Materiały do Wykładów Prof. Edmunda Tasaka (Materiałoznawstwo)

Transkrypt

1
1. OZNACZANIE STALI WEDŁUG NORM EUROPEJSKICH
Zgodnie z Normami Europejskimi obowiązują dwa systemy oznaczania stali:
• znakowy (według PN-EN 10027-1: 1994); znak stali składa się z symboli
literowych i cyfr;
• cyfrowy (według PN-EN 10027-2: 1994); numer stali składa się tylko z cyfr.
Każdy gatunek stali - ma nadany znak i numer, jednoznacznie identyfikujące tylko jeden
materiał.
• symbole w znaku są tak dobrane, że wskazują na jej główne cechy (np. na
zastosowanie, własności mechaniczne lub fizyczne, albo skład chemiczny), co ułatwia
przybliżoną identyfikację gatunku stali;
• numer stali, który można podawać zamiast znaku, jest łatwiejszy do
elektronicznego przetwarzania danych, gdyż składa się tylko z pięciu cyfr.
Podany system oznaczeń stali - wprowadzono w państwach UE od 1992 r.
1.1.
Oznaczanie stali wg PN-EN 10027-1
W tej klasyfikacji oznaczeń stali wyróżnia się dwie główne grupy znaków:
• znaki zawierające symbole wskazujące na skład chemiczny stali;
• znaki zawierające symbole wskazujące na zastosowanie oraz mechaniczne
lub fizyczne własności stali.
W obu grupach znaków - po symbolach głównych mogą być podawane symbole
dodatkowe.
• poniżej podano jedynie z jakich symboli głównych składa się znak stali;
• w przypadku staliwa - znak gatunku zawierający symbole wskazujące
na skład chemiczny poprzedza litera G (np. G30MnSi 5-3).
1.1.1. Oznaczanie stali wg składu chemicznego
W znakach stali wg składu chemicznego wyróżnia się cztery podgrupy:
• stale niestopowe (bez stali automatowych) o średniej zawartości Mn < 1%.
2
— znak tych stali składa się z następujących symboli głównych,
umieszczonych kolejno po sobie: litery C i liczby będącej 100-krotną
średnią wymaganą zawartością węgla (np. C35);
stale niestopowe o średniej zawartości manganu > 1%, niestopowe stale automatowe i
stale stopowe (bez stali szybkotnących) o zawartości każdego pierwiastka stopowego <
5%.
 znak tych stali składa się z: liczby będącej 100-krotną wymaganą
średnią zawartością węgla, symboli pierwiastków chemicznych
składników stopowych stali w kolejności malejącej zawartości
pierwiastków oraz liczb oznaczających zawartości poszczególnych
pierwiastków stopowych w stali;
 każda liczba oznacza odpowiednio średni procent zawartości
pierwiastka pomnożony przez współczynnik wg tablicy 3 i
zaokrąglony do najbliższej liczby całkowitej;
 liczby oznaczające zawartości poszczególnych pierwiastków
stopowych należy oddzielić poziomą kreską; na przykład 55NiCrMoV6-2-2 jest znakiem
stali o średnim składzie: 0,55% C, 1,5% Ni, 0,6% Cr, 0,2% Mo i poniżej 0,1% V Gest to stal
narzędziowa do pracy na gorąco).
Tablica 3. Współczynnik do ustalania symboli liczbowych pierwiastków stopowych przy
oznaczaniu stali stopowych (bez stali szybkotnących) o zawartości każdego pierwiastka
stopowego <5% (PN-EN 10027-1).
Pierwiastek
Cr, Co, Mn, Ni, Si, W
Al, Be, Cu, Mo, Nb, Pb, Ta, Ti, V, Zr
Ce, N, P, S
B
Współczynnik
4
10
100
1000
3
• stale stopowe (bez stali szybkotnących) zawierające przynajmniej jeden pierwiastek
stopowy w ilości > 5%.
 znak tych stali składa się z: litery X, liczby będącej 100-krotną
wymaganą średnią zawartością węgla, symboli chemicznych
pierwiastków stopowych stali w kolejności malejącej zawartości
oraz liczb (zaokrąglonych do najbliższej liczby całkowitej)
oznaczających średni procent zawartości poszczególnych pierwiastków;
 na przykład X5CrNiMo 17-12-2 jest znakiem stali o składzie:
maks. 0,07% C, 17,5% Cr, 11,6% Ni, 2,25% Mo.
• stale szybkotnące. Znak tych stali składa się z następujących symboli literowych i
liczbowych: liter HS oraz liczb oznaczających procentowe zawartości (zaokrąglone do
najbliższych liczb całkowitych) pierwiastków stopowych w następującej kolejności:
wolfram, molibden, wanad, kobalt;
- na przykład HS 2-9-1-8 jest znakiem stali szybkotnącej o średniej
zawartości pierwiastków stopowych: 2% W, 9% Mo, 1% V i 8% Co.
- zawartość chromu w stalach szybkotnących nie jest podawana, gdyż
jest we wszystkich gatunkach tych stali taka sama i wynosi
od 4,0 do 4,5%.
1.1.2. Oznaczanie stali wg zastosowania i własności
Znak stali - oznaczanych wg ich zastosowania i własności mechanicznych
lub fizycznych zawiera następujące główne symbole:
a) S - stale konstrukcyjne (np. S235);
P - stale pracujące pod ciśnieniem (np. P460);
L - stal na rury przewodowe (np. L360);
E - stale maszynowe (np. E295);
za którymi umieszcza się liczbę będącą minimalną granicą plastyczności w MPa;
b) B - stale do zbrojenia betonu (np. B500);
za którym umieszcza się liczbę będącą charakterystyczną granicą plastyczności;
c) Y - stale do betonu sprężonego (np. Y1770);
R - stale na szyny lub w postaci szyn (np. R0900);
za którymi umieszcza się liczbę będącą wymaganą minimalną wytrzymałością na
rozciąganie;
d) H - wyroby płaskie walcowane na zimno ze stali o podwyższonej
wytrzymałości przeznaczone do kształtowania na zimno,
za którym umieszcza się liczbę będącą wymaganą minimalną granicą plastyczności ,
albo jeżeli jest wymagana tylko wytrzymałość na rozciąganie, wtedy umieszcza się literę T,
za którą podaje się wymaganą minimalną wytrzymałość na rozciąganie (np. H420);
e) D - wyroby płaskie ze stali miękkich przeznaczonych do
kształtowania na zimno, za którym umieszcza się jedną z następujących liter:
1) C - dla wyrobów walcowanych na zimno,
2) D - dla wyrobów walcowanych na gorąco przeznaczonych do
kształtowania na zimno,
3) X - dla wyrobów bez charakterystyki walcowania (na zimno lub na
gorąco), oraz dwa symbole cyfrowe lub literowe charakteryzujące stal
(np. DC03).
e) T - wyroby walcowni blachy ocynkowanej,
za którym umieszcza się:
1) dla wyrobów o jednokrotnie redukowanej grubości - literę H, za którą
4
podaje się liczbę będącą wymaganą nominalną twardością wg HR 30Tm;
2) dla wyrobów o dwukrotnie redukowanej grubości - liczbę będącą
wymaganą nominalną granicą piastyczności (np. TH52, T660);
1) f) M - stale elektrotechniczne,
za którym umieszcza się: liczbę będącą 100-krotną wymaganą maksymalną
stratnością
w W ⋅ kg -1;
2) liczbę będącą 100-krotną nominalną grubością wyrobu w mm;
3) literę oznaczającą rodzaj blachy
lub taśmy elektrotechnicznej, tj.:
A, D, E, N, S lub P (np. M430-50D).
1.2.
Oznaczanie stali wg PN-EN 10027-2
Zgodnie z normą PN-EN 10027-2: 1994 - każdy gatunek stali jest oznaczony także
numerem, który można podać zamiast znaku stali.
