50	1,05	7,75	
6 (5+3)		73	27	0,09	0,47	1,00	5,04	• л
7 (6+3)		80	20	0,10	0,44	0,97	4,50	
УОНИ-13/55		100	0	0,07— 0,10	0,38— 0,48	0,82— 0,95	0,06— 0,08	
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 155
Таблица 29
ном перемешивании перлитной и феррите-аустенитной составляющей
	элементов, %				Хромоникелевый экви- валент .9	Структура наплавленного металла
►	NI	N	S	р		
	5,1—5,3	0, io- о. 12	0,009— 0,010	0,015— 0,024	1,26	Ферр ито-аустенит- ная, а- и у-твердые растворы с включе- ниями карбонитри- дов в обеих фазах
	4,85	0,10	0,016	0,016	0,94	Аустенито-фсррит- ная, содержащая — 15% феррита
	3,35	0,10	0,010	0,022	0,81	Сорбитная с уча- стками остаточного аустенита
	2,68	0,09	0,011	0,024	0,75	Т роостито-сорбит- ная с ориентацией по мартенситу и мелкими включе- ниями остаточного аустенита
	2,45	0,08	0,011	0,021	<0,7	То же, без оста- точного аустенита
	1,78	0,07	0,014	0,024	<0,7	Т роостито-мартен- ситная
	1,15	0,07	0,013	0,028	<0,7	Мартенсито-троо- ститная
-	1,07	0,054	0,013	0,029	<0,7	
	0, io- о. 12	0,04	0,017— 0,020	0,021 — 0,024	<0,7	Перлито-феррит- ная
J 56 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ структурой
и аустенитизирующих элементов в наплавленном металле вычислялось
по формулам:
[Сг ] - %Сг + %Si -1,5 -|- %Мо i- % V Н- ?oTi -3,5;
[Ni ] = % Ni 4- %С .30 + % Мп -0.5 + % N 22.
Вычисление хромоникелевых эквивалентов для данной диаграммы
производилось по формуле (16).
Рис. 14. Структурное состояние наплавленного металла, определенное
расчетным и экспериментальным способами при различных соотноше-
ниях в нем разнородных сосгавляющих:
/—7 — экспериментальные точки, соответствующие сочетаниям спаренных
разнородных электродов, приведенным в табл. 29
Рассчитанные по данным химического анализа наплавленного ме-
талла эквивалентные содержания хрома и никеля нанесены па диа-
грамму (рис. 14), из которой видно, что структурное состояние металла,
наплавленного электродами марки УОНИ-13/55, соответствует перлит-
ной области диаграммы (точка б), а марки --—----------двухфазной
Н-48
феррито-аустенитной области при содержании a-фазы около 30?ь
(точка а). При металлографическом анализе структуры металла, на-
плавленного электродами обеих марок получены результаты, хорошо
совпадающие с данными структурных состояний, которые определены
по диаграмме Шеффлера на основании расчетов эквивалентных содер-
жаний хрома и никеля. Структурное состояние промежуточных составов
наплавленного металла должно отвечать областям диаграммы, которые
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ПЕРЛИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ >57
пересекаются прямой, соединяющей точки металла, наплавленного
электродами обеих марок.
Теоретически каждый промежуточный состав должен располагаться
на этой прямой в конце отрезка, соответствующего данному проценту
перемешивания.
На рис. 14 проведена указанная прямая (я.б) и нанесены для каж-
дого состава точки, полученные расчетом хромоникелевых эквивалентов,
которые отмечены цифрами (1—7), обозначающими номера партий и со-
ответствующие им проценты перемешивания разнородных составляю-
щих (табл. 29). Сопоставление точек, полученных для каждого состава
расчетом и соответствующих данному проценту перемешивания точек
на прямой, показало достаточно близкое совпадение результатов. Это
свидетельствует о том, что при данной методике наплавки разнородные
составляющие достаточно хорошо перемешивались в наплавленном ме-
талле и химический состав каждого промежуточного сплава был близок
к расчетному.
Результаты механических испытаний (рис. 13) и химического ана-
лиза наплавленного металла (табл. 29), а также металлографические
исследования показали, что при перемешивании феррито-аустенитной
и перлитной сталей структура аустенито-ферритного металла сохра-
няется только в том случае, если доля перлитной составляющей не пре-
вышает 20—22%. Следует отметить, что такое незначительное разбавле-
ние феррито-аустенитного металла малоуглеродистой сталью приводит
к уменьшению в структуре сплава количества феррита и к увеличению
аустенита, что обусловлено значительным снижением содержания хрома
в сплаве (до 19,5%, табл. 29).
Это сдвигает точку а, соответствующую исходному феррито-аустс-
нитпому металлу на диаграмме Шеффлера, в точку /, т. е. в структурную
область с меньшим содержанием феррита (рис. 14). Повышение доли
перлитной составляющей в промежуточном сплаве до 25—35% (рис. 14,
точки 2 и 3) приводит к образованию троостнто-сорбитной структуры,
ориентированной по мартенситу с мелкими участками остаточного аусте-
нита.
Соответственно изменяются механические свойства металла (рис. 13).
Дальнейшее увеличение доли перлитной составляющей до 50% и более
(рис. 14, точки 4—7) приводит к появлению в структуре сплава мартен-
сита, что обусловливает повышение прочности в снижение ударной
вязкости металла (рис. 13).
Важно отмстить, что когда основой промежуточного сплава яв-
ляется перлитная составляющая, то даже небольшая доля в нем феррито-
аустенитного металла, содержащего большое количество хрома (табл. 29,
партия № 7), приводит к образованию мартенситной структуры в сплаве,
что определяет его высокую прочность (75—90 кгс/мм2) и низкую удар-
ную вязкость (0,9—1,2 кгс-м/см2). Указанное обстоятельство находится
в соответствии со структурной диаграммой Шеффлера и наглядно ею
иллюстрируется (рис. 14, точка 7). Полученный результат позволяет
сделать весьма важный практический вывод о том, что при сварке разно-
родных соединений феррито-аустенитной стали с перлитной следует
применять феррито-аустенитные электроды и режимы сварки, обеспе-
чивающие незначительное (до 20%) перемешивание основного и наплав-
ленного металлов.
Применение перлитных электродов недопустимо, так как даже при
небольшом расплавлении основного металла и перемешивании его
158 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
с наплавленным, сварной шов будет иметь мартенситную структуру,
склонную к образованию трещин вследствие низкой пластичности и
ударной вязкости металла.
Если при сварке феррито-аустенитной стали с перлитной техноло-
гически трудно обеспечить перемешивание основного и наплавленного
металла в узких пределах (до 20%), особенно при сварке корневых слоев
шва, то следует применять электроды с большим запасом аустеинтпости,
стойкие против образования горячих трещин. Наиболее пригодными для
этой пели являются электроды типа ЭА-ЗМб, применение которых даже
при значительном перемешивании наплавленного металла с. перлитной
сталью (до 40—50%), не приводит к появлению в шве мартенсита
(рис. 14, линия ба). При сварке перлитных сталей с аустенитными и
феррито-аустенитными подогрев применяется только для перлитных
сильно закаливающихся сталей гр. IV и некоторых сталей гр. V—VI.
Рекомендуемые электроды и условия сварки для рассмотренных
30 сочетаний групп разнородных сварных соединений перлитных сталей
с аустенитными и феррито-аустенитными приведены в табл. 28.
3.	СВАРНЫЕ СОЕДИНЕНИЯ ИЗ СТАЛЕЙ ФЕРРИТНОГО
(ФЕРРИТО-МАРТЕНСИТНОГО) И АУСТЕНИТНОГО
(ФЕРРИТО-АУСТЕНИТНОГО) КЛАССОВ
Возможные сочетания высокохромистых ферритных и феррито-
мартенситных сталей (гр. VII—IX) с аустенитными и феррито-аусте-
нитными хромоникелевыми (гр. X—XIV) приведены в табл. 30.
Для сочетаний сталей этих структурных классов принципиально
возможно использование как высокохромистых электродов типов
ЭФ-Х13, ЭФ-ХПВМНФ и др., так и хромоникелевых аустенитных,
аустенлто-ферритных и феррито-аустешп ных электродов типов ЭА-2
ЭА-1М2, ЭЛ-1М2Б, ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ и др. Во всех случаях при сте-
пени перемешивания разнородного основного металла с наплавленным
до 40% в металле шва сохраняется исходная структура металла, на-
плавленного электродами соответствующего типа (рис 15).
При использовании аустенитных, аустснито-ферритных и феррито-
аустенитных электродов это положение сохраняется и при большей сте-
пени перемешивания, при этом металл шва имеет вследствие двухфаз-
пости высокую стойкость против образования горячих трещин [44] и
обладает высокой пластичностью, присущей аустенитным сталям, при
нормальной температуре. Поэтому для сварных соединений высокохро-
мистых ферритных и феррито-мартенситных с хромоникелевыми аусте-
нитными и феррито-аустенитными сталями, работающими при нормаль-
ных или относительно невысоких температурах (до 500° С), рациональ-
нее применять аустенитные и аустепнто-ферритные электроды. Это
целесообразнее также и вследствие возможности применения более низ-
ких температур подогрева при сварке по сравнению с высокохромистыми
электродами типов ЭФ-Х13, ЭФ-ХПВМПФ и др. Однако с увеличением
температуры эксплуатации сварных соединений из высокохромистых
сталей с аустенитными выше 500г С использование аустенитных элек-
тродов не дает явного преимущества перед высокохромистыми.
В работе [28] приведены результаты испытаний длительной проч-
ности сварных соединений из стали 1X13 и 15Х12ВМФ, выполненных
аустенитными электродами типов ЭА-2, ЭЛ-ЗМб и высокохромистыми
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ФЕРРИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ J59
Таблица 30
Выбор электродов для разнородных сварных соединений
из сталей ферритного (феррито-мартенситного)
и аустенитного (феррито-аустенитного) классов
Группа стали		Типи электродов при сочетании сталей			
Наименование	№	х		XI	
Высокохромистые нержавеющие	VII	ЭА-2, ЭА-898/21		ЭА-1М2, ЭА-1М2Ба, ЭА-1М2Фа	
Высокохромистые кислотостойкие и жаростойкие	VIII	ЭАФ-1МФ, ЭА-898/21		ЭА-1 М2, ЭА-1М2Ба	
Высокохромистые жаропрочные	IX	ЭЛ-2, ЭА-898/21		ЭА-1 М2, ЭА-1М2Ба, ЭА-1М2Фа	
Группа стали		Типы электродов при сочетании сталей			
Наименован»с	К'	ХИ	хш		XIV
В ысо ко хромистые нержавеющие	VII	ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЭА-1 Ба, ЦТ-28		ЭАФ-1МФ
Высокохромистые кислотостойкие и жаростойкие	VIII	ЭЛ-2	ЭА-ЗМб, ЭА-1 Ба, ЭА-898/21		ЭЛФ-1МФ
Высокохромистые жаропрочные	IX	ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЭА-1 Ба, ЦТ-28		ЭЛФ-1МФ 	1
типа ЭФ-Х13, а также сварных соединений из сталей X15H35B3T
с 15X12ВМФ, выполненных электродами типа ЭА-ЗМб.
Все сварные соединения, испытывавшиеся до 500° С, разрушались
пластично по основному металлу вдали от зоны сплавления. При темпе-
ратуре 600а С характер разрушения сварных соединений, выполненных
электродами типа ЭФ-Х13, не изменился, в то время как при аустенит-
ных швах разрушения происходили по зоне сплавления с малой пла-
стичностью.
IGO электроды д;1Я сталей с разнородной структурой
В работе [28] отмечается также, что характер разрушений сварных
соединений высокохромистых сталей с аустенитными зависит от уровня
исходной прочности высокохромистой стали. В сварных соединениях
из сталей 15Х12ВМФ и X13H35B3T, выполненных электродами типа
ЭА-ЗМ6, испытывавшихся при 580° С, разрушение происходило пла-
стично по стали 15Х12ВМФ, когда она была обработана перед сваркой
на пониженную прочность (от ~ 55 кгс/мм2), и малопластично по зоне
сплавления, когда сталь была обработана на высокую прочность
(ат = 69 кгс/мм2).
Рис. 15. Определение структурного состояния сварных швов при сварке
стали марки 1X13 со сталью марки Х18Н9Т электродами различных
типов: ЭФ-Х13, ЭА-2, ЭА-ЗМ6 и ЭАФ-1МФ
Следовательно, развитие малопластичных разрушений в зоне
сплавления высокохромистых сталей с аустенитными может, в опреде-
ленной мерс, ограничиваться уровнем исходной прочности высокохро-
мистой стали.