• numer stali zawiera 5 cyfr: l.xxnn, gdzie:
1 - oznacza stal (ogólniej stop żelaza); xx — dwie cyfry oznaczające
grupę stali; nn - dwie cyfry wyróżniające konkretny gatunek w
grupie.
• np. 1.4301 - oznacza gatunek stali austenitycznej X10CrNi 18-8.
Grupy stali - ustalono według składu chemicznego, własności mechanicznych, fizycznych i
technologicznych oraz według zastosowania.
• na przykład:
- stale niestopowe jakościowe: mają numery grup 01 do 07 i 91 do 97;
- stale niestopowe specjalne: 10 do 18;
- stale stopowe odporne na korozję i żaroodporne: 40 do 49;
- stale stopowe konstrukcyjne, maszynowe i na zbiorniki ciśnieniowe:
50 do 89.
Charakterystyka i oznaczenie stali stopowych odpornych na korozję
Główna cechą charakteryzującą stale nierdzewne (odporne na korozję) jest ich odporność na
działanie wielu mniej lub bardziej agresywnych środowisk korozyjnych. Zjawisko dużej
odporności chemicznej stali, nazywane pasywnością jest wynikiem zjawisk zachodzących w
układzie „metal – środowisko korozyjne”, które przeciwdziałają przejściu metalu ze stanu
elementarnego w stan jonowy. W wyniku wystąpienia tych zjawisk szybkość rozpuszczania
metalu może ulec znacznemu zwolnieniu a nawet zostać całkowicie zahamowana, czyli metal
przejdzie w stan pasywny. Istotę pasywności tłumaczy się istnieniem na powierzchni
pasywnego metalu szczelnych i silnie przylegających ochronnych warstw antykorozyjnych.
Mogą to być warstwy złożone z trwałych związków metali np. tlenków albo tzw. warstwy
adsorpcyjne.
Stale odporne na korozję można podzielić na następujące grupy:
−
trudno rdzewiejące,
−
nierdzewne,
−
kwasoodporne,
−
żaroodporne.
Podział ten jest w pełni umowny i orientacyjny. Przyjęto bowiem powszechnie określać stale
chromowe jako nierdzewne, tzn. odporne przede wszystkim na korozję atmosferyczną
(elektrochemiczną), zaś stale chromowo-niklowe jako kwasoodporne. Jednakże wśród stali
5
chromowych jest wiele gatunków odpornych na działanie określonych kwasów, a każda stal
kwasoodporna jest zarazem nierdzewną. Oddzielną grupę stanowią stale odporne na korozję
gazową w wysokich temperaturach nazywane stalami żaroodpornymi, choć ze względu na
skład chemiczny są one również stalami kwasoodpornymi. Niektóre elementy pracujące w
wysokich temperaturach są dodatkowo narażone na duże obciążenia mechaniczne. Stale
stosowane na te elementy nazywamy stalami żarowytrzymałymi.
Stale odporne na korozję klasyfikuje się według trzech cech:
−
własności użytkowych, stanowiących podstawę do opracowania norm
materiałowych,
−
mikrostruktury, stanowiące podstawę do opracowania tablic w normach,
−
głównych pierwiastków stopowych, stanowiących podstawę do uszeregowania
gatunków w tablicach.
Klasyfikacja stali stopowych ze względu na własności użytkowe
Stale nierdzewne
Stale te obejmują wiele silnie zróżnicowanych stopów, których wyznacznikiem jest zawartość
chromu, wynosząca co najmniej 10,5%. Jest to warunek utworzenia na powierzchni
przedmiotu przy oddziaływaniu czynników utleniających niezwykle cienkiej, stabilnej
warstwy tlenków i przejścia ze stanu „aktywnego” (rozpuszczalnego) do stanu „pasywnego”
(nierozpuszczalnego). W stanie pasywnym stal posiada podwyższoną odporność na działanie
utleniających mediów. Jednakże w przypadku zaistnienia warunków redukujących, to znaczy
przy zmniejszonym dopływie tlenu, możliwe jest przejście stali ze stanu pasywnego w stan
aktywny. Zawartość minimum 10,5% chromu w stalach nierdzewnych, zapewniającą
określoną odporność chemiczną tych stali, nazywa się często „ granicą odporności”.
Zgodnie z PN-EN-10027-2 stale nierdzewne posiadają następujące numery materiałowe:
1.40xx dla gatunków zawierających Ni < 2,5%, bez Mo, bez dodatków specjalnych,
1.41xx dla gatunków zawierających Ni < 2,5%, z Mo, bez dodatków specjalnych,
1.43xx dla gatunków zawierających Ni ≥ 2,5%, bez Mo, bez dodatków specjalnych,
1.44xx dla gatunków zawierających Ni ≥ 2,5%, z Mo, bez dodatków specjalnych,
1.45xx i 1.46xx dla gatunków z takimi dodatkami specjalnymi jak Ti, Nb, Cu.
Stale żaroodporne
Żaroodpornością stali nazywamy odporność na działanie gazów utleniających w
podwyższonych temperaturach. Gazy takie, stanowiące często spaliny, mogą zawierać oprócz
tlenu, dwutlenek i tlenek węgla, parę wodną, azot, związki siarki oraz inne szkodliwe związki
lub drobne cząstki np. popiół. Żaroodporność polega na tworzeniu się na powierzchni stali
zwartej i dobrze przylegającej warstwy tlenków (zgorzeliny), chroniącej metal przed dalszym
utlenianiem. Zachodzi tu więc pewna analogia z odpornością na korozję w roztworach, ale
ochronna warstwa zgorzeliny jest znacznie grubsza a jej skład i struktura zależy nie tylko od
składu chemicznego stali i środowiska ale również od temperatury. Stal niestopowa jest
odporna na działanie gazów utleniających do około 500oC. Pierwiastki o większym
powinowactwie do tlenu niż żelazo, wchodzące w skład stopu, przechodzą do zgorzeliny w
większej ilości, niżby to wynikało z ich stosunku do żelaza w stopie. Wchodząc w skład
zgorzeliny jako tlenki, tworzą z FeO związki, stanowiące przeszkodę dla szybkiej dyfuzji
jonów żelaza i polepszają jej własności ochronne. Pierwiastkiem, który spełnia te warunki jest
przede wszystkim chrom, który utleniając się tworzy z tlenkiem żelaza spinel FeO⋅Cr2O3 i
dzięki temu stanowi podstawowy składnik stali żaroodpornych. Składnikami stosowanymi w
mniejszych ilościach, ale zawsze z chromem są krzem i aluminium. Poza aluminium i
krzemem żaroodporność polepszają małe dodatki tytanu cyrkonu niobu i tantalu. Szczególnie
6
korzystny wpływ wywierają dodatki metali ziem rzadkich. Zawartość tych składników w
ilości 0,05÷0,2% polepsza żaroodporność 5 do 10 razy. Małe ilości niklu nie polepszają
żaroodporności, natomiast duże zawartości tego składnika korzystnie wpływają na
żaroodporność stali chromowych. Czynnikiem znacznie obniżającym trwałość zgorzeliny jest
osiadanie popiołu lub substancji tworzących ze zgorzeliną łatwo topliwe związki, które
powodują jej lokalne niszczenie i przyspieszają utlenianie. Poza tym szkodliwie działają gazy
redukujące, para przegrzana i siarkowodór. Dwutlenek siarki (SO2) jest również niepożądany,
jednak z uwagi na działanie przeważnie utleniające jest mniej szkodliwy niż H2S. Ogólnie
można powiedzieć, że stale żaroodporne zachowują się najlepiej w powietrzu (najwyższe
temperatury odporności) oraz w gazach utleniających. Obecność związków siarki obniża
odporność tym więcej, im charakter gazów jest bardziej redukujący. Szczególnie wrażliwe są
pod tym względem stale zawierające nikiel.