Состав хромоникелевого сплава (на железной или никелевой ос-
нове) практически мало влияет на характер разрушения и уровень дли-
тельной прочности при постоянной температуре сварных соединений
высокохромистых сталей с аустенитными, так как она в этом случае
определяется в основном соотношением прочностных и пластических
свойств свариваемых материалов.
При эксплуатации в условиях циклически изменяющихся темпера-
тур применение электродов на никелевой основе с покрытиями (ЦТ-28
ЦТ-36, АНЖР-1) для сварки высокохромистых сталей с аустенитными
предпочтительнее, так как коэффициент линейного расширения металла,
наплавленного этими электродами, близок к коэффициенту линейного
расширения высокохромистых ферритных и феррито-мартенситных
сталей [12, 28, 92]. Если учесть также положительное влияние никеля
СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ФЕРРИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ 161
в шве на уменьшение диффузионных прослоек в зоне сплавления, то
использование электродов с никелевой основой имеет для данного слу-
чая явные преимущества.
Выбор аустенитных электродов для сварки высокохромистых сталей
с аустенитными должен производиться с учетом основных требований,
предъявляемых к сварному соединению условиями эксплуатации,
а также характером легирования аустенитной стали, входящей в соеди-
нение (табл. 30). При необходимости обеспечения высокой коррозион-
ной стойкости сварных соединений высокохромистых сталей (гр. VII—
IX) с аустенитными (гр. X и XI), подвергаемых после сварки отпуску,
рекомендуются электроды марки ЭА-898/21 [74 }. Металл, наплавленный
этими электродами, сохраняет стойкость против межкристаллитной
коррозии после отпуска при температуре 660—680° С, являющейся про-
воцирующей для аустенитных хромоникелевых сталей и стабилизи-
рующей для высокохромистых ферритных сталей. Возможно также при-
менение электродов типа ЭА-1М2Фа, но в этом случае не следует произ-
водить отпуск при температуре ниже 720° С во избежание потери метал-
лом шва стойкости против межкристаллитной коррозии.
Для сварных соединений высокохромистых сталей с аустенитными,
не подвергаемых после сварки термической обработке, требования по
коррозионной стойкости швов могут быть также обеспечены при исполь-
зовании электродов типов ЭА-1М2 и ЭА-1М2Ба. Для сварных соедине-
ний, основной служебной характеристикой которых является жаростой-
кость (гр. VIП и ХП), наиболее рационально применение электродов
типа ЭА-2, обеспечивающих наплавленный металл с достаточно высоким
содержанием хрома (25—27%) и никеля (11,5—14%), что гарантирует
жаростойкость швов до температуры 1000° С. При сварке этими элек-
тродами менее жаростойких высокохромистых сталей (гр. VII и IX)
жаростойкость разнородного соединения соответственно снижается до
уровня менее жаростойкой стали, но не ниже 650° С. Металл, наплавлен-
ный электродами типа ЭА-2, нестоек против межкристаллитной корро-
зии, поэтому их не следует применять для выполнения швов, контакти-
рующих с жидкими агрессивными средами.
Для сварных соединений высокохромистых сталей (гр. VII—IX)
с аустенитными жаропрочными (гр. ХШ), подвергаемых после сварки
термической обработке, при отсутствии агрессивных рабочих сред и
требований к швам по стойкости против межкристаллитной коррозии
рационально применение электродов типа ЭА-ЗМ6, допускающих значи-
тельное перемешивание наплавленного металла с разнородным основ-
ным (рис. 15), что обеспечивает высокую технологическую прочность
металла шва.
Однако, если в разнородные сварные соединения входят аустенит-
ные стали, легированные ниобием, электроды этого типа применять не
следует. В таких случаях рекомендуется применять электроды типа
ЭА-1Ба, при этом обеспечивается металл шва, стойкий против межкри-
сталлитной коррозии в исходном состоянии после сварки и после от-
пуска при температуре не ниже 720JC. Более низкая температура от-
пуска (650—700° С) может нарушить стойкость металла, наплавленного
электродами типа ЭА-1Ба, против межкристаллитной коррозии.
Поэтому использование данных электродов рационально для свар-
ных соединений высокохромистых сталей с аустенитными при работе
сварных швов в жидких агрессивных средах. Если проведение термиче-
ской обработки сварных соединений невозможно, рекомендуется
6 И. А. Закс
Таблица 31
Выбор электродов, температуры подогрева и отпуска для разнородных сварных соединений
из сталей ферритного (феррито-мартенситного) и аустенитного (феррито-аустенитного) классов
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуемый отпуск* °C	Дополнительные рекомендации
	Тпп по стандартам или техническим условиям	Марки			
vn+x	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева или 150—250	720—760	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестойки против МКК- Жаро- стойкость до 650° С без серосодержащих газов
	ЭА-898/21, ТУ	08Х19Н10Г2Б 48А-21		680—760	Рабочая температура до 350° С, в жидких аг- рессивных средах. Швы стойки против МКК в исходном состоянии после сварки при испы- тании по методу AM, ГОСТ 6032—58
VH-f-XI	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)	150—250	Без отпуска	То же. Для стали Х18Н22В2Т2 отпуск не допускается. Реко- мендуется облицовка кромок закаливающих- ся хромистых сталей наплавкой электродами ЦТ-28 или АНЖР-1 и 1
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)	150—250		
					
	ЭА-1М2Фа ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ КТИ-5	150—250 1	720—760	отпуск по режиму стали с последующей сваркой без отпуска
VII+XII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13	Без подогрева или 150—250	720—760	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестой- ки против МКК. Жаро- стойкость до 650° С без серосодержащих газов
		УОНИ-13/11Ж-2			
VI1+XIH	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева или 150—250	720—760	Без жидких агрессив- ных сред для сталей с содержанием никеля до 35% и не содержащих ниобия. Жаропрочность до 540°С
	ЭА-1Ба ГОСТ 10052—62	07Х19Н10Б ЦТ-15			В жидких агрессив- ных средах для сталей с содержанием никеля до 16%. Швы стойки против МКК в исход- ном состоянии после сварки. Жаропрочность до 570° С
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28		Без отпуска или отпуск при 720—760	Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся хромистых сталей наплавкой элек- тродами ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму стали с после- дующей сваркой без от- пуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
162 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ		СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ФЕРРИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ
Продолжение табл. 3!
Группы свариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуемый отпуск, °C	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или техническим условиям	Марки			
VII+XIV	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	250—300	750-800	В жидких агрессив- ных средах до 300° С. Швы стойки против МКК после отпуска с бы- стрым охлаждением
VIII+X	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Без подогрева	г 720—750	В жидких агрессив- ных средах до 300° С. Швы стойки против МКК после отпуска с быстрым охлаждением. Без удар- ных нагрузок
	ЭА-898/21, ТУ	08Х19Н10Г2Б 48А-21		Без отпуска или отпуск при 680—750	В жидких агрессив- ных средах до 360° С. Швы стойки против МКК в исходном состоянии после сварки. Без удар- ных нагрузок
VIII+XI	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ 48Л-10У (ЭА-400/10У)	Без подогрева	Без отпуска	
	ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ 48А-14 (ЭА-902/14)			
к
*3
гп

					
VIII+XII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13 УОНИ-13/НЖ-2	Без подогрева	Без отпуска	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестой- ки против МКК- Жаро- стойкость до 1000° С без серосодержащих га- зов
УШ+ХШ	ЭА-ЗМб ГОСТ 10052—62	10Х16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	Без подогрева	Без отпуска	Без жидких агрессив- ных сред для сталей с содержанием никеля до 35% и не содержащих ниобия. Без ударных нагрузок
	ЭА-898/21, ТУ	08Х19Н10Г2Б 48А-21		Без отпуска или отпуск при 680—750	В жидких агрессив- ных средах до 360° С. Швы стойки против МКК в исходном состоянии после сварки. Без удар- ных нагрузок
	ЭА-1 Ба ГОСТ 10052—62	07Х15Н10Б ЦТ-15		Без отпуска или отпуск при 720—800	В жидких агрессив- ных средах для сталей с содержанием никеля до 16%, Швы стойки против МКК в исходном состоянии после сварки. Без ударных нагрузок
>
км
m
S
Продолжение табл. 31
Группы спариваемых сталей	Электроды		Температура подогрева	Рекомендуемый отпуск, °C	Дополнительные рекомендации
	Тип по стандартам или технически?,* • условнЯМ	Марки			
VIII+XIV	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	Без подогрева	720-800	В жидких агрессив- ных средах до 300° С. Швы стойки против МКК после отпуска с бы- стрым охлаждением. Без ударных нагрузок
4 IX-J-X	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13	 УОНИ-13/НЖ-2	150—200	720—760	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестой- ки против МКК- Жаро- прочность до 580° С
	ЭА-898/21, ТУ	08Х19Н10Г2Б 48А-21		750—800	В жидких агрессив- ных средах до 360° С. Швы стойки против МКК в исходном состоянии после сварки. Для ста- ли Х18Н22В2Т2 отпуск не допускается. Реко- мендуется облицовка кромок закаливающих- ся хромистых сталей наплавкой электрода- ми ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по режиму для стали с последующей сваркой без отпуска
IX+X1	ЭА-1М2 ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/ 10У)	150—200	Без отпуска	
	,ЭА-1М2Ба ГОСТ 10052—62	08Х19Н10МЗБ • 48А-14 (ЭА-902/14)			
	ЭА-1М2Фа ГОСТ 10052—62	04Х19Н11МЗ КТИ-5		720—760	

1X4-XII	ЭА-2 ГОСТ 10052—62	07Х25Н13	150—200	720—760	Без жидких агрессив- ных сред. Швы нестой- ки против МКК Жаро- стойкость до 650° С без серосодержащих газов
		УОНИ-13ЖЖ-2			
IX+XIII	ЭА-ЗМ6 ГОСТ 10052—62	IPX 16Н25АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	150—200	720—760	То же. Для сталей с содержанием никеля до 35% и не содержащих  ниобия. Жаропрочность до 580° С
	ЭА-1Ба ГОСТ 10052—62	07Х19Н10Б ЦТ-15		750-800	В жидких агрессив- ных средах для сталей с содержанием никеля до 16%. Швы стойки против МКК в исход- ном состоянии после сварки
	ЦТ-28 ТУ ЦНИИТмаш	06Х15Н60М15 ЦТ-28		Без отпуска или отпуск при 720—760	Рекомендуется обли- цовка кромок закали- вающихся хромистых сталей наплавкой элек- тродами ЦТ-28 или АНЖР-1 и отпуск по ре- жиму стали с последую- щей сваркой без отпуска