Stale żaroodporne zgodnie z PN-EN-10027-2 posiadają następujące numery materiałowe:
1.47xx dla gatunków zawierających Ni < 2,5%,
1.48xx dla gatunków zawierających Ni ≥ 2,5%.
Stale żarowytrzymałe
Żarowytrzymałość jest pojęciem złożonym i polega na zachowaniu przez długi okres
własności mechanicznych w podwyższonych temperaturach. Zależy ona od wzajemnej
kombinacji trzech czynników, tj.: temperatury, naprężenia i czasu. Podstawowym procesem
determinującym mechaniczne zachowanie się stali w podwyższonej temperaturze jest pełzanie
czyli powolne odkształcenie plastyczne nawet pod naprężeniem znacznie niższym od granicy
plastyczności. Dlatego też granica plastyczności materiałów do zastosowań w wysokich
temperaturach określona w temperaturze pokojowej (Re) lub podwyższonej (Ret) nie jest
miarodajna. Do obliczeń konstrukcyjnych należy więc przyjąć czasową granicę pełzania, czyli
takie naprężenie, które powoduje trwałe wydłużenie np. 1% po 100000 godzin. Oznaczmy je
symbolem R1/100000. Drugą wielkością charakteryzującą własności stali w wysokich
temperaturach jest czasowa wytrzymałość na pełzanie (Rz/10000) czyli naprężenie pod
wpływem którego, po upływie określonego czasu np. 10000 godz. nastąpi pęknięcie próbki.
Żarowytrzymałość stali zależy od wielu czynników. Podstawowym jest skład chemiczny stali.
Wzrost żarowytrzymałości stali uzyskuje się przez wprowadzenie do niej pierwiastków
stopowych np. Mo, W, V, Co oraz Ti, Cr i Si.
Żarowytrzymałe stale stopowe mają strukturę martenzytyczną lub austenityczną i zgodnie z
PN-EN-10027-2 posiadają numery 1.49xx.
Klasyfikacja stali stopowych ze względu na strukturę
Podstawowymi składnikami stali stopowych odpornych na korozję jest chrom i nikiel. Ich
oddziaływanie na strukturę stali jest jednak bardzo różne. Chrom sprzyja tworzeniu ferrytu
natomiast nikiel austenitu. Inne składniki stopowe, dodawane do stali dla polepszenia jej
określonych właściwości, można porównać, jeśli chodzi o ich oddziaływanie na strukturę stali,
z oddziaływaniem chromu lub oddziaływaniem niklu. Oznacza to, że można podzielić
składniki stopowe stali jako:
- składniki ferrytotwórcze: chrom, krzem, aluminium, molibden, niob, tytan, wolfram i
wanad
- składniki austenitotwórcze: nikiel, mangan, węgiel, kobalt, miedź i azot.
Jeżeli do ferrytycznego stopu żelazo-chrom dodamy wystarczające ilości niklu, przechodzi on
w strukturę austenityczną. Różne struktury stopu w zależności od zawartości chromu i niklu
przedstawia rysunek 1.1
7
Rys. 1.1. Struktura stali chromowo-niklowych zawierających około 0,2% C (wg Maurera)
Głównym zadaniem składników stopowych jest poprawienie odporności stali na korozję i/lub
właściwości mechanicznych. W zależności od przewidywanych warunków pracy lub żądań
odbiorcy, wybierany jest gatunek stali o specjalnym składzie chemicznym, odpowiednim z
punktu widzenia warunków pracy. W zależności od składników stopowych stali (składu
chemicznego) występują różne składniki strukturalne stali.
Na rysunku 2 przedstawiono klasyfikację stali nierdzewnych ze względu na strukturę oraz
wady występujące przy spawaniu stali spowodowane czynnikami metalurgicznymi i ich
wpływ na własności złącza spawanego.
Możemy zatem wyróżnić:
- ferrytyczne stale chromowe,
- martenzytyczne stale chromowe,
- stale chromowo-niklowe z miękkim martenzytem,
- austenityczne stale Cr-Ni (Mo) z ferrytem,
- austenityczne stale Cr-Ni (Mo) bez ferrytu,
- ferrytyczno-austenityczne stale Cr-Ni-Mo-N.
Ponieważ wymienione grupy stali różnią się zarówno pod względem metalurgicznym
jak i fizycznym, należy to wziąć pod uwagę podczas spawania, stosując odpowiednie zabiegi
dodatkowe. Wymienione na rysunku 1.2 źródła wad w złączach spawanych wyraźnie
wskazują, że każda grupa stali musi być rozpatrywana oddzielnie oraz że koniecznie
stosowana musi być inna technologia spawania.
8
Rys. 1.2. Klasyfikacja stali nierdzewnych oraz wady spowodowane czynnikami
metalurgicznymi przy spawaniu stali nierdzewnych i ich wpływ na własności
złącza spawanego: A – możliwe wady spawalnicze, B – wpływ wad na
własności złącza
9
2. Stopy żelaza z węglem
Wśród tworzyw metalowych, stopy żelaza zajmują niewątpliwie pierwsze miejsce jeśli idzie
o zastosowanie na elementy konstrukcyjne. Systematycznie poprawia się ich jakość,
właściwości mechaniczne a to za sprawą stosowania coraz bardziej wyrafinowanych
technologii wytapiania i przetwarzania. Swoją niezachwianą pozycję stopy Fe zawdzięczają
przede wszystkim doskonałym właściwościom wytrzymałościowym i plastycznym,
technologicznym, umiarkowanej cenie oraz możliwości wielokrotnego wykorzystania dzięki
powtórnej obróbce metalurgicznej.
Stale
Stalą nazywamy przerobiony plastycznie stop żelaza z węglem i innymi pierwiastkami, w
którym zawartość węgla nie przekracza 2% (wag.)1. Pierwiastki występujące w stali dzielimy
na trzy podstawowe grupy:
• zanieczyszczenia, których ilość jest optymalizowana ze względu na przeznaczenie i
ekonomikę wytwarzania. Wśród nich znajdują się siarka, fosfor oraz gazy: tlen, wodór i
azot,
• domieszki, których obecność wiąże się z procesem metalurgicznym. Należą do nich
zwykle mangan, krzem, niekiedy aluminium, stosowane do odtleniania stali,
• dodatki stopowe wprowadzane do stali w określonej ilości celem spowodowania
zamierzonych zmian struktury a przez to właściwości stali. Najszerzej stosowanymi
pierwiastkami stopowymi są: mangan, krzem, chrom, nikiel, miedź, molibden, wolfram,
wanad i bor.
Wpływ składu chemicznego na właściwości stali
Jaki będzie wpływ pierwiastków, bez względu na to czy są nimi zanieczyszczenia, domieszki
czy składniki stopowe, w dużym stopniu zależy od tego czy tworzą one:
1. Roztwór – ilość pierwiastka może być na tyle mała, że w całości pozostaje on w
roztworze stałym w temperaturze pracy lub też wydziela się w wyniku „samo starzenia”.
2. Czy odrębne fazy – wówczas istotne są właściwości tych faz (kruche czy plastyczne),
morfologia (iglaste, sferoidalne) oraz ich rozkład (wewnątrz czy na granicach ziaren).
Rola zanieczyszczeń
Spośród zanieczyszczeń najgroźniejszymi są siarka i fosfor i choć ich ilość wydaje się
niewielka, to jednak ze względu na brak rozpuszczalności oba pierwiastki, silnie segregując,
tworzą niskotopliwe eutektyki, które są powodem kruchości na gorąco (FeS) oraz na zimno
(fosfor).
Podwyższona zawartość P, niekorzystna ze względu na kruchość stali, poprawia
odporność na ścieranie oraz łamliwość wióra w stalach automatowych. Fosfor zwiększa
ponadto lejność ciekłego metalu i odtwarzalność wnęki formy, które są istotne w przypadku
technologii odlewniczych. W przypadku siarki, jej niekorzystny wpływ minimalizuje się
przez wprowadzenie manganu, tworzącego fazę MnS o temperaturze topnienia ok. 1620˚C.
Jeśli idzie o zanieczyszczenia gazowe (H, N, O), to wszystkie one niekorzystnie
wpływają na właściwości stopów Fe-C, przede wszystkim na ich wiązkość. Szczególnie
niebezpieczny jest wodór będący przyczyną tzw. „płatków”, dyskwalifikujących stal.
Zmniejszenie zawartości gazów jest możliwe przy zastosowaniu odtleniania za pomocą Mn,
1
Zawartość węgla w stalach w praktyce nie przekracza 1,6%
10
Si i Al., topienia w próżni lub innych wyrafinowanych technik.
Wpływ domieszek
Mangan rozpuszcza się zarówno w austenicie jak i ferrycie a także wchodzi w sieć
cementytu tworząc węglik złożony (Fe,Mn)3C bardziej stabilny niż Fe3C. Dzięki temu, z
jednej strony przeciwdziała odwęglaniu stali, z drugiej jednak utrudnia zabieg ferrytyzacji
żeliw. Wpływa na skłonność stali do gruboziarnistości.
Krzem rozpuszcza się w austenicie i ferrycie powodując umocnienie tego ostatniego (ferryt
krzemowy), a ponadto przeciwdziała segregacji siarki i fosforu.
Wpływ węgla
Największy wpływ na strukturę i właściwości stali wywiera węgiel. Jak wiemy, od jego
zawartości zależy czy stop Fe-C będzie żeliwem czy stalą podeutektoidalną, eutektoidalną
czy nadeutektoidalną. To z kolei w istotny sposób wpływa na ich właściwości mechaniczne
(patrz rysunek). Z wykresu widać, że wraz ze wzrostem zawartości węgla gwałtownie maleje
plastyczność przy równoczesnym wzroście twardości, wytrzymałości na rozciąganie (Rm) i
granicy plastyczności (Re). Dwie ostatnie wielkości osiągają maksimum przy zawartości ok.
1%C, po czym ulegają obniżeniu ze względu na wzrost kruchości.
Zarówno granica plastyczności, jak i wytrzymałość na rozciąganie wzrastają liniowo ze
wzrostem zawartości węgla, ponieważ Fe3C działa jako faza umacniająca, a udział Fe3C w
stali wzrasta liniowo ze wzrostem stężenia węgla. Plastyczność natomiast zmniejsza się
gwałtownie gdy zawartość węgla rośnie, ponieważ granice α - Fe3C w perlicie są dobrym
miejscem do zarodkowanie pęknięć.
Rys. 2.1. Wpływ węgla na właściwości mechaniczne stali
Żeliwa
Żeliwo jest stopem żelaza z węglem oraz innymi pierwiastkami stopowymi, w którym
zawartość węgla przekracza 2% wag. Węgiel obniża temperaturę topnienia żelaza dlatego
żeliwa (1160˚C) mogą być łatwiej topione niż stal średniowęglowa (1500˚C). Żeliwa
stanowią podstawowe stopy żelaza szeroko stosowane w odlewnictwie.
11
Żeliwa dzielimy na:
• Białe – węgiel występuje w postaci związanej tj. węglików, udział Fe3C powoduje, że
żeliwa białe są materiałem kruchym.
• Szare – węgiel występuje w postaci wolnej – grafitu. Żeliwa szare ze względu na
występowanie grafitu mają ogromną odporność na zużycie. Jest to jedyny materiał, z
którego wykonane elementy nie zacierają się lub nie zakleszczają, gdy współpracują ze
sobą.
Nazwa żeliw jest odzwierciedleniem barwy przełomu, który jest jasny i metalicznie
połyskujący w żeliwie białym i szary w żeliwie szarym. Szare zabarwienie w drugim
przypadku wiąże się z obecnością grafitu na przełomie.
Właściwości żeliwa szarego zależą znacznie od kształtu wydzieleń grafitu. Wyróżniamy
żeliwa szare z wydzieleniami grafitu w postaci:
• Dużych płatków – wytrzymałość tego żeliwa na obciążenia dynamiczne jest mała
ponieważ płatki osłabiają materiał, natomiast posiada doskonałą zdolność tłumienia drgań
oraz przewodność cieplną.
• Wydzieleń sferycznych – wytrzymałość na obciążenia dynamiczne jest duża i żeliwo jest
plastyczne.
Wśród żeliw wyróżnia się jako odrębne grupy: żeliwo z grafitem kulkowym zwane potocznie
żeliwem sferoidalnym, żeliwo z grafitem zwartym oraz żeliwo ciągliwe. Z wyjątkiem żeliwa
ciągliwego białego, wszystkie pozostałe są zasadniczo żeliwami szarymi, które jednak
wyodrębnia się jako oddzielne ze względu na istotne różnice właściwości w porównaniu do
zwykłego żeliwa z grafitem płatkowym.
Wpływ składu chemicznego na strukturę żeliw
Mikrostrukturę żeliw a więc i ich właściwości charakteryzują dwa składniki strukturalne:
grafit oraz rodzaj metalicznej osnowy. Dlatego też wpływ dodatków stopowych rozpatruje się
pod kątem ich oddziaływania na:
• proces grafityzacji
• rodzaj osnowy metalicznej
Grafityzacja
Grafityzacja jest jednym z najważniejszych procesów, decydujących o rodzaju wytwarzanego
żeliwa. Tworzenie grafitu jest możliwe w dwojaki sposób – bezpośrednio z fazy ciekłej
podczas reakcji eutektycznej i/lub podczas przemian fazowych w stanie stałym. Ze względu
na kierunek oddziaływania na proces grafityzacji pierwiastki dzielimy na:
• sprzyjające grafityzacji, np. Al, C, Si, Ti, Ni, Cu i P
• przeciwdziałające grafityzacji (węglikotwórcze), wśród których znajdują się: W, Mn, Mo,
S, Cr, V, Mg, Ce, N i H.
Powstający grafit może posiadać różnorodną postać, która w zasadniczy sposób decyduje o
właściwościach żeliwa.
Zależnie od tego czy jest to grafit płatkowy, zwarty czy kulkowy, żeliwo jest albo całkowicie
kruche albo plastyczne, przy czym plastyczność zależy dodatkowo od wielkości i rozkładu
wydzieleń oraz rodzaju metalicznej osnowy.
Wpływ składu chemicznego na rodzaj metalicznej osnowy
Wpływ domieszek i zanieczyszczeń na strukturę osnowy metalicznej żeliw jest podobny jak
12
w stali (staliwie). Podstawowym pierwiastkiem wpływającym na rodzaj osnowy jest węgiel,
którego ilość decyduje o tym czy będzie ona:
• ferrytyczna (faza miękka)
• ferrytyczno-perlityczna
• perlityczna
Po wprowadzeniu odpowiedniej ilości dodatków stopowych i/lub obróbki cieplnej:
austenityczna, martenzytyczna itp.
Im większy jest udział fazy miękkiej (ferrytu) + sferyczne wydzielenia, tym większa będzie
plastyczność żeliwa. Zwiększenie udziały perlitu i jego dyspersji zwiększa właściwości
wytrzymałościowe a dodatkowa obróbka cieplna umożliwia uzyskanie Rm do 1600 MPa.
Warto podkreślić, że funkcjonowanie szerokiej gamy żeliw, od gatunków najmniej
„szlachetnych” jak zwykłe żeliwa szare z grafitem płatkowym, aż po żeliwa z grafitem
kulkowym jest uzasadnione szczególnymi cechami każdej grupy.