	АНЖР-1 ТУ ИЭС	ЭП-606 АНЖР-1			
IX4-XIV	ЭАФ-1МФ ГОСТ 10052—62	06Х24Н6ТАФМ Н-48	250—300	750—800	В жидких агрессив- ных средах до 300° С. Швы стойки против МКК после отпуска с бы- стрым охлаждением
166 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	I	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ФЕРРИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ
Таблица 32
Выбор электродов для сварки разнородных сталей
Класа стали	№ группы стали	Типы электродов при сочетании сталей					
		Перлитные					
		I	П	11!	IV	V	VI
Перлитные	1	Э42А, Э42, Э46	Э42А	Э42А, ЭА-ЗМб	Э42А, ЭА-1 Гб, ЭА-2Г6	Э42А	Э-ХМ
	11		48Н-1, Э50А	48Н-1, Э50А, ЭА-ЗМб	Э50А, ЭА-1 Гб, ЭА-2Г6	Э50А, 48Н-1	Э-ХМ, 48Н-1
	III			48Н-1, ЭА-ЗМб	48Н-1, ЭА-ЗМб	48Н-1, ЭА-ЗМб	48Н-1, ЭА-ЗМб
	IV				Э70, ЭА-1Г6, ЭА-2Г6	Э70, ЭА-ЗМб	Э-ХМ, ЭА-ЗМб
	V					Э-ХМ	Э-ХМ
	VI						Э-ХМФ
Класс стали	№ группы стали "	Типы электродов при сочетании сталей					
		Ферритные и феррито-мартенситные					
		VII		VIII		IX	
Перлитные	I	Э-ХМ, ЭА-2		ЭА-2, ЭАФ-1МФ		Э-ХМ, ЭА-2	
	II	Э-ХМ, ЭА-2		ЭА-2, ЭАФ-1МФ		Э-ХМ, ЭА-2	
	III	48Н-1, ЭА-ЗМб		ЭА-ЗМб, ЭА-1М2		48Н-1, ЭА-ЗМб	
1 *	1			1			

								
Перлитные	IV	48Н-1, Э-ХМ		ЭА-2, ЭАФ-1МФ			48Н-1, Э-ХМ	
	V	Э-ХМФ		ЭА-2, ЭАФ-1МФ			Э-ХМФ	
	VI	Э-ХМФБ, Э-ХМФ		ЭА-2, ЭАФ-1МФ			Э-ХМФБ, Э-ХМФ	
Ферритные и фер- рито-мартенситные	VII	ЭФ-Х13		ЭАФ-1МФ, ЭФ-Х13, ЭА-2			ЭФ-Х13	
	VIII	*		ЭАФ-1МФ, ЭА-898/21, ЭА-2			ЭАФ-1МФ	
	IX						ЭФ-ХНВМНФ, ЭФ-Х12ВМНФ	
Класс стали	№ группы стали	Типы электродов при сочетании сталей						
		Аустенитные и феррито-аустенитные						
		X	XI		XII	XIII		XIV
1 Перлитные	I	ЭА-1 Гб, ЭА-2Г6, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2	ЭА-ЗМб, ЭА-1М2Ба		ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЦТ-28		ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
	II	ЭА-1 Гб, ЭА-2Г6, ЭА-ЗМб, ЭА-1М2	ЭА-ЗМб, ЭА-1М2Ба		ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЦТ-28		ЭА-ЗМб, ЭАФ-1МФ
168 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	1 СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ФЕРРИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ
Продолжение табл. 32
Класс стали	№ группы стали	Типы электродов при сочетании сталей				
		Аустенитные и феррито-аустенитные				
		X	XI	XII	XIII	XIV
Перлитные	III	ЭА-ЗМ6, ЭА981/15, ЭА-1М2	ЭА-ЗМ6, ЭА-981/15, ЭА-1М2	ЭА-ЗМО	ЭА-ЗМ6	ЭА-ЗМ6, ЭАФ-1МФ
	IV	ЭА-1Г6, ЭА-ЗМ6, ЦТ-28	ЭА-1Г6, ЭА-ЗМ6, ЦТ-28	ЭА-2	ЭА-ЗМ6, ЦТ-28	ЭА-ЗМ6, ЭАФ-1МФ, ЦТ-28
	V	ЭА-2, ЭА-ЗМ6, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2, ЭА-Ж6, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2	ЭА-2, ЭА-ЗМ6, Ц1 -28	ЭА-ЗМ6, ЭАФ-1МФ
	VI	ЭА-2, ЭА-ЗМ6, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2, ЭА-ЗМ6, ЭА-1М2Ба, ЦТ-28	ЭА-2	ЭА-2, ЭА-ЗМ6, ЦТ-28	ЭА-ЗМ6, ЭАФ-1МФ
Ферритные и фер- р ито - марте но ггные	VII	ЭА-2, ЭА-898/21	ЭА-1М2, ЭА-1М2Ба, ЭА-1М2Фа	ЭА-2	ЭА-ЗМб, ЭА-1Ба, ЦТ-28	ЭАФ-1МФ
	VIII	ЭАФ-1МФ, ЭА-898/21	ЭА-1М2, ЭА-1М2Ба	ЭА-2	ЭА-ЗМ6, ЭА-1Ба, ЭА-898/21	ЭАФ-1МФ
	IX	ЭА-2, ЭА-898/21	ЭА-1М2, ЭА-1М2БЗ, ЭА-1М2Фа	ЭА-2	ЭА-ЗМ6, ЭА-1Ба, ЦТ-28	ЭАФ-1МФ
Аустенитные и феррито-аустенитпые	1	Г*1 X	ЭА-la, ЭА-1М2, ЭА-1Ба, ЭА-898/21, ЭА-1М2Ба	1 ЭА-1М2, ЭА-1М2Ба	ЭА-1М2Фа ЭА-2	ЭА-1М2, ЭА-1 Ба, ЭА-1М2Фа	ЭА-1М2, ЭАФ-1МФ
	XI		ЭА-1М2, ЭА-1М2Ба	ЭА-2, ЭА-1М2Ба	ЭА-1М2Ба, ЭА-1Ба	ЭА-1М2Ба
	XII			ЭА-2, ЭА-2С2	ЭА-2, ЭА-1Ба, ЭА-1М2Фа, ЭА-ЗМ6	ЭД-9 ЭАФ-1МФ
	XIII				ЭА-1М2Фа, ЭА-1Ба, ЭА-1В2Ба, ЭА-ЗМ6, ЭА-4ВЗБ2	ЭА-1М2, ЭАФ-1МФ
	XIV					ЭАФ-1МФ, ЭА-1М2
170 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ	|	СОЕДИНЕНИЯ ИЗ ФЕРРИТНЫХ И АУСТЕНИТНЫХ СТАЛЕЙ
172 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
облицовка кромок закаливающихся высокохромистых сталей (гр. VII и IX)
наплавкой электродами с никелевой основой (ЦТ-28, ЦТ-36, АНЖР-1)
и отпуск по режиму стали с последующей сваркой без отпуска. Для
сварки высокохромистых сталей (гр. VII—IX) с хромоникелевыми фер-
рито-аустенитными (гр. XIV), предназначенных преимущественно для
работы в жидких агрессивных средах при температуре до 300° С, пред-
почтительнее применение электродов типа ЭАФ-1МФ по сравнению
с высокохромистыми электродами типов ЭФ-Х13, ЭФ-ХНВМНФ
и др. Это обусловлено более высокой технологической прочностью и кор-
розионной стойкостью металла, наплавленного феррито-аустенитными
электродами, допустимостью большей степени перемешивания основ-
ного металла с наплавленным без образования мартенситных составляю-
щих в структуре металла шва, а также возможностью применения более
низкой температуры предварительного подогрева и т. д.
Рекомендуемые электроды, режимы предварительного подогрева
и отпуска для рассмотренных 15 сочетаний групп разнородных сварных
соединений высокохромистых сталей с аустенитными и феррито-аусте-
нитными приведены в табл. 31. Сводные данные по рекомендуемым типам
электродов для всех рассмотренных сочетаний групп сталей приведены
в табл. 32.
4.	ОСОБЕННОСТИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ИЗ СТАЛЕЙ
РАЗНЫХ СТРУКТУРНЫХ КЛАССОВ
Термическая обработка разнородных сварных соединений произ-
водится с той же целью, что и однородных. Наиболее часто термическая
обработка применяется для снятия остаточных сварочных напряжений.
Остаточные напряжения в разнородных сварных соединениях в ис-
ходном состоянии после сварки имеют характер распределения, анало-
гичный однородным. Различие теплофизических и механических свойств
разнородных сталей оказывает влияние только на величину и ширину
областей эпюр сжимающих и растягивающих напряжений. Однако после
термической обработки распределение остаточных напряжений в разно-
родном и однородном сварных соединениях может быть совершенно раз-
личным [27, 28 j.
В практике для снятия остаточных сварочных напряжений наибо-
лее широко применяется отпуск при температурах, достаточных для
протекания процесса релаксации напряжений в сталях данного струк-
турного класса. Эффективное снятие сварочных напряжений происхо-
дит при отпуске в интервале температур: 600—700° С — для перлитных
сталей, 700—750° С — для высокохромистых ферритных и феррито-мар-
тенситных и 800—850° С — для аустенитных и феррито-аустенитных
сталей.
Отпуск комбинированных сварных соединений из сталей одного
структурного класса, имеющих близкие коэффициенты теплового рас-
ширения, обеспечивает эффективное снятие остаточных напряжений,
так же как и в однородных сварных соединениях.
Совершенно иные результаты получаются при отпуске разнородных
сварных соединений из сталей разных структурных классов в том слу-
чае, если их коэффициенты теплового расширения существенно разли-
чаются, как, например, в сварном соединении перлитной стали с аусте-
нитной (а 12 - 10~в и 17 -104 — соответственно). Нагрев и выдержка
ТЕРМИЧЕСКАЯ ОБРАБОТКА РАЗНОРОДНЫХ СОЕДИНЕНИЙ 173
таких соединений при температурах отпуска также обеспечивает в этом
случае релаксацию остаточных сварочных напряжений, но при после-
дующем их охлаждении по мере восстановления упругих свойств сталей
снова возникают напряжения, обусловленные различием коэффициентов
линейного расширения сталей разных структурных классов. При этом
в стали с большим коэффициентом линейного расширения (аустенитной)
возникают напряжения растяжения, а в стали с меньшим коэффициентом
линейного расширения (перлитной) — возникают уравновешивающие
их напряжения сжатия.
Г раница сплавления
этих сталей является мес-
том резкого перехода эпю-
ры напряжений от растя-
жения к сжатию (перемены
знака), что значительно
ухудшает условия работы
соединения по границе
сплавления.
На рис. 16 по данным
В. Н. Земзина и Л. Д.
Френкеля [27 ] приведен
пример результатов изме-
рения напряжений в свар-
ном разнородном диске,
состоящем из аустенит-
ного обода (ЭИ405) и пер-
литной средней части
(ЭИ415) в состояниях
после отпуска при 650° С
в течение 2 ч и в исходном
состоянии после сварки.
Из приведенных на
рис. 16 эпюр напряжений
Рис. 16. Эпюры остаточных напряжений
в сварном разнородном диске в состоя-
ниях после отпуска при 650° С, 2 ч (а) и
в исходном состоянии после сварки (б)
127}
видно, что после отпуска
растягивающие напряжения в аустенитной стали ЭИ405 достигают
30 кгс/мм2, т. е. близки к пределу текучести данной стали, а в пер-
литной части уравновешивающие напряжения сжатия составляют сп 10
до 30 кгс/мм2. При этом по линии сплавления напряжения скачкооб-
разно изменяют знак от +30 до —30 кгс/мм2 (рис. 16, а).
В исходном состоянии после сварки*.эпюра напряжений имела обыч-
ный характер распределения напряжений, как и в однородном состоя-
нии, с плавным переходом от растягивающих напряжений к сжимающим
(рис. 16, б). Важно отметить, ч?о резкое изменение знака напряжений
по линии сплавления разнородных сталей, имеющих различные коэф-
фициенты теплового расширения, при их отпуске будет иметь место не-
зависимо от скорости охлаждения после нагрева. Поэтому отпуск для
снятия остаточных напряжений в сварных разнородных соединениях,
состоящих из сталей с различными коэффициентами теплового расши-
рения, как правило, производить не следует. Исключение могут состав-
лять случаи, когда отпуск необходим для устранения сильной подкалки
металла в околошовной зоне, так как наличие малопластичной, твердой
мартенситной прослойки нередко является еще более нежелательным,
чем неблагоприятное распределение напряжений в пластичном металле.
174 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Достаточная работоспособность металла околошовной зоны разно-
родных сварных соединений без термической обработки после сварки
может быть обеспечена, если неаустенитные стали содержат до 0,15%
углерода и до 6% в сумме легирующих элементов или до 0,10% углерода
при более высоком содержании легирующих элементов [6]. В указан-
ных случаях рекомендуется также (если позволяет конструкция и техно-
логически это выполнимо) производить наплавку облицовочного слоя
электродами ЦТ-28, ЦТ-36, АНЖР-1 на кромки свариваемых перлитных
сталей и отпуск по режиму стали с последующей сваркой без отпуска.
Наплавленный металл, имеющий никелевую основу (ЦТ-28, ЦТ-36),
обладает в интервале температур 20—600° С коэффициентом линейного
расширения а = (12,1^13,6) 10~б, т. е. он практически равен коэффи-
циенту линейного расширения перлитных сталей а™ (11,8-ь 14,4) 10“6.
Это позволяет устранить подкалку околошовной зоны перлитной стали
и исключить при отпуске наплавленных кромок появление остаточных
термических напряжений, обусловленных различием коэффициентов
теплового расширения разнородных материалов.