Wpływ pierwiastków stopowych - stal
Zmiany struktury wywołane przez pierwiastki stopowe znajdują swoje odzwierciedlenie w
zmianie właściwości mechanicznych, przy czym wpływ ten polega na modyfikacji rodzaju
osnowy metalicznej lub jej właściwości (umocnienia przez roztwór) i/lub zwiększeniu
udziały twardych węglików, co dotyczy głównie pierwiastków węglikotwórczych.
Rys. 2.2. Zawartość pierwiastka stopowego
Wzrost właściwości wytrzymałościowych (Rm, HB) odbywa się kosztem zmniejszenia
przewężenia, wydłużenia i udarności. Wyjątek stanowią tutaj Cr oraz Ni, które w pewnym
zakresie nawet je podwyższają. Na szczególną uwagę zasługuje nikiel, ponieważ jest
jedynym pierwiastkiem zwiększającym właściwości mechaniczne, przy równoczesnym
obniżeniu temperatury przejścia w stan kruchy.
Jeśli idzie o właściwości fizyczne, to większość pierwiastków stopowych pogarsza
przewodnictwo cieplne, zwiększając równocześnie współczynnik rozszerzalności cieplnej.
Jest to poważna wada, ponieważ zmusza do wolniejszego ogrzewania i chłodzenia podczas
zabiegów technologicznych, np. obróbki cieplnej. Zbyt szybka zmiana temperatury prowadzi
do powstania gradientów cieplnych a te mogą spowodować zmiany kształtu a nawet
zniszczenie wyrobu wskutek pęknięcia.
13
Pierwiastki stopowe dodaje się do stali z czterech głównych powodów:
1. aby poprawić hartowność,
2. aby wywołać umocnienie roztworowe i utwardzenie wydzieleniowe cząstkami twardych
faz,
3. aby wywołać odporność na korozję,
4. aby uzyskać stabilizację austenitu – stal austenityczną (γ sieć RSC) w temperaturze
pokojowej.
3. Stale drobnoziarniste o podwyższonej i wysokiej wytrzymałości
Przed stalami konstrukcyjnymi mającymi zastosowanie przede wszystkim w
budownictwie lądowym, morskim, przy wytwarzaniu środków transportu oraz w budowie
rurociągów, stawiane są ostre wymagania odnośnie:
- wysokiej granicy plastyczności,
- dobrej spawalności,
- wysokiej odporności na kruche pękanie i niskiej temperatury przejścia w stan kruchy,
- dobrej odkształcalności (formowalności) na zimno,
- niskich kosztów wytwarzania.
Stalami, które mogą sprostać tym wymaganiom i zapewnić optymalne własności w
odniesieniu do jednostkowego kosztu produkcji są stale niskowęglowe drobnoziarniste o
podwyższonej wytrzymałości i stale niskostopowe o wysokiej wytrzymałości.
Spawalne stale konstrukcyjne, których granica plastyczności przekracza 355 MPa,
nazywa się powszechnie stalami o podwyższonej wytrzymałości (grupa 2, tabela 3.1).
Rozpiętość granicy plastyczności i wytrzymałości na rozciąganie produkowanych obecnie
stali spawalnych jest bardzo duża i znane są już stale o granicy plastyczności l650÷1850 MPa
i wytrzymałości na rozciąganie 1700÷2000 MPa. Te ostatnie należą oczywiście już do stali o
nadzwyczaj wysokiej wytrzymałości. Jak wiadomo w stalach dobrze spawalnych zawartość
węgla ograniczona jest do minimum i przeważnie nie przekracza 0,2%. Z drugiej strony
węgiel jest podstawowym składnikiem zapewniającym odpowiednią wytrzymałość stali
węglowych. Stąd stale spawalne węglowe mają ograniczone własności mechaniczne.
Istnieją następujące możliwości podwyższenia wytrzymałości stali spawalnych:
- umocnienie ferrytu przez dodatki stopowe tworzące z żelazem roztwór stały,
- podwyższenie granicy plastyczności za pomocą rozdrobnienia ziarna ferrytu,
- umocnienie ferrytu za pomocą dyspersyjnych wydzieleń związków chemicznych takich
pierwiastków jak: Al, Nb, Ti, V itp.,
- umocnienie dyslokacyjne ferrytu,
- podwyższenie wytrzymałości poprzez przemiany fazowe (bainityczną, martenzytyczną),
- podwyższenie wytrzymałości w wyniku odpowiedniej obróbki cieplno-plastycznej,
- ulepszanie cieplne.
Możliwe są również inne sposoby podwyższania wytrzymałości, jak np. dyspersyjne
utwardzanie martenzytu niskowęglowego (stale typu "maraging"), zgniot na zimno
martenzytu niskowęglowego, itp.
Tabela 3.1. Grupy stali
Grupa
1
Gatunek stali
Stale o minimalnej granicy plastyczności Re ≤ 355 MPa lub Rm ≤ 520 MPa oraz
o składzie chemicznym (%):
C ≤ 0,24, Si ≤ 0,55, Mn ≤ 1,6, Mo ≤ 0,65, S ≤ 0,045, P ≤ 0,045,
14
2
3
4
5
6
7
8
9
inny pojedynczy składnik ≤ 0,3, suma innych składników ≤ 0,8
Stale normalizowane i drobnoziarniste poddane obróbce termomechanicznej o
Re > 355 MPa
Stale drobnoziarniste ulepszone cieplnie o Re > 500 MPa
Stale o zawartości Cr ≤ 0,6%, Mo ≤ 0,5%, V≤ 0,25%
(skład określony na podstawie analizy wytopowej)
Stale o zawartości Cr ≤ 9%, Mo ≤ 1,2%
Stale o zawartości Cr ≤ 12%, Mo ≤ 1%, V ≤ 0,5%
Stale o zawartości Ni ≤9%
Stale nierdzewne ferrytyczne lub martenzytyczne o zawartości Cr od 12 do 20%,
Stale nierdzewne austenityczne
Jak wskazuje nazwa stale spawalne konstrukcyjne, podstawową ich właściwością
powinna być dobra spawalność. Pojęcie dobrej spawalności jest przy tym traktowane w
sposób bardzo ogólny. Chodzi tu nie tylko o technologiczną łatwość wykonania złącza
spawanego, lecz o przydatność materiału na konstrukcję wykonaną za pomocą spawania.
Jakość różnych gatunków stali spawalnych polega przede wszystkim na różnym stopniu
odporności na kruche pękanie przy działaniu karbu i niskiej temperatury.
Wszystkie stale spawalne ze względu na strukturę w stanie dostawy można podzielić na
stale:
- ferrytyczno-perlityczne,
- bainityczne,
- martenzytyczne,
- austenityczne.
Ponadto stale ferrytyczno-perlityczne można podzielić w zależności od stanu obróbki cieplnej
na stale dostarczone w stanie:
- surowym (po walcowaniu na gorąco),
- normalizowanym,
- ulepszonym cieplnie.
Stale spawalne niestopowe należą do materiałów najbardziej rozpowszechnionych.
Znajdują one zastosowanie zarówno przy budowie odpowiedzialnych konstrukcji jak: statki,
mosty, kotły itp., jak również przy wytwarzaniu mniej odpowiedzialnych elementów np. w
budownictwie i rolnictwie. Sposób oznaczania tych stali wg normy PN-EN 10025:2002
podano na rysunku 3.1
15
Rys. 3.1. Sposób oznaczania stali wg PN-EN 10025:2002
3.1. Mechanizmy umocnienia stali ferrytyczno-perlitycznych
3.1.1. Umocnienie roztworu stałego ferrytu
Intensywność umocnienia roztworu stałego zależy od:
1) różnicy promieni atomowych pierwiastka rozpuszczanego i rozpuszczalnika. Generalnie
umocnienie roztworu stałego ferrytu w zależności od koncentracji może być opisane
zależnością:
Rys. 3.2. Zmiana granicy plastyczności w zależności od zawartości pierwiastków stopowych
w niskowęglowych stalach ferrytycznych
16
Rys. 3.3. Zmiana wytrzymałości na rozciąganie w zależności od zawartości dodatków
stopowych oraz perlitu w niskostopowych stalach węglowo-manganowych
Rys. 3.4. Zmiana przewężenia w zależności od zawartości dodatków stopowych oraz perlitu
w niskostopowych stalach węglowo-manganowych
17
3.1.2. Umocnienie w wyniku rozdrobnienia ziaren
Umocnienie stali związane z rozdrobnieniem ziaren może być opisane zależnością
Halla-Petcha:
σy = σi + ky⋅d-1/2
gdzie: σy − granica plastyczności,
d − wielkość ziaren ferrytu,
σi − opory ruchu dyslokacji,
ky − stała.
Zależność granicy plastyczności i temperatury przejścia w stan kruchy od wielkości
ziarna ferrytu ilustruje rysunek 6.4
Rys. 3.5. Wpływ wielkości ziarna ferrytu na granicę plastyczności i temperaturę przejścia w
stan kruchy stali zawierającej 0,10%C, 0,50%Mn, 0,20%Si, 0,006%N
3.1.3. Utwardzenie wydzieleniowe
Utwardzenie wydzieleniowe polega na zwiększeniu oporu ruchu dyslokacji przez
dyspersyjne cząstki drugiej fazy.
3.1.4. Umocnienie dyslokacyjne
Wzrost szybkości chłodzenia stali obniża temperaturę przemiany γ→α powodując
wzrost gęstości dyslokacji i rozdrobnienie ziarna. Wzrost gęstości dyslokacji w ferrycie
spowodowany obniżeniem temperatury przemiany podnosi granicę plastyczności o około 50
MPa.
Znaczącą rolę we wzroście własności odgrywa umocnienie wydzieleniowe węglikami
lub węglikoazotkami niobu, wanadu i tytanu. Z uwagi na małe ilości wprowadzanych
dodatków (niobu i tytanu po ok. 0,05%, wanadu do 0,1%) stale te nazywamy stalami
mikrostopowymi. Rysunek 3.6 ilustruje wpływ zawartości manganu i innych czynników na
granicę plastyczności stali normalizowanej zawierającej 0,2%C, 0,2%Si, 0,15%V, 0,015%N.
Z rysunku 3.6 i 3.7 widać, że umocnienie wywołane obecnością krzemu, manganu i wolnego
18
azotu jest niewielkie. Największy efekt umocnienia wywołuje rozdrobnienie ziarna ferrytu i
utwardzenie wydzieleniowe.
Przy analizie wpływu czynników na granicę plastyczności należy rozpatrywać
równocześnie wpływ tych czynników na temperaturę przejścia w stan kruchy. Zależności te
najlepiej ilustrują wykresy wektorowe (rys. 3.7). Widać na nich, że jedynie mangan,
aluminium i rozdrobnienie ziarna powodują wyraźny wzrost granicy plastyczności i
obniżenie temperatury przejścia w stan kruchy. Pozostałe czynniki jak utwardzenie
wydzieleniowe i dyslokacyjne oraz składniki stopowe (Si, C, Sn, N, P) podnosząc granicę
plastyczności podnoszą równocześnie temperaturę przejścia w stan kruchy. Obecność perlitu
występująca w tych stalach (do 20%) nie wpływa na granicę plastyczności, natomiast
podnosi temperaturę przejścia w stan kruchy.
Rys. 3.6. Wpływ zawartości manganu i innych czynników na granicę plastyczności stali
normalizowanej zawierającej 0,2% C, 0,2% Si, 0,15% V, 0,015% azotu
19
Rys. 3.7. Wpływ czynników strukturalnych (a) i składu chemicznego (b) na zmiany
temperatury przejścia w stan kruchy. Liczby przy wektorach podają zmianę Tkr przy wzroście
granicy plastyczności o 15MPa [86]
3.1.5. Umocnienie przez przemiany fazowe
Produkty przemian fazowych w stalach zależą głównie od temperatury przemiany.
Można powiedzieć ogólnie, że im niższa jest temperatura przemiany tym większy jest efekt
umocnienia. Wpływ poszczególnych mechanizmów umocnienia jest następujący:
1) Im niższa jest temperatura przemiany tym drobniejsze są jej produkty. Efekt ten
występuje zarówno w niskostopowych ferrytyczno-perlitycznych stalach o wysokiej
wytrzymałości jak i w niskostopowych stalach bainitycznych czy martenzytycznych
2) Im niższa jest temperatura przemiany tym większa jest gęstość dyslokacji i większe
umocnienie. Efekt ten występuje zarówno w stalach o strukturze ferrytyczno-perlitycznej
jak i stalach niskowęglowych bainitycznych i martenzytycznych;
3) Im niższa jest temperatura przemiany tym większa jest dyspersja wydzielających się faz.
Efekt rozpuszczenia w austenicie dodatków stopowych powoduje obniżenie temperatury
Ms, co przy danej zawartości węgla powoduje wzrost twardości;
4) Im niższa jest temperatura przemiany tym większe jest przesycenie roztworu stałego, co
daje wzrost jego umocnienia. Efekt ten dotyczy również węgla i odgrywa znaczącą rolę w
umocnieniu bainitu.
3.2. Obróbka cieplno-plastyczna
Obróbka cieplno-plastyczna (w normie PN-EN 10028–5 wprowadzono nazwę
walcowanie termomechaniczne) w ogólnym ujęciu polega na połączeniu procesów przeróbki
plastycznej z obróbką cieplną. Jedną z jej odmian jest regulowane walcowanie (kontrolowane
walcowanie, rys. 3.8). Standardowe regulowane walcowanie polega na nagrzewaniu stali w
piecu grzewczym do wysokiej temperatury w celu uzyskania struktury austenitycznej.
Następnie nagrzaną stal walcuje się wstępnie w wysokich temperaturach (zakres I na rys 3.8).
Odkształcony austenit przed końcowym walcowaniem w pobliżu temperatury przemiany
zdąży zrekrystalizować dając wstępnie rozdrobnione ziarno (rys. 3.8d). Walcowanie końcowe
(zakres II) powyżej temperatury przemiany Ac3 daje ziarno zrekrystalizowanego austenitu
znacznie drobniejsze niż po wstępnym walcowaniu, gdyż rekrystalizacja odbywa się w
niższej temperaturze (rys.3.8e). Walcowanie końcowe może odbywać się również poniżej
temperatury przemiany (zakres III). Niska temperatura walcowania i szybkie chłodzenie
hamują procesy rekrystalizacji, dlatego w stali może pozostać umocnienie zgniotowe
wynikające z nie zakończenia procesu rekrystalizacji (rys. 3.8f).
20
Rys. 3.8. Porównanie klasycznego i regulowanego walcowania oraz zmian struktury po
walcowaniu w różnych temperaturach (opis w tekście)
Dążenie do podwyższania granicy plastyczności przy zachowaniu bardzo dobrych
własności plastycznych doprowadziło do opracowania nowego procesu regulowanego
walcowania pod nazwą SHT (Sumitomo High Toughness) (rys. 3.9).
Rys. 3.9. Schemat zmian mikrostruktury wywołanych procesem SHT, zwykłym
walcowaniem kontrolowanym i normalizowaniem
21
4. Klasyfikacja i terminologia pojęć obróbki cieplnej
Szczegółową klasyfikację podaje norma PN-76/H-01200
Obróbka cieplna dzieli się na następujące rodzaje:
Obróbka cieplna zwykła – obejmuje rodzaje obróbek cieplnych, w których zmiany struktury
i własności są głównie funkcją temperatury i czasu (ośrodek nie odgrywa istotnej roli).