5.	ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА МЕТАЛЛА,
НАПЛАВЛЕННОГО ЭЛЕКТРОДАМИ РАЗЛИЧНЫХ МАРОК
Зависимость коэффициентов линейного расширения хромоникеле-
вого наплавленного металла, содержащего 18—22% хрома и различное
количество никеля, от температуры нагрева приведены на рис. 17 [12],
Рис. 17. Зависимость коэффициента
линейного расширения хромонике-
левого наплавленного металла, со-
держащего 18—22% хрома и раз-
личное количество никеля, от тем-
пературы нагрева [12 J
из которого видно, что для всех
составов изменение коэффициен-
тов линейного расширения имеет
прямолинейную зависимость,
что закономерно для всех метал-
лов, нагреваемых в области тем-
ператур без полиморфных пре-
вращений. Значения коэффици-
ентов линейного расширения ме-
талла, наплавленного электро-
дами различных марок, и их
изменения в зависимости от
температуры нагрева, по данным
работы [28], приведены в табл. 33
и по данным автора — в табл. 34.
Из данных табл. 34 видно, что
с увеличением количества фер-
ритной составляющей в струк-
туре хромоникелевого наплав-
ленного металла коэффициент
его линейного расширения
уменьшается.
С увеличением температуры
соответственно возрастает и ко-
эффициент линейного расширения наплавленного металла, но зависи-
мость его величины от содержания ферритной фазы сохраняется на
том же уровне до температуры 400э С. При более высоких температу-
рах, соответствующих а—^-превращению, это различие исчезает.
ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА
175
Структура наплавленного металла		Перлитная	Ферр ито-мартенсит- ная		Аустените-феррит- ная	1	к га п- Ё X н CJ	Аустенито-карбидная	Сплав на никелевой основе	
а‘10~*в в интервале температур в °C	20—700	13,9		1	18,2	1		15,4	1	
	20-600	13,6	12,4		17,8	16,0		15,0	13,6	
	20-400	13,4	11,6		16,8	15,4		14,2	г- 04 г—е	
	S 04 1 8	I1 1	10,5		15,4	14,6		13,6	г^] 04	
Марка электрода		УОНИ-13/45	12X13	УОНИ- 13/НЖ-2	04Х19Н11МЗ КТИ-5	10Х16Н25АМ6	48А-9	ЗОХ15Н35ВЗБЗТ КТИ-7	Ю 2 о Ю ^“=•1 X СО О	ЦТ-28
Тип электрода		Э42А	ЭФ-Х13		ЭА-1М2Фа	£ СО 1		ЭА-4ВЗБ2	1	
176 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
Структура наплавленного металла		Аустепито-ферритная (3% а-фазы)	А усте н ито-фе р р итн ая (4% а-фазы)	Ау стен ито -ферритная	(07о а-сразы)	Аустенито-ферритная (18% а-фазы)	Феррито-аустенитная (40% а-фазы)	Аустенитная	Перлитная ... 		 	
а-Ю“в в интервале температур в °C	§ ! О	j 19,4	3‘61	19,0		17,7	со 1< F  С	18,1	6’91
	200-300	18,3	17,9	17,8		16,6	16,3	17,1	ОО <г>
	006—001	ю	17,2	17,2		15,8	со СО	16,6	14,2
	20-100	16,4 1	16,3	15,7		14,9	14,4	СО in	ОО СЧ т—4
Марка электрода		04Х19II9 УОНИ-13/НЖ-2	04Х19Н11МЗ 48А-10У 		 _	:	04Х19Н11МЗ	КТИ-5	08Х19Н9Ф2С2 48А-11	08Х25Н5ТМФ Н-48	10Х16Н25ЛМ6 48А-9К	л КЗ-70
Тип электрода		ЭА-1а	ЭА-1 М2	ТО е сч 1 Г)		ЭА-1Ф2	I ЭАФ-1МФ	ЭА-ЗМб	1 Э70 г
ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА	(77
Таким образом, применение отпуска для снятия остаточных напря-
жений в разнородных сварных соединениях перлитных сталей с аусте-
нитными и высокохромистых ферритных (феррито-мартенситных) с аусте-
нитными, как правило, не рационально, так как вследствие большого
различия коэффициентов теплового расширения остаточные напряже-
ния но снижаются независимо от скорости охлаждения при отпуске,
а только перераспределяются с резким изменением знака напряжений
по линии сплавления разнородных металлов, что может привести в ряде
случаев не к повышению, а, наоборот, к снижению работоспособности
соединения [27, 28 ].
В табл. 35 приведены значения теплопроводности к в зависимости
от температуры металла, наплавленного электродами различных марок
перлитного и аустенитного классов. С увеличением степени легирова-
ния металла, наплавленного перлитными электродами, теплопровод-
ность его заметно уменьшается. При температуре 100е С теплопровод-
ность металла, наплавленного электродами марки УОНИ-13/45 (Э42А)?
составляет 0,135 кал/см-сек-град, а металла, наплавленного электро-
08/ХМФ X п .	Qr()Z
да ми марки t. „7.777=-°»1 кал/см • сек-град, т. е. примерно на 25 %
ЦЛ-Д)Ь
меньше (см. табл. 5 и 35).
С повышением температуры теплопроводность перлитного на-
плавленного металла уменьшается, при этом более резко у менее
легированного. При температуре 600° С теплопроводность металла,
наплавленного электродами указанных марок различается только
на 15%.
Теплопроводность аустенитного наплавленного металла при темпе-
ратуре 100е С примерно в три раза меньше, чем перлитного (табл. 35).
Однако с повышением температуры теплопроводность аустенитного
наплавленного металла повышается, и при 600° С она меньше, чем у пер-
литного, только в 1,5 раза.
Отличие в легировании и соответственно в структурном состоянии
металла, наплавленного аустенитными электродами различных марок,
практически не оказывает влияния на его теплопроводность.
Химические составы металла, наплавленного электродами марок
ЭА-400/10У (ЭА-1 М2) и ЭА-395/9К (ЭА-ЗМб), существенно различаются
(табл. 6). Соответственно они имеют аустенито-ферритную (ЭА-400/10У)
и однофазную глубокоаустенитную (ЭА-395/9К) структуры (см. рис. 2).
При этом теплопроводность металла, наплавленного электродами обеих
марок, одинакова в интервале температур 100—600° С (табл. 35).
Значения модуля нормальной упругости Е металла, наплавленного
перлитными электродами различных марок в зависимости от темпера-
туры приведены в табл. 36.
Аналогичные сведения по данным работы [30 ] приведены на рис. 18
для металла сварных швов, выполненных как перлитными (Э-ХМФ),
так и высоколегированными феррито-мартенситными (ЭФ-Х13), феррит-
ными (ЭФ-Х25) и аустенитными (ЭА-1 М2 Фа) электродами.
Испытывались образцы, вырезанные вдоль оси многослойных на-
плавок и сварных швов. Модуль нормальной упругости определялся
радиотехническим и статическим методами, результаты которых давали
хорошее совпадение [30 ].
Из приведенных в табл. 36 и на рис. 18 результатов испытаний
видно, что модуль упругости перлитного наплавленного металла и
свавных швов," а также металла сварных швов, выполненных
7 И. А. Закс
Таблица 35
Теплопроводность наплавленного металла в зависимости от температуры
Тип электрода	Марка электрода	X, кал/см«сек-град, при температуре, °C					
		100	200	300	400	500	600
Э42А	УОНИ-13/45	0,135	0,125	0,120	0,110	0,100	0,095
Э50А	УОНИ-13/55	0,125	0,120	0,110	0,105	0,095	0,090
Э-ХМ	08ХМ УОНИ-13/45	0,110	0,100	0.095	0,085	0,085	0,080
Э-ХМФ	08ХМФА ЦЛ-20Б	0,100	0,095	0,090	0,085	0,080	0,080
ЭА- 1М2	04 X 19Н11МЗ 48А-10У (ЭА-400/10У)	0,035	0,040	0.045	0,050	0,055	0,060
 **	08Х19Н10Г2Б 48А-21 (ЭА-898/21)	0,040	0,045	0,050	0,055	0,060	0,065
ЭА-ЗМ6	10X161125 АМ6 48А-9К (ЭА-395/9К)	0,035	0,040	0,045	0,050	0,055	0,060
Таблица 36
Модуль нормальной упругости наплавленного металла в зависимости от температуры
Тип электрода	Марка электрода	Е, кгс/мм2, при температуре, “С						
		20	100	200	300	400	500	600
Э42А	УОНИ-13/45	21 000	20 300	19 900	19 000	18 200	17 200	16 000
Э50А	УОНИ-13/55	21 100	20 800	20 500	20 000	19 100	18 000	16 500
Э-ХМ	08 ХМ УОНИ-13/45	20 700	20 600	20 400	20 000	19 000	17 800	17 200
Э-ХМФ	08ХМФА ЦЛ-20Б	21 500	20 900	20 200	19 500	18 600	17 700	17 200
178 ^ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ I ______________________ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА
180 ЭЛЕКТРОДЫ ДЛЯ СТАЛЕЙ С РАЗНОРОДНОЙ СТРУКТУРОЙ
высокохромистыми феррито-мартенситными и ферритными электрода-
ми, совпадает с величиной модуля нормальной упругости кованых
сталей соответствующего структурного класса.
При нормальной температуре величина его составляет (2,0—2,1 )Х
X 104 кгс/мм2. С увеличением температуры модуль упругости наплав-
ленного металла и сварных швов, выполненных электродами указанных
типов, снижается, и во всем исследованном интервале температур (20—
600° С) его величина практически совпадает со значениями для кованых
сталей.
ЕЮ*кгс/мм2
500 550 600Ю
Рис. 18. Зависимость модуля
нормальной упругости от
температуры испытания ме-
талла сварных швов, выпол-
ненных электродами типов
Э-ХМФ (/); ЭФ-Х13 (2);
ЭФ-Х25 (3) и ЭА-1М2Фа (4)
[30 J
Рис. 19. Изменение модуля
нормальной упругости ме-
талла сварных швов в зави-
си мости от степени переме-
шивания аустенитного метал-
ла с ферритным (а) и пер-
литным (б) [30]
Наряду с этим для металла сварных швов, выполненных аустенит-
ными электродами, величина модуля упругости составляет 1,5 X
X 10* кгс/мм2, т. е, на 25% меньше, чем у кованой аустенитной стали
(рис. 18). Это различие сохраняется во всем интервале температур
(до 600° С).
Исследованиями В. Н. Земзина и Е. А. Чеховера [30] показано, что
термическая обработка, включая аустенитизацию, мало изменяет вели-
чину модуля нормальной упругости. В то же время величина модуля
упругости аустенитного металла, полученная на образцах, вырезанных
поперек оси многослойных наплавок, больше, чем вдоль оси и составляет
в среднем (1,9ч-2,0) 104 кгс/мм-.
Указанная анизотропия модуля упругости отмечается только у аус-
тенитного наплавленного металла и сварных швов, что характерно
также для металла аустенитных отливок и связано с наличием текстуры
литого металла.
С увеличением содержания феррита в аустенитном металле шва
его модуль упругости увеличивается и при содержании 50% феррита
ФИЗИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛА 181
достигает (2,04-2,1) 104 кгс/мм2 (рис. 19, а). При перемешивании аусте-
нитного наплавленного металла с перлитной сталью заметный рост
модуля упругости отмечается при степени перемешивания более 20%
(рис. 19, б).
Вследствие отклонения величины модуля упругости аустенитных
швов от его среднего значения для деформированных сталей в сварных
соединениях появляются дополнительные напряжения, которые могут
достигать 50% и более от уровня основных рабочих напряжений [30].
При опенке напряженного состояния сварных соединений из аустенит-
ных сталей, а также из разнородных сталей это необходимо учитывать
расчетом.
Примечаки е. Для электродов типов Э85. Э100, 3125, Э145 механические свойства указаны после термической обработки соответ- ственно паспорту на электроды.	W	Ф	Ф	Ф	О?	Ф	Ф оо	-ч	ф	ел ф»	Ю	о	СЛ	О	о	О сл	ел	о	>			Э50 Э50А Э55	0)	0J	ц?	ц?	О; Ф*	Ф»	Ф»	А*	СО Ф	ф	ND	ГО	Ф»		Типы электродов			
	X	Го	Ф	СО *4	Ф	Ф сл	си	О	Сл О	О	О			СЛ СЛ СЛ СЛ о о	ф» А» фь фь СО Ф О ND N3 фь		не менее	j	"в кгс/мма	металла шва или ; наплавленного ме- талла при приме- нении электродов диаметром более 2,5 мм	Механические свойства
	СЛ О Ф ЬО ЬО 00 ф			to К> Ь- О О ф	КЗ •“ N3 *““ К> 00 Ю 00			в». %		
	4а. л*. сл сл ф Ф Ф			W сГ о	Ф- 00 Ф» 00			ан кгс*м/с№		
	I I I I	I I		СЛ СП СЛ СЛ о о	А Л А А « ф Ф ND ND Ф»			% кгс/ммг	сварного соединения при приме- нении элек- тродов диа- метром 2,5 мм и менее	
	I I I I	I I		к* »— д сл ю ООО	1—1	к—	1—»	>—• СЛ	ND	00	ND	W О	О	О	О	О			Угол загиба, град.		