Obróbka cieplno – chemiczna – różni się od zwykłej tym, że ośrodek w którym się odbywa
odgrywa istotną rolę w zmianie składu chemicznego warstw powierzchniowych.
Obróbka cieplno – plastyczna. Kształtowanie struktury i własności odbywa się w wyniku
połączenia procesu przeróbki plastycznej i obróbki cieplnej.
Obróbka cieplno – magnetyczna. Z obróbką ta mamy do czynienie wówczas gdy
przemiany fazowe w czasie obróbki cieplnej odbywają się w polu magnetycznym (np.
podczas obróbki cieplnej magnesów.
Operacja obróbki cieplnej – jest to część procesu technologicznego wykonywanego w
sposób ciągły w zasadzie na jednym stanowisku roboczym, np. hartowanie, wyżarzanie.
Zabiegiem obróbki cieplnej jest część operacji (np. nagrzewanie, wygrzewanie,
chłodzenie).
Studzenie – chłodzenie z małą szybkością.
Oziębianie – chłodzenie szybkie.
Przykład cyklu cieplnego podczas obróbki cieplnej ilustruje rys. 39.
Rys. 4.1. Terminologia pojęć w obróbce cieplnej
Grzanie
Zarówno w praktyce jak i w teorii procesu grzania, nagrzewane ciała dzieli się na:
− Ciała o dużej zdolności przenikania ciepła (ciała cienkie)
− Ciała o małej zdolności przenikania ciepła (ciała masywne)
Wymieniony podział nagrzewanych ciał uwzględnia występowania różnic temperatur na
przekroju nagrzewanego ciała zależnych nie tylko od grubości ciała i przewodności cieplnej
lecz również od oporu cieplnego ciała charakteryzowanego wartością stosunku s/λ i
szybkości nagrzewania, gdzie:
22
s – grubość ciała, m
λ – współczynnik przewodności ciepła, kJ/m⋅h⋅°C]
Przedmiot o dużych wymiarach lecz wolno nagrzewany jest więc ciałem o dużej zdolności
przenikania ciepła (ciało cienkie), natomiast przedmiot o małych wymiarach nagrzewany z
dużą szybkością stanowi ciało o małej zdolności przenikania ciepła (ciało masywne)
Ośrodki grzejne ciekłe
Ośrodkami grzejnymi stosowanymi w praktyce obróbki cieplnej są kąpiele solne i kąpiele
metalowe (bizmut, ołów, antymon, cyna)
Skład chemiczny i oznaczenia soli hartowniczych podano w tabeli 4.1
Tabela 4.1. Sole hartownicze
Marka soli
Zakres temp.
pracy
SH960
1000÷1350
SH630
720÷900
SH430
490÷750
Skład chemiczny, %
BaCl2 NaCl CaCl2
SiO2 + Al2O3
5÷97
3÷5
72÷75 23÷25
1÷2
30÷31 20÷21 48÷50
0,05÷0,2
Chłodzenie
Mechanizm oziębiania w cieczach
Zdolność chłodząca danego ośrodka ciekłego zależy od szeregu czynników warunkujących
rodzaj wrzenia. Największy wpływ wywiera współczynnik przejmowania ciepła, który
oznacza ilość ciepła przejmowanego przez jednostkę powierzchni w ciągu jednostki czasu
przy różnicy temperatur między powierzchnią ciała stałego a cieczą równej 1°C.
Zmiany natężenia strumienia cieplnego q oraz współczynnika przejmowania ciepła α przy
wrzeniu cieczy w zależności od stopnia przegrzania cieszy przedstawione są na rysunku 4.2.
Chłodzenie nagrzanego przedmiotu przebiega w początkowym okresie w warunkach wrzenia
powłokowego (warstewkowego) cieczy chłodzącej powodującego utworzenie szczelnej
powłoki parowej dookoła powierzchni chłodzonego przedmiotu. Szczelna warstewka
występuje przy przegrzaniu cieczy powyżej 27°C. Obecność szczelnej warstewki powoduje,
że wymiana ciepła między powierzchnią a cieczą jest utrudniona, co charakteryzuje się
zmniejszoną wartością współczynnika wymiany ciepła α. Maksymalna wartość
współczynnika przejmowania ciepła α odpowiada zmianie rodzaje wrzenia z powłokowego
na wrzenie pęcherzykowe, w wyniku czego strumień cieplny osiąga wartość W miarę
obniżania stopnia przegrzania cieczy ∆t, chłodzenie przedmiotu staje się wolniejsze. Gdy
temperatura cieczy osiągnie 100°C i poniżej dalsze chłodzenie odbywa się w wyniku
konwekcyjnej wymiany ciepła. Schemat zjawisk przy powierzchni hartowanego elementu
zachodzących podczas oziębiania w cieczach pokazano na rysunku 4.2.
23
Rys. 4.2. Mechanizm chłodzenia w cieczach
Mając na uwadze fakt, że przy temperaturach wyższych niż 650°C szybkość przemiany jest
mała można stal podczas hartowania chłodzić wolniej lecz nie tak wolno aby nastąpiło
wydzielenie się ferrytu względnie perlitu.
W dalszym etapie chłodzenia w zakresie temperatur 650÷400°C odpowiadającej najmniejszej
trwałości austenitu należy chłodzić szybko. Poniżej 400°C w stalach węglowych i około
200°C w stalach stopowych należy chłodzić wolno z uwagi na zachodzącą w tym zakresie
przemianę martenzytyczną.
Tak więc przebieg chłodzenia w cieczach jest nierównomierny.
Rozróżnia się trzy etapy chłodzenia:
I – wrzenie warstewkowe, w którym powłoka parowa utrudnia wymianę ciepła,
II –w wyniku nagromadzenia się pary następuje przerywanie powłoki parowej i
dopływająca zimna ciecz chłodząca znacznie przyspiesza chłodzenie w wyniku wrzenia
pęcherzykowego,
III – poniżej 100°C następuje konwekcyjna wymiana ciepła.
Oprócz wody używane są inne ośrodki chłodzące:
− wodne roztwory NaCl,
− oleje,
− emulsje wodno-olejowe,
− syntetyczne środki chłodzące.
Zmianę szybkości chłodzenia różnych ośrodków chłodzących pokazano na rys. 4.3.
24
Rys. 4.3.
Rodzaje obróbki cieplnej
Klasyfikacje procesów obróbki cieplnej przedstawiono na rysunkach 4.4 i 4.5.
Rys. 4.4
25
Rys. 4.5
Poszczególne rodzaje obróbki cieplnej na niesione wykres Fe-Fe3C przedstawiono na
rysunku 4.6.
Rys. 4.6. Rodzaje obróbki cieplnej na niesione wykres Fe-Fe3C
Wyżarzanie ujednorodniając (homogenizujące) – polega na długotrwałym (do
kilkudziesięciu godzin) wygrzewaniu stali w wysokich temperaturach (1000÷1250°C) celem
zmniejszenia niejednorodności chemicznej. Głównym celem homogenizowania
w
odniesieniu do stali konstrukcyjnych stopowych jest poprawa własności mechanicznych
(wydłużenie przewężenie, udarność). W stalach łożyskowych zmniejszenie segregacji
węglików i pasmowości. Skuteczność homogenizowania poprawia się gdy wyżarzamy
elementy po wstępnej przeróbce plastycznej, która uaktywnia dyfuzję i skraca jej drogi.
Wyżarzanie przegrzewające polega na wygrzewaniu w temperaturach 900÷1000°C dla stali
drobnoziarnistych ponad 1000°C w celu spowodowania rozrostu ziarna i poprawieniu
skrawalności. Pozwala to na stosowanie większych szybkości skrawania. Przy obróbce stali
gruboziarnistej wiór jest kruchy i łamliwy. Po wstępnej obróbce wiórowej elementy należy
normalizować. Dlatego też stosowanie tego rodzaju obróbki cieplnej jest ograniczone.
Normalizowanie polega na nagrzaniu 30÷50°C powyżej temperatur Ac3-Acm, wygrzaniu i
chłodzeniu na powietrzu. Celem jest rozdrobnienie ziarna. Celem normalizowania stali
26
nadeutektoidalnej jest rozbicie siatki węglików oraz zmniejszenie grubości płytek cementytu
celem przygotowania do późniejszego sferoidyzowania.
Wyżarzanie zupełne – przeprowadza się podobnie jak normalizowanie z tym, że chłodzenie
odbywa się z piecem lub izotermicznie w zakresie poniżej Ac1. Celem jest poprawa
ciągliwości i doprowadzenie struktury do stanu bliskiego równowagi. Wyżarzanie zupełne
stosuje się do odlewów celem zminimalizowania naprężeń.
Wyżarzane zupełnie są również stale o wyższej hartowności, które przy chłodzeniu na
powietrzu mogą się podhartować. Struktura po wyżarzaniu zupełnym w porównaniu z
wyżarzaniem normalizującym jest bardziej grubopłytkowa a twardość mniejsza.
Wyżarzanie niezupełne. Celem skrócenia cyklu wyżarzania zupełnego i zmniejszenia
ujemnych skutków grzania w wysokich temperaturach (gruba zgorzelina, odwęglanie)
prowadzi się niekiedy wygrzewanie w zakresie A1-A3 lub A1-Acm zwane wyżarzaniem
niezupełnym. Wskutek częściowego przekrystalizowania otrzymana struktura jest
niejednorodna a uzyskane twardości są wyższe niż po wyżarzaniu zupełnym. Stosuje się je
więc do elementów mniej odpowiedzialnych, np. przed cięciem na piłach, cięciem kęsów na
prasie na kawałki przed kuciem itp.
Wyżarzanie izotermiczne – polega na szybkim ochłodzeniu do zakresu temp. poniżej A1,
wytrzymaniu w zakresie perlitycznym do zakończenia przemiany i potem i potem dowolnym
chłodzeniu. Dzięki temu zabiegowi czas całego wyżarzania skraca się 2-3 krotnie a uzyskane
twardości są niższe.
Wyżarzanie sferoidyzujące – celem wyżarzania jest nadanie węglikom postaci sferoidalnej i
w wyniku tego uzyskania minimalnej twardości, dobrej obrabialności skrawaniem i dobrej
podatności do przeróbki plastycznej.
W stalach nadeutektoidalnych stopowych (narzędziowych, łożyskowych) jednym z głównych
celów sferoidyzowania jest również optymalizacja własności użytkowych po hartowaniu i
niskim odpuszczaniu.
Strukturę sferoidytu osiąga się poprzez:
− przekształcenie węglików płytkowych w sferoidalne przez długotrwałe wygrzewanie w
temperaturze nieznacznie poniżej Ac1
− wytworzenie niejednorodnego austenitu z pozostałością nierozpuszczonych węglików i
znacznych fluktuacji stężeniowych, które są zarodkami sferoidyzacji podczas
powolnego chłodzenia.
Pierwszy sposób stosuje się głównie dla stali podeutektoidalnych a drugi nadeutektoidalnych.
W praktyce stosowane są następujące cykle wyżarzania sferoidyzującego (rys. 4.7)
Przy wygrzewaniu w temperaturze tuż poniżej Ac1 (rys. 4.7a) uzyskuje się strukturę
cementytu kulkowego przez koagulację. Przy prowadzeniu zabiegu w temperaturze powyżej
Ac1 (rys. 4.7b) na powierzchni rozdziału ferrytu i cementytu powstaje ziarno austenitu γ
rozpuszczające węgiel powstały w wyniku częściowego rozpuszczenia się cementytu.
Pozostała część cementytu, która w danej temperaturze nie rozpuściła się w austenicie
stanowi zarodki do wydzielenia się na nich cementytu z austenitu.
27
Rys. 4.7
Proces tworzenia się sferoidalnego cementytu można znacznie przyspieszyć stosując
wyżarzanie wahadłowe wokół Ac1 (rys. 4.7c). Ogólny czas wyżarzania wahadłowego jest
znacznie krótszy od wyżarzania w stałej temperaturze. Proces ten polega na wykorzystaniu
niezupełnego rozpuszczania cementytu w austenicie w temperaturze Ac1+20°C. Pozostałe nie
rozpuszczone cząstki cementytu staja się zarodkami wydzielania ziaren cementytu w
temperaturze Ac1-20°C podczas przemiany perlitycznej. W ten sposób cementyt może być
szybciej przekształcony z formy płytkowej w ziarnistą.
Wyżarzanie sferoidyzujące może być prowadzone również z przeminą izotermiczną (rys.
52d).
Strukturę sferoidytu można również uzyskać w wyniku hartowania i wysokiego
odpuszczania.
Wyżarzanie rekrystalizujące – polega na nagrzaniu odkształconego metalu do temperatury
wyższej od temperatury rekrystalizacji lecz niższej od Ac1, krótkotrwałym wygrzaniu i
ochłodzeniu. Celem jest usunięcie skutków umocnienia powstałego w wyniku przeróbki
plastycznej na zimno.
Wyżarzanie odprężające – jest stosowane w celu usunięcia naprężeń, np. w odlewach,
elementach spawanych itp. Zakres temperatur jest bardzo różny i waha się od około 300 do
650°C.
Zabiegiem zbliżonym do odprężania jest stabilizowanie – które polega na kilku lub
kilkudziesięciogodzinnym wygrzewaniu w temp. nie przekraczającej 150°C. Celem jest
unikniecie zmian wymiarowych w czasie eksploatacji.
Hartowność stali
Hartowność jest to zdolność stali do tworzenia struktury martenzytycznej. Miarą
hartowności jest głębokość warstwy zahartowanej. Za warstwę zahartowaną przyjmujemy
strefę, w której występuje co najmniej 50% martenzytu. Głębokość zahartowania zależy od
prędkości chłodzenia na przekroju hartowanego pręta. Krytyczna prędkość chłodzenia jest
to prędkość, przy której uzyskuje się w strukturze co najmniej 50% martenzytu
Stal charakteryzująca się mniejszą krytyczną prędkością chłodzenia hartuje się głębiej
przy tej samej średnicy pręta i tym samym ośrodku chłodzącym (rys. 4.8).
28
Rys. 4.8.
Hartowność stali zależy od:
− składu chemicznego stali
− wielkości ziarna austenitu
− jednorodności austenitu
− obecność wtrąceń niemetalicznych i węglików
Skład stali – wszystkie pierwiastki stopowe rozpuszczone w austenicie z wyjątkiem kobaltu
zwiększają hartowność (rys. 4.9).
•
zawartości węgla – dodawanie węgla zmniejsza szybkość przemiany dyfuzyjnej o
kilka rzędów (rys. 4.10),
wielkości ziarna austenitu – szybkość przemiany dyfuzyjnej jest proporcjonalna do liczby
zarodków. Dlatego stal drobnoziarnista ulegnie szybszej przemianie perlitycznej niż stal
gruboziarnista i będzie wymagała większej krytycznej szybkości chłodzenia niż stal
gruboziarnista. Zatem im większe ziarno austenitu tym hartowność większa. Powierzchnia
granic ziaren jest wówczas mniejsza i mniej jest miejsc ułatwiających zarodkowanie
przemian dyfuzyjnych.
Rys. 4.9. Dodatki stopowe zwiększające hartowność stali
29
Rys