	о р	Фр ф	о	о	о	о	Ъ	о фа.	фь	фь	ф»	ф.	ф»	фь			ООО *• ** •* ООО Ф* rf* СЛ	р	р	р	Ф	р о	Ф	о	о	о •N	СЛ	СЛ	СЛ		нс более	СЛ	Содержание в металле шва или наплавлен- ном металле. %	
	ф	р	р	о	о	р	р о	о	о	о	о	о	о фь	фъ	Ф*	Ф*-	Ф*	Ф*	Ф*-			0,05 0,04 0,04	Ф	О	О	Ф	р о	О	О	О	Ф А	СЛ	СЛ	СЛ			•с		
	прочности	Для сварки легированных сталей повы- I немилй		Для сварки среднеуглеро- дистых и низ- колегирован- ных с галей	Для сварки малоуглероди- стых и низко- легированных сталей		Основное назначение			
ПРИЛОЖЕНИЕ П
00
to
Электроды металлические для дуговой сварки теплоустойчивых сталей
(ГОСТ 9467—60)
Типы электродов	Механические свойства при 20а С			Химический состав, %								
	% кгс/мм*	в„ %	ан К ГС • м/см s	с	Si	Мп	Сг	Мо	V	Nb	S	Р
	не менее										нс более	
э-м э-мх э-хм Э-ХМФ Э-ХМФБ Э-Х2МФБ Э-Х5МФ	50 50 50 50 55 55 55	18 18 16 16 14 14 14	GO СО 00	00 GO СО GO	0,06- 0,12 0,06— 0,12 0,06— 0,12 0,08— 0,13 0,08— 0,13 0,08- 0,13 0,08— 0,13	Не более 0,35 Не более 0,35 0,15—0,45 0,15—0,45 0,15—0,45 0,15—0,45 0,15—0,45	0,4- 0,8 0,4— 0,8 0,5— 0,9 0,5— 0,9 0,5— 0,9 0,5— 0,9 0,5— 0,9	0,3— 0,6 0,7- 1,0 0,8— 1,2 1,0- 1,4 • 2,4- 3,0 4,5- 5,0	0,40— 0,70 0.40— 0,70 0,40— 0,70 0,40- 0,70 0,70— 1,00 0,70— 1,00 0,40— 0,70	0,10- 0,35 0,15— 0,40 0,25— 0,50 0,10— 0,35	0,10— 0,25 0,35— 0,65	0,05 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04	0,05 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04 0,04
Примечание- Нормы механических свойств указаны после термической обработки соответственно паспорту
на электроды
hw4
184
ПРИЛОЖЕНИЯ
Электроды металлические для дуговой сварки высоколеги
Типы электродов	Химический состав.					
	С	Si	Мп	Сг	Ni	Mo
ЭА-1	До 0,08	До 1,20	До 2,00	18,5— 22,5	7,0- 9,8	
ЭА-1 а	До 0,10	До 1,20	До 2,00	18,5— 21,5	7,5- 9,8	
ЭА-1 Б	До 0,12	До 1,30	До 2,50	18,0— 23,0	8,0— 10,4	
ЭА-1 Ба	До 0,12	0,15— 0,80	До 2,20	17,5— 21,5	8,5— 10,4	
ЭА-1В2Б	До 0,12	0,15— 0,55	1,50— 2,20	17,5— 21,5	8,0— 10,4	
ЭА-1В2Ба	До 0,12	0,15— 0,55	1,50— 2,20	16,0— 20,5	8,5— 10,4	
ЭА-1 Гб	До 0,13	До 1,50	5,00— 7,00	17,0— 21,0	8,0— 11,0	—
ЭА-1М2Ф	До 0,13	До 1,00	До 3,00	16,5— 22,5	7,5— 12,5	1,80— 3,30
ЭА-1М2Фа	До 0,13	До 1,00	До 3.00	16,5- 20,5	8,5- 12,5	1,80— 3,30
ЭА-1М2	До 0,10	До 0,60	До 3,00	16,5— I 21,5 i	9,0- 12,0	2,00— 3,10
ПРИЛОЖЕНИЯ
186
ПРИЛОЖЕНИЕ III
рованных сталей с особыми свойствами (ГОСТ 10052—62)
%					Содержание фер- ритной фазы, %	Стойкость против МК К при испытании по ГОСТ 6032—58	Механические свойства при тем- пературе 20° С		
	Nb	р	S	Прочие эле- менты			’в кгс/мм3	в(. %	 ан : кгс-м/см8 1
		не более					не менее		
	—	10,030 i		0,020		6,0—15,0	*	55,0	30,0	10,0
	 •	0,030	0,020		2,5—7,0		53,0 !	30,0	12,0
• —	0,7—1,30, но не ниже 8<	0,030	0,020	*—	2,5—12,0		58,0	22,0	6,0
	0,65—1,00, ио не ниже 8-С	0,030	0,020		2,5—5,5	*	60,0	24,0	8,0
	0,65—1,00, но не ниже 8-С	0,030	0,020	W 1,30— 1,80	5,5—13,0	*	63,0	22,0	6,0
	0,65—1,00, но не ниже 8-С	0,030	0,020	W 1,30— 1,80	2,5—5,5	*	60,0	25,0	8,0
	—	0,040	0,020	—	Не нор- мируется	*♦	55,0	25,0	9,0
	 нН»	0,035	0,020	V 0,30— 0,75	5,5—10,0	*	60,0	28,0	8,0
		0,035	0,020	V 0,30— 0,75	2,0—5,5	**	58,0	30,0	10,0
	  1	0,035	0,020	—	5,0—12,0	*	55,0	25,0	8,0
186
ПРИЛОЖЕНИЯ
ПРИЛОЖЕНИЯ
187
Продолжение при лож. ill
Тип» электродов	Химический состав,		п/ 1											Содержание фер- ритной фазы, %	Стойкость против МКК при испытании по ГОСТ 6032—58	Механические свойства при тем- пературе 20е С		
	G	Si	Мл	С»г	Ni	Мо		Nb	р	S	Прочие эле- менты			кгс/мм5	6., %	ян КГС'М/СМ2
									не более					не менее		
ЭА-1М2Б	До 0,09	До 1,20	До 2,50	17,0— 21,0	9,5— 12,2	1,80— 2,80		0,60—1,20, по не ниже 8-С	0,035	0,020	—	5,0—15,0	*	60,0	22,0	7,0
ЭА-1М2Ба	До 0,13	До 1,20	До 2,50	16,5— 21,5	8.0— 12,5	1,80— 2,80		0,70—1,30, ио не ниже 8-С	0,035	1 0,020		2,5—10,0	«	60,0	24,0	1 7,0
ЭА-1Ф2	До 0,12	До 1,30	До 2,00	17,5- 20,5	7,2- 10,5	—		—	0,035	0,025	V 1,50— 2,50	Нс менее 5,5	*	65,0	22,0	6,0
ЭА-2	До 0,12	По 1,00	До 2,50	23,0- 27,0	11,5— 14,0	—		—	0,030	0,020		11е менее 2,5		55,0	25,0	9,0
ЭА-2Б	До 0,12	До 1,00	До 2,50	21,0— 25,5	11,0— 14,0	—		0,70—1,30, но не ниже 8-С	0,030	0,020		Не менее 2,5	*	60,0	24,0	7,0
ЭА-2Г6	0,15— 0,25	До 0,50	5,00— 7,00	22,0— 26,0	15,0— 19,0	——		11	0,035	0,020	 	Не нор- мируется	**	55,0	25,0	9,0
ЭА-2С2	До 0,14	1,20— 2,20	До 2,00	22,0— 25,0	12,8— 15,0	—		—	0,030	0,020		Не менее 2,5	**	60,0	24,0	6,0
ЭА-ЗМ6	0,08— 0,15	0,15— 0,50	1,00— 2,20	14,0— 17,0	23,5— 27,3	5,00— 7,00	-1 1		0,030	0,020	N 0,10— 0,15	Не нор- мируется	**	60,0	30,0	10,0
ЭА-ЗМ9	0,08— 0,15	0,15— 0,50	1,00— 2,00	13,0— 17,0	22,5— 27,0	7,00— 10,0			0,030	0,020				60,0	30,0	10,0
188
ПРИЛОЖЕНИЯ
Типи электродов	Химический состав.					
	С	Si	Mil	С г	Ni	Мо
ЭА-4ВЗБ2	0,25— 0,32	До 0,50	1,50— 2,50	14,0— 16,0	34,0— 36,0	 
ЭАФ-1	До 0,09	0,20— 0,70	hoo- doo	20,5— 24,5	7,0- 9,5	
ЭАФ-1МФ	До 0,12	До 1,00	До 1,20	24,0— 27,0	4,2- 5,7	До 0,12
ЭФ-ХПМНФ	0,09— 0,15	0,30- 0,80	0,50- 1,00	9,5— 11,5	0,6— 0,9	0,60— 0,90
ЭФ-ХНВМНФ	0,09— 0,15	0,30— 0,80	0,50— 1,10	9,5- 11,5	0,6— 0,9	0,60— 0,90
ЭФ-Х12ВМНФ	0,11— 0,16	До 0,50	0,30— 0,80	10,0— 12,5	0,7- 1,2	0,90— 1,20
ЭФ-Х13	0,08— 0,16	0,40— 1,00	0,50— 1,50	11,0— 14,5	До 0,6	—•
ЭФ-Х17	До 0,14	До 1,00	До 1,50	15,0— 18,0	До 2,0	•HI  
Примечания:
1. Для электродов ЭФ-Х13, ЭФ-ХНМНФ. ЭФ-ХНВМНФ и ЭФ-Х12ВМНФ
ботки в соответствии с паспортами электродов: для остальных электродов —
2. Для электродов диаметром 2,5 мм и менее механические свойства ме
3. Одна звездочка означает, что стойкость против МКК испытывается по
нормируете?'
ПРИЛОЖЕНИЯ
189
Продолжение при лож. Ill
IV .0				Содержание фер- ритной фазы, %	Стойкость против МКК при испытании по ГОСТ 6032—58	Механические свойства при тем- пературе 20° С		
Nb	Р -	S	Прочие эле- менты			% кгс/мм8	4.0 «О	йн кгс«м/см2
	не более					не менее		
	1,9—2,5	0,025	0,015	W 2,40— 3,40	Не норми- руется	»#	62,0	18,0	6,0
		0,030	0,020	—		**	65,0	20,0	7,0
		0,035	0,020	N 0,10— 0,20 V до 0,12		#*	70,0	18,0	4,0
		0,035	0,030	V 0,20— 0,40			75	15,0	5,0
—	—	0,035	0,030	W 0,80— 1,30 V 0,20— 0,40		*♦	80,0	14,0	5,0
		0,035	0,030	W 0,90— 1,40 V 0,20— 0,40			75,0	12,0	4,0
		0,035	0,025	—		»»	60,0	16,0	5,0
		0,035	0,025	—			65,0	-	—
нормы показателей механических свойств указаны после термической обра-
в состоянии посте сварки.
талла швов не являются приемно-сдаточной характеристикой.
методу AM ГОСТ 6032—58 без провоцирующего отпуска; две звездочки — не
190	ПРИЛОЖЕНИЯ Марки и химический состав стальной						
Марка проволоки		1				
		С	S1	Мп	Сг	
Низкоуглеродистая	Св-08	Не более 0,10	Не более 0,03	0,35— 0,60	Не более 0,15 Не более 0,12	
	Св-08А	Не более 0,10	Не более 0,03	0,35— 0,60		
	Св-08АА	Не более 0,10	Нс более 0,03	0,35- 0,60	Не более 0,10	«Л
	Св-08ГА	Не более 0,10	Не более 0,03	0,80— 1,10	Не более 0,10	
	Св-ЮГА	Не более 0,12	Не более 0,03	1,10— 1,40	Не более 0,20	
	Св-10Г2	Не более 0,12	Не более 0,03	1,50— 1,90	Не более 0,20	
Легированная		1	Св-08ГС	Не более 0,10	0,60—0,85	1,40— 1,70	Не более 0,20	
	Св-12ГС	Не более 0,14	0,60—0,90	0,80— 1,10	Не более 0,20	
	Св-08Г2С	0,05—0,11	0,70—0,95	1,80— 2,10	Не более 0,20	
	Св-ЮГН	Не более 0,12	0,15—0,35	0,90— 1,20	Не более 0,20	
	Св-08ГСМТ	0,06-0,11	0,40—0,70	1,00- 1,30	Не более 0,30	_и
	Св-15ГСТЮЦА (ЭП-439)	0,12—0,18	0,45—0,85	0,60- 1,00	Не более 0,30	
	Св-20ГС ГЮА	0,17—0,23	0,60—0,90	0,90— 1,20	Не более 0,30	
ПРИЛОЖЕНИЯ
191
ПРИЛОЖЕНИЕ IV
сварочной проволоки (ГОСТ 2246—70)
Химический состав, %						
	Ni	Мо	Ti	S	р	Прочие элементы
				не более		
	Не более 0,30	—	*—	0,040	0,040	А1 не более 0,01
	Не более 0,25	-		0,030	0,030	
	Не более 0,25	—		1 0,020	0,020	
	Не более 0,25		—	' 0,025	0,030	—
	Не более 0,30		—	! 0,025	0,030	
	Не более 0,30		—-	0,030	0,030	—
	Не более 0,25	 		0,025	0,030	—
	Не более 0,30	—	—	0,025	0,030	
	Не более 0,25	—	—	0,025	0,030	—
	0,90—1,20	—•		0,025	0,030	—
	Не более 0,30	0,20—0,40	0,05—0,12	0,025	0,030	—
	Не более 0,40	—	0,05—0,20	0,025	0,025	А1 0,20—0,50, Zr 0,05-0,15, Се не менее 0,4
	Не более 0,40		0,10—0,20	0,025	0,025	А1 0,20—0,50, Се 0,30—0,45
192
ПРИЛОЖЕНИЯ
	Марка проволок»					
		с	41	Мп	Сг	
	Св-18ХГС	0,15—0,22	0,90—1,20	0,80— 1,10	0,80— 1,10	
	Св-ЮНМА Св-08МХ	0,07—0,12 0,06—0,10	0,12—0,35 0,12—0,30	0,40— 0,70 0,35— 0,60	Не более 0,20 0,45— 0,65	
	Св-08ХМ	0,06—0,10	0,12—0,30	0,35— 0,60	0,90— 1,20	
	Св-18ХМА	0,15—0,22	0,12—0,35	0,40- 0,70	0,80— 1,10	
	Св-08ХНМ	Не более 0,10	0,12—0,35	0,50- 0,80	0,70— 0,90	
Св-08ХМФА
0,06—0,10
0,12—0,30
Легированная
0,35—	0,90—
0,60	1,20
Не более	0,40—	1,40—
0,35	0,70	1,80
Св-ЮХМФТ
0,07—0,12
Св-О8ХГ2С	0,05—0,11	0,70-0,95	1,70— 2,10	0,70— 1,00	
Св-08ХГСМА	0,06—0,10	0,45—0,70	1,15— 1,45	0,85— 1,15	
Св-10ХГ2СМА	0,07—0,12	0,60—0,90	1,70— 2,10	0,80— 1,10	
Св-08ХГСМФА	0,06—0,10	0,45—0,70	1,20— 1,50	0,95— 1,25	
Св-04Х2МА	Не более 0,06	0,12—0,35	0,40— 0,70	1,80— 2,20	
Св-13Х2МФТ	0,10—0,15	Не более 0,35	0,40— 0,70	1,70— 2,20	
ПРИЛОЖЕНИЯ
193
Продолжение при лож. IV
Химический состаь, %						
1	Ni	Мо	Т1	S	р	Прочие элементы
				нс более		
	Не бочее 0,30		*—	0,025	0,030	” 
	1,00—1,50	0,40—0,55	—	0,025	0,020	 
! '	Не более 0,30	0,40—0,60		0,025	0,030	—
	Не более 0,30	0,50—0,70	—			
	Не более 0,30	0,15—0,30		0,025	0,025	
	0,80—1,20	0,25—0,45	—	0,025	0,030	1 1
	Не более 0,30	0,50—0,70		0,025	0,025	V 0,15—0,30
		0,40—0,00	0,05—0,12	0,030	0,030	V 0,20—0,35
	Не более 0,25	—		0,025	0,030	
	Не более 0,30	0,40—0,60	 	0,025	0,025	
			—	0,025	0,025	
		0,50—0,70	*—•	0,025	0,025	V 0,20—0,35
	Не более 0,25	0,50—0,70		0,020	0,025	
	Не более 0,30	0,40—0,60	0,05—0,12	0,030	0,030	V 0,20—0,35
	194		ПРИЛОЖЕНИЯ						
	Марка проволоки								
				с	Si	Мп		Сг	
	Легированная	Св-08ХЗГ2СМ		Не более 0,10	0,45—0,75	2,00— 2,50		2,00— 3,00		
		Св-08ХМНФВЛ		0,06—0,10	0,12—0,30	0,35— 0,60		1,10— 1,40	.....
		Св-08ХН2М (ЭИ-582)		i Не более 0,10	0,12—0,30	0,55— 0,85		0,70— 1,00	* ч
		' Св-10ХН2ГМТ (ЭИ-984) Г		0,07—0,12	0,12—0,30	0,80— 1,10		0,30— 0,60	
		( 1	2в-08ХН2ГМТА ЭП-111)	0,06—0,11	0,12—0,30	0,80— 1,10		0,25— 0,45	
		Св-08ХН2ГМЮ		0,06—0,11	0,25—0,55	1,00— 1,40		0,70— 1,10	
		Св-08ХН2Г2СМЮ		0,06—0,11	0,40—0,70	1,50— 1,90		0,70— 1,00	
		Св-ОбНЗ		Не более 0,08	Не более 0,30	0,40— 0,70		Не более 0,30	
		Св-10Х5М		Не более 0,12	0,12—0,35	0,40— 0,70		4,00— 5,50	 ч
	Высоколегированная	Св-12ХННМФ		0,08—0,15	0,25—0,55	0,35— 0,65		10,50— 12,00	j
		Св-10Х11НВМФ		0,08—0,13	0,30—0,60	0,35— 0,65		10,50— 12,00	4
		Св-12Х13		0,09—0,14	0,30—0,70	0,30— 0,70		12,00— 14,00	
		Св-20Х13		0,16—0,24	Не более 0,60	Не более 0,60		12,00— 14,00	i
		Св-06 X 14		Не более 0,08	0,30—0,70	0,30— 0,70		13,00— 15,00	
ПРИЛОЖЕНИЯ
195
Продолжение прилож. IV
Химический состав, %						
	N1	Мо	Г1	S 1 Р не более		Прочие элементы
* -	Не более 0,30	0,30—0,50	 	0,030	0,030	
	0,65—0,90	0,80—1,00	—	0.025	0,025	V 0,20—0,35, Nb 0,10-0,23
	1,40—1,80	0,20—0,40	——*—	0,025	0,030	 ’
	1,80—2,20	0,40—0,60	0,05—0,12	0,025	0,030	
	2,10—2,50	0,25—0,45	0,05—0,12	0,020	0,025	—
	2,00—2,50	0,40—0,65		0,030	0,030	Al 0,06—0,18
		0,45—0,65				0,030	0,030	Al 0,06—0,18
	3,00—3,50	 '	 •	0,025	0,030	“ 
	Не более 0,30	0,40—0,60	—	0,025	0,030	— '
	0,60—0,90	0,60—0,90	 	0,025	0,030	V 0,25—0,50
	0,80—1,10	1,00—1,30	1 1	0,025	0,030	V 0,25—0,50, W 1,00—1,40
	Не более 0,60	—		0,025	0,030	
	——	—		0,025	0,030	•	 -
	Не более 0,60		—	0,025	0,030	
196
ПРИЛОЖЕНИЯ
Марка проволоки						
		(3	Si	Мп	Сг	
		 Высоколегированная	Св-08Х14ГНТ	Не более 0,10	0,25—0,65	0,90— 1,30	12, SO- 14, 50	
	Св-10Х17Т	Не более 0.12	Нс более 0,80	Не более 0,70	16,00— 18,00	
	Св-13Х25Т	Не более 0,15	Не более 1,00	Не более 0,80	23,00— 27,00	
	Св-06Х24Н6ТЛФМ (ЭП-401)	Нс более 0,08	Нс более 0,70		23,GO- 25,50	
	Св-01 Х19Н9	Не более 0,03	0,50—1,00	1,00— 2,00	18,00— 20,00	1
	Св-01Х19Н9	Нс более 0,06	0,50—1,00	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
	Св-08Х16Н8М2 (ЭП-377)	0,05—0,10	Не более 0,60	1,50— 2,00	15,00— 17,00	
	С.В-08Х18Н8Г2Б (ЭН-307)	0,05—0,10	0,30—0,70	1,80— 2,30	17,50— 19,50	
	Св-07Х18Н9ТЮ	Не более 0,09	Не более 0,80	Не более 2,00	17,CO- 19,00	
	Св-06Х19Н9Т	Не более 0,08	0,40—1,00	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
	Св-04Х19Н9С2	Не более 0,06	2,00—2,75	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
	Св-08Х19Н9Ф2С2	Не более 0,10	1,30—1,80	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
	Св-03 Х19119ФЗС2	Не более 0,07	1,30—1,80	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
	Св-07Х19П10Б	0,05—0,09	Не более 0,70	1,50— 2,00	18.50— 20,50	
ПРИЛОЖЕНИЯ
197
Продолжение при лож. IV
	Химический состав, %					
	N:	Мо	Ti	S	р	Прочие элементы
				ие более		
	0,40—0,90	—	0,60—1,00	0,025	0,035	
——	Не более 0,60		0,20—0,50	0,025	0,035	—•—*
	Не более 0,60		0,20—0,50	0,025	0,035	
	5,50—6,50	0,06—0,12	0,08—0,20	0,018	0,030	V 0,08—0,15, N 0,10—0,20
	8,00—10,00		—	0,015	0,025	—
	8,00—10,00		—	0,018	0,025	
	7,50—9,00	1,50—2,00		0,018 ч 	0,025	
	8,00—9,00	—		0,018	0,025	1 Nb 1,20—1,50
	8,00—10,00	—	1,00—1,40	0,015	0,030	Al 0,60—0,95
	8,00—10,00	 	0,50—1,00	0,015	0,030	
	8,00—10,00		—	0,018	0,025	—
	8,00—10,00		 —	0,025	0,030	V 1,80—2,40
	8,00—10,00	—	—	0,025	0,030	V 2,20—2,70
	9,00—10,50	—	“—	0,018	0,025	Nb 1,20—1,50
198
ПРИЛОЖЕНИЯ
Марка пронолокм		с:	S;	Мп	Сг	
	Св-08Х19Н10Г2Б (ЭИ-898)	0,05—0,10	0,20—0,45	1,80— 2,20	18,50— 20,50		
Высоколегированная
Св-06Х19Н10МЗТ	Не более 0,08	0,30—0,80	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
Св-08Х19И10МЗБ (ЭИ902)	Не более 0,10	Не более 0,60	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
Св-04Х19Н11МЗ	Не более 0,06	Не более 0,60	1,00— 2,00	18,00— 20,00	
Св-05Х20Н9ФБС (ЭИ-649)	Не более 0,07	0,90—1,50	1,00— 2,00	19,00— 21,00	
Св-08Х20Н9С2БТЮ (ЭП-156)	Не более 0,10	2,00—2,50	1,00— 2,00	19,00— 21,00	
Св-06Х20Н11МЗТБ (ЭП-89)	Не более 0,08	0,50—1,00	Не более 0,80	19,00— 21,00	
Св-10Х20Н15	Не более 0,12	Не более 0,80	1,00— 2,00	19,00— 22,00	
Св-07Х25Н12Г2Т (ЭП-75)	Не более 0,09	0,30—1,00	1,50— 2,50	24,00— 26,50	
Св-06Х25Н12ТЮ (ЭП-87)	Не более 0,08	0,60—1,00	Не более 0,80	24,00— 26,50	
СВ-07Х25Н13	Не более 0,09	0,50—1,00	1,00— 2,00	24,00— 26,50	
Св-08Х25Н13БТЮ (ЭП-389)	Не более 0,10	0,60—1,00	Не более 0,55	24,СО- 26,00	
Св-13Х25Н18	Не более 0,15	Не более 0,50	1,00— 2,00	24, ОС- 26,50	
Св-08Х20Н9Г7Т
Не более
0,10
0,50—1,00
5,00—
8,00
18,50—
22,00
ПРИЛОЖЕНИЯ
199
Продолжение при лож. IV
Химический состав, %						
	N1	Мо	Г1	S | Р не более		Прочие элементы
	9,50—10,50		—	0,020	0,030	Nb 0,90—1,30
	9,00—11,00	2,00—3,00	0,50—0,80	0,018	0,025	—
	9,00—11,00	2,00—3,00	—	0,018	0,025	Nb 0,90—1,30
	10,00—12,00	2,00—3,00	——.	0,018	0,025	
	8,00—10,00	—	— 	0,020	0,030	Nb 1,00—1,40, V 0,90—1,30
	8,00—10,00	—	0,60—1,00	0,020	0,035	Nb 0,60—1,00, Al 0,30—0,70
	10,00—12,00	2,50—3,00	0,60—1,10	0,018	0,030	Nb 0,60-0,90
	14,00—16.00			0,018	0,025	—
	11,00—13,00	—	0,60—1,00	0,020	0,035	—
	11,50—13,50	•-’—	0,60—1,00	0,020	0,030	Al 0,40—0,80
	12,00—14,00	—	—	0,018	0,025	—
	12,00—14,00	—	0,50—0,90	0,020	0,030	Nb 0,70—1,10, Al 0,40—0,90
	17,00—20,00	—	—	0,015	0,025	 1
	8,00—10,00	1			0,60—0,90	0,018	0,035	—
200
ПРИЛОЖЕНИЯ
Марка проволоки						
		С	51	Мп	Сг	
Высоколегированная			Св-08Х21Н10Г6	Не более 0,10	0,20—0,70	5,00— 7,00	20,00— 22,00	-
	Св-30Х25Н16Г7	0,25—0,33	Не более 0,30	6,00— 8,00	24,50— 27,00	
	Св-10Х16Н25АМ6	0,08—0,12	Не более 0,60	1,00— 2,00	15, СО- 17,00	
	Св-09Х16Н25М6АФ (ЭИ 981 А)	0,07—0,11	Не более 0,40	1,00— 2,00	15,ОС- 17,00	
	Св-01 Х23Н28МЗДЗТ (ЭП-516)	Не более 0,03	Не более 0,55	Не более 0,55	22,СО- 25,00	-
	Св-ЗОХ15Н35ВЗБЗТ	0,27—0,33	Не более 0,60	0,50— 1,00	14, СО- 16,00	
	Св-08Н50	Не более 0,10	Не более 0,50	Не более 0,50	Не более 0,30	“—
	Св-06Х15Н60М15 (ЭП-367)	Не более 0,08	Не более 0,50	1,00— 2,00	14,00— 16,00	
ПРИ 1ОЖЕПИЯ
201
Продолжение прилож. IV
	Химический состав, %					
	N1	Мо	Ti	S 1 Р не более		Прочие элементы
	9,00—11,00	—		0,018	0,035	—
	15.00—17,00	—	—	0,018	0,030	—
	24,00—27,00	5,50—7,00	—	0,018	0,025	N 0,10—0,20
	24,00—27,00	5,50—7,00	—	0,018	0,018	V 0,70—1,00, N 0,10—0,20
	26,00—29,00	2,50—3,00	0,50—0,90	0,018	0,030	Си 2,50—3,50
	34,00—36,00	—	0,20—0,70	0,015	0,025	W 2,50—3,50, Nb 2,80—3,50
к-	48,00—53,00	—	—	0,020	0,030	
	Основа	14,00—16,00	—	0,015	0,015	Не более Fe 4,00
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Денис А. Е., Вернадский В. Н., Богданов-
ский В. А. и др. Защита поверхности сварных конструкций от брызг
с помощью грунтовочного покрытия. —«Автоматическая сварка», 1971,
As 1, с. 58—61.
2.	Бабаков А. А. Нержавеющие стали, свойства и химическая
стойкость в различных агрессивных средах. М., Госхимиздат 1956.
130 с.
3.	Баженов В. В. О природе пор в швах при сварке конструк-
ционных сталей качественными электродами. — «Исследование по тех-
нологии сварки». М., Машгиз, 1953, с. 32—59.
4.	Б а к ш и О. А. Влияние механической неоднородности на ра-
ботоспособность сварных соединений при различных деформациях и раз-
ном характере нагружения. — В кн.: «Свариваемость термически упроч-
няемых сталей». М., «Недра», 1967, с. 36—43.
5.	Б а к ш и О. А., Ш р о н Р. 3. О расчетной оценке прочности
сварных соединений с мягкой прослойкой. — «Сварочное производ-
ство», 1971, № 3, с. 3—5.
6.	Б а х р а х Л. П., Лив ш и ц Л. С. Сварка разнородных
по составу и структурному классу сталей. — «Сварочное производство»,
1966, № 10, с. 1—4.
7.	Беспаленко П. Д., Житников Н. П., Закс И. А.
Сварка коррозионностойких сталей повышенной прочности. — В кн.:
«Сварка конструкций из высоколегированных сталей». ЛДИТП, 1968,
с. 56—66.
8.	Брук Б. И. Применение радиоактивных изотопов в исследо-
вании вопросов сварки. Л., Судпромгиз, 1959. 232 с.
9.	В о л и к о в а И. Г., К а р а н Ю. Б., С т р о е в В. С. Влия-
ние феррита на коррозионную стойкость сварных соединений стали
Х18Н10Г.—«Сварочное производство», 1970, № 3, с. 11—13.
10.	Г о т а л ь с к и й Ю. Н., Снисарь В. В. Электроды
АНЖР-1 для сварки разнородных сталей. — «Автоматическая сварка»,
1968, № 9, с. 73—74.
11.	Г о т а л ь с к и й Ю. И., Снисарь В. В. О содержании
никеля в металле шва сварных соединений аустенитных сталей с неаус-
тенитными. — «Автоматическая сварка», 1968, № 12, с. 9—13.
12.	Г о т а л ь с к и й Ю. II., Васильев В. Г. Влияние содер-
жания никеля на коэффициент линейного расширения хромоникелевого
металла шва. — «Автоматическая сварка», 1969, № 5, с. 9—12.
13.	Г о т а л ь с к и й Ю. Н., С т р у и н а Т. А. Распределение
углерода в зоне сплавления разнородных сталей при наличии в ней
структурной неоднородности. — «Автоматическая сварка», 1970, № 4,
с. 20—24.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
203
14.	Г о т а л ь с к и й Ю. Н. Особенность кристаллизации металла
шва в зоне сплавления разнородных сталей. — «Автоматическая свар-
ка», 1971, № 6, с. 12—15.
15.	Д а в ы д е н к о И. Д. Справочник по сварочным электродам.
Ростовское кн. изд-во, 1961. 230 с.
16.	Ж и т н и к о в Н. П. Исследования свариваемости нержавею-
щей маломагнитной стали повышенной прочности. — В кн.: «Машино-
строение и металлургия Кировского завода». Л., «Машиностроение»,
1970, с. 378—391.
17.	Ж и т н н к о в Н. П., Закс И. А. Влияние азота на струк-
туру аустенитного металла шва. —«Сварочное’ производство», 1971,
№ 8, с. 5—7.
18.	3 а к с И. А. О структурной диаграмме Шеффлера и хромони-
келевом эквиваленте.— «Сварочное производство», 1957, № 8, с. 44—46.
19.	Закс И. А. Влияние количества крахмала и декстрина в по-
крытии ОММ5 на склонность наплавленного металла к старению. —
«Сварочное производство», 1960, № 4, с. 14—15.
20.	3 а к с И. А., Влияние термической обработки и длительного
нагрева на феррито-аустенитные швы. — «Сварочное производство»,
1961, № 7, с. 6—9.
21.	3 а к с И. А. О стойкости сварных соединений феррито-аусте-
нитной стали типа 25-5 против локальных разрушений. — ««Автомати-
ческая сварка», 1963, № 3, с. 21—27.
22.	3 а к с И. А. Влияние режимов сварки .и термической обра-
ботки на околошовную зону стали типа 25-5. — «Сварочное производ-
ство», 1963, № 4, с. 1—5.
23.	Закс И. А. Свойства разнородных сварных соединений из
феррито-аустенитной стали типа 25-5 и сталей аустенитного и перлит-
ного классов. — «Энергомашиностроение», 1963, № 10, с. 30-—33.
24.	Закс И. А. Влияние закалки и содержания азота на ударную
вязкость и стойкость против межкристаллитной коррозии феррито-
аустепитной стали. — «Металловедение и термическая обработка ме-
таллов», 1967, № 1, с. 41—45.
25.	3 а к с И. А. Исследование свариваемости и разработка элек-
тродов для сварки высокопрочных коррозионностойких сталей
и бронз. — В кн.: «Машиностроение и металлургия Кировского заво-
да». Л., «Машиностроение», 1967, с. 140—153.
26.	3 е м з и н В. Н., Смирнова И. Д. Сварные соединения
разнородных хромистых и перлитных жаропрочных сталей. ЛДНТП,
1959, 36 с.
27.	3 е м з и и В. Н., Френкель Л. Д. Сварные конструкции
паровых и газовых турбин. М.—Л., Машгиз, 1962. 223 с.
28.	3 е м з и н В. II. Сварные соединения разнородных сталей.
М.—Л., (Машиностроение», 1966. 232 с.
29.	3 е м з и и В. Н. Жаропрочность сварных соединений. Л.,
«Машиностроение», 1972. 272 с.
30.	3 е м з и н В. Н., Чеховер Е. А. Модуль упругости свар-
ных швов легированных сгалей. — «Сварочное производство», 1963,
№ 5, с. 13—16.
31.	3 у б ч е н к о А. С., К о л я д а А. А., Д а в и д ч у к П. И.
и др. Коррозионная стойкость хромистых и хромоникелевых сталей
и их соединений в расплаве сернистого натрия. — «Автоматическая
сварка», 1971, № 4, с. 62—65.
204
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
32.	Иванов К. М„ Петров Г. Л. Тепловое охрупчивание
хромоникелевого аустенито-ферритного металла швов при температу-
рах ниже 500° С.—«Сварочное производство», 1969, № 5, с. 1—4.
33.	Каховский Н. И. Сварка нержавеющих сталей. Киев,
«Техника», 1968. 312 с.
34.	К о л о м б ь е Л., Г о х м а и И. Нержавеющие и жаропроч-
ные стали. М., Металлургиздат, 1958. 479 с.
35.	К о з л о в Р. А. О стойкости сварных соединений против об-
разования холодных трещин. — «Сварочное производство», 1968, № 7,
с. 1—3.
36.	К р ю к о в с к и й Н. Н. Производство электродов для дуго-
вой сварки. М., Машгиз, 1956. 278 с.
37.	Л и в ш и ц Л. С. Структурная неоднородность в участках
сплавления и расчет состава металла сварных соединений. — «Свароч-
ное производство», 1962, № 9, с. 1—5.
38.	Лившиц Л. С. Вопросы сварки сталей разнородных струк-
турных классов. — «Сварочное производство», 1962, № 11, с. 8—16.
39.	Л ю б а в с к н й К. В. Некоторые вопросы металлургии авто-
матической сварки под флюсом стали ЭЯ1Т.—«Автогенное дело»,
1949, № 4, с. 1—7.
40.	Л ю б а в с к и й К. В., Никитин Ю. М. О локальном
разрушении сварных соединений на аустенитных паропроводах. —
«Автоматическая сварка», 1960, № 7, с. 12—25.
41.	Любавский К. В., Т и м о ф е е в М. М. Дуговая сварка
аустенитных жаропрочных сталей. М., «Машиностроение», 1968. 148 с.
42.	М а з е л ь А. Г., Тарлински й В. Д., С б а р-
с к а я Н. П. Неметаллические включения при сварке газозащитными
электродами. «Сварочное производство», 1967, № 9, с. 39—40.
43.	Медовар Б. 14., Л у ц ю к-Х у д и н В. А. К вопросу о ло-
кальном разрушении сварных соединений аустенитных сталей. — «Авто-
матическая сварка», 1961, № 12, с. 45—55.
44.	М е д о в а р Б. И. Сварка жаропрочных аустенитных сталей
и сплавов. М., «Машиностроение», 1966. 430 с.
45.	М е с ь к и н В. С. Основы легирования сталей. М., Металлург-
издат, 1959. 688 с.
46.	Мовчан Б. А. Микроскопическая неоднородность в литых
сплавах. Киев, ГИТЛ, 1962. 340 с.
47.	М о в ч а н Б. А. Взаимосвязь физической микропеоднород-
ности с горячими трещинами при сварке. — «Сварочное производство»,
1962, № 4, с. 6—8.
48.	М о р о з о в А. Н. Водород и азот в стали. М., «Металлургия»,
1968. 283 с.
49.	О к е р б л о м Н. О. Комбинированные сварные конструкции.
Л., Судпромгиз, 1962. 100 с.
50.	О к е р б л о м Н. О., Д е м я и ц е в и ч В. П., Бай-
кова И. П. Проектирование технологии изготовления сварных кон-
струкций. Л., Судпромгиз, 1963. 602 с.
51.	О к е р б л о м Н. О, Указания-рекомендации по конструктив-
но-технологическому проектированию сварных конструкций. ЛДНТП,
1965. 92 с.
52.	Г1 е т р о в I. Л., 3 о м з и н В. Н, Улсктроды для сварки жа-
ропрочных сталей. ЛДНТП, 1956. 36 с.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
205
53.	П е т р о в Г. Л. Неоднородность металла сварных соедине-
ний. Л., Судпромгиз, 1963. 206 с.
54.	Петров Г. Л., 3 е м з и н В. Н., Г о и с е р о в-
с к и й Ф. И. Сварка жаропрочных нержавеющих сталей. М.—Л.,
Машгиз, 1963. 248 с.
55.	П е т р о в Г. Л., Т у м а р е в А. С. Теория сварочных про-
цессов. М., «Высшая школа», 1967. 508 с.
56.	П о п о в А. А., Попова А. Е. Изотермические и термоки-
нетические диаграммы распада переохлажденного аустенита. Справоч-
ник термиста. М-, Машгиз, 1961. 430 с.
57.	П о х о д в я И. К. Закономерности абсорбции и десорбции
водорода при дуговой сварке. — В кн.: «Научные проблемы сварки и
специальной электрометаллургии». Ч. 3. Киев, «Наукова думка», 1970,
с. 142—155.
58.	П р о х о р о в Н. Н. Технологическая прочность металлов при
сварке. М., Профиздат, 1960. 59 с.
59.	Рунов А. Е. Электродуговая сварка аустенитных хромо-
никелевых сталей в энергомашиностроении (Обзор иностр, лит.).
ЦБНТИ, ЦНИИТмаш, 1957. 80 с.
60.	Р ы к а л и н Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке.
М., Машгиз, 1951. 296 с.
61.	Садовский В. Д. Превращения переохлажденного
аустенита. Атлас диаграмм. Москва—Свердловск, Металлургиздат, 1947,
56 с.
62.	С б а р с к а я Н. П., Т а р л и н с к и й В. Д., К а п и -
нос Д. Б. Эффект влияния водорода при сварке целлюлозными элек-
тродами стыков труб из стали повышенной прочности. — В кн.: «Элек-
троды для ручной электродуговой сварки». ЛДНТП, 1971. с. 61—66.
63.	С е ф е р и а н Д. Металлургия сварки. М., .Машгиз, 1963. 347 с.
64.	Справочник по сварке. Под ред. д-ра техн, наук проф. В. А. Ви-
нокурова. Т. 3. М., «Машиностроение», 1970. 504 с.
65.	С т а н ю к о в и ч А. В., 3 а й ц е в Н. Д. Оценка свойств
пластичности жаропрочных сталей во времени. — «Заводская лабора-
тория», 1959, № 9, с. 1101—1106.
66.	Технология электрической сварки плавлением. Под ред. акад.
Б. Е. Патона. М., Машгиз, 1962. 663 с.
67.	Т и м о ф е е в М. М., Ч ешев П. И. О выборе аустенитной
стали для изготовления сварных конструкций энергетических устано-
вок. — «Энергомашиностроение», 1966, X» 6, с. 32—15.
68.	Тюрин В. Ф. Конкурс на лучшую работу в области сварки.—
«Сварочное производство», 1970, № 4, с. 60—61.
69.	Ф р о л о в В. В. Поведение водорода при сварке. М., «Маши-
ностроение», 1965. 60 с.
70.	Чернышова Т. А. О миграции границ в литой структуре
сплавов ниобия и титана. — «Физика и химия обработки материалов»,
1967, № 2, с. 80—86.
71.	Чернышова Т. А., Красовский А. И., IJJ о р ш о-
р о в М. X. Способы оценки свариваемости металлов. М., «Машино-
строение», 1969. 118 с.
72.	Штейнберг С. С. Металловедение. Свердловск, Метал-
лургиздат, 1961. 598 с.
73.	Ш о р ш о р о в М. X. Металловедение сварки стали и спла-
вов титана. М., «Наука», 1965. 336 с.
206
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
74.	Электроды для дуговой сварки и наплавки. Каталог. Под ред.
д-ра техн, паук И. И. Фрумина. Киев, «Наукова думка», 1967. 440 с.
75.	Я р о в и н с к и й Л. М., Баженов В. В. Электроды
ЦНИИТмаша для сварки сталей и наплавки. М., Машгиз, 1954. 83 с.
76.	Я р о в и п с к и й Л. №.. Баженов В. В., Коло-
сов А. Ф. Электроды ЦНИИТмаша для наплавки и элсктродуговой
сварки стали и чутупа. М., ЦБТИ, 1957. 19 с.
77.	В 1 a s е г R. U., Eberly F., Tucker J. Т. Welds
between dissimilar alloys in full-size steam piping proceedings. — ASTM,
1950, v. 50, p. 789—808.
78.	D a r k e n L. S. Diffusion of carbon in austenite with discon-
tinuity in composition. — «Journal of metals», 1949, v. 1, N 5, p. 304.
79.	D e 1 о n g W. I., Ostrom G. A., Szumachow-
s k i E. R. Measurement and calculation of ferrite in stainless-steel
weld metal.— «The Welding Journal», 1956, № 11, v. 35, p. 521s—528s.
80.	Eberhard L. Zum Cr—Ni-schwciBgutgefugcdiagramm und
seiner anwendung in der praxis. — «SchweiBtechnik» (DDR), 1965,
15, № 8, S. 361—369.
81.	H a d d r i 1 1 D. M., Barker R. G. Microcracking in auste-
nitic weld metal. — «British Welding Journal», 1965, 12, № 8, p. 411—419.
82.	H u m e - R о t h e г у W., Raynor G. V. The structure
of metals and alloys. — The Institute of metals monograph and report,
series 1, 1956 391 p.
83.	I t о Y о s h i n о r i, В c s s у о К i у о s h i. Weldability
formula of high strength steels related to heat-affected zone cracking. —
«Sumitomo Search», 1969, А» 1, p. 59—70.
84.	Kau hausen E., Kaesmacher P., SadowskiS.
The problem of welding high temperature service materials. — «British
Welding Journal», — 1960, А» 12, p. 693—707.
85.	Malone M. O. Sigma and 885= F embrittlement of chromium-
nickel stainless steel metals. — «Welding Journal», — 1967, 46, № 6,
p. 241s—253s.
86.	Montandon R. Schwierigkeiien beim Verschwcissen ver-
schiedenartigcr Stahle fiir thcrmische Maschinen. — «BBC-Nachr.», 1969,
51, As 9, S. 528—531.
87.	Moo r e N. E., Griffiths J. A. Microstructural causes
of heat-affccted zone cracking in heavy section 18—12Nb austenitic
stainless steel welded joints. — «Journal of the Iron and Steel Institute»,
1961, v. 197, p. 29—39.
88.	M u I 1 e r R. Anwendung von ZTV-Schaubildern in der Schweifi-
praxis. — «Schweissen und Schneidcn», 1960, 12, N 7, S. 309—317.
89.	Nichols R. W. Fissuration des constructions soudecs au cours
du rechauffage. — «Soudage et technical connexes», 1970, 24, № 3—4,
s. 161—171.
90.	S c h a f f 1 e r A. L. Constitution of diagram for stainless steel
weld metal. — «Metal Progress», 1949, v. 56, № 5, p. 680—680 b.
91.	T rem left H. F. Cracking in stainless and heat-resisting
weld rnctals. — «Trans. Inst. Welding», 1953, v. 16, Ai? 6, p. 143—153.
92.	Tucker J. T., Eberly F. Development of a ferritic-
austenitic weld joint for steam plant application. —«The Welding Jour-
nal», 1956, v. 35, N 11, p. 529s—540 s.
93.	W e v e r F., Rose A., Peter W. u. a. Atlas zur Warmc-
behandlung der Stahle. Dusseldorf, 1954, 1956, 1958. 141 S.
X
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие .	..................................... 3
Глава /. Общие принципы выбора электродов.................... 5
1.	Классификация сталей, их сочетания в разнородных
сварных соединениях .................................. 6
2.	Выбор электродов по уровню механических свойств 12
3.	Характеристика электродов с рудно-кислыми покры-
тиями ............................................... 24
4.	Характеристика электродов	с	рутиловыми	покрытиями	27
5.	Характеристика электродов с органическими покрытиями	28
6.	Характеристика электродов с фтористо-кальциевыми
покрытиями................................. 29
7.	Классификация элекгродов.................. 31
8.	Сравнение обозначений электродов, предназначенных
для сварки углеродистых и низколегированных кон-
струкционных сталей, по отечественным и зарубежным
стандартам .......................................... 39
Глава II. Выбор электродов, режимов подогрева и отпуска дл°
комбинированных сварных соединений из сталей од-
ного структурного класса ................................. 43
1. Сварпые соединения из сталей перлитного класса ...	44
Оценка свариваемости перлитных сталей и расчет тем-
пературы предварительного подогрева ................... —
Выбор электродов для сварки комбинированных соеди-
нений из перлитных сталей ......................... 47
Выбор режимов отпуска для комбинированных сварных
соединений из перлитных сталей..................... 59
2. Сварные соединения из сталей ферритного (феррито-
мартенситного) класса............................. 62
Особенности сварки высокохромистых сталей............. —
Выбор электродов для сварки комбинированных соеди-
нений из высокохромистых сталей.................... 63
Сварные соединения из сталей аустенитного (феррито-
аустенитного) класса............................... 70
Особенности сварки аустенитных сталей................. —
Общие положения по выбору электродов для сварки
высоколегированных хромоникелевых сталей ....	81
Выбор электродов для сварки комбинированных соеди-
нений из высоколегированных хромоникелевых ста-
лей ............................................... 82
Назначение и особенности термической обработки свар-
ных соединений из аустенитных сталей........ 110
208
ОГЛАВЛЕНИЕ
Глаш III. Выбор электродов, режимов подогрева и отпуска для
сварных соединений из сталей разных структурных
классов....................................................... 112
1.	Сварные соединения из сталей перлитного и ферритного
(феррнто-мартснснгного) классов ........................ 114
2.	Сварные соединения из сталей перлитного и аустенит-
ного (фсррито-аустенитного) классов..................... 127
3.	Сварные соединения из сталей ферритного (феррито-
мартенситного) и аустенитного (феррито-аустенитного)
классов.................................................. 158	।
4.	Особенности термической обработки сварных соедине-
ний из сталей разных структурных классов ....	172
5.	Физические свойства металла, наплавленного электро-
дами различных марок ..................................  174
Приложения	. ....................................... 182
Список литературы............................................. 202
Иосиф Аронович ЗАКС
Сварка
разнородных
сталей
Редактор издательства Л. Р. Кихтееич
Переплет художника />. П. Седова
Технический редактор Л. А. Бардина
Корректор JI. Н. Нефедова
Сдано в производство 25/1 1973 г.
Подписано к печати 13/VIII 1973 г. М-44
Формат бумаги 84X 1081/,,. Бумага типографе
Привед. печ. л. 10,92 Уч.-изд. л. 12,5 Тираж
Зак. № 65 Цена 77 коп.
Ленинградское отделение
издательства	«МАШИНОСТРОЕ Н И Г.,;
191065, Ленинград, ул. Дзержинского, li
Ленинградская типография № 6
Союзполиграфпрома при Государствен»
комитете Сонета Министров СССР по де.
издательств, полиграфии и книжной торге
1 УЗ 144, Ленинград, ул. Моисеенко, 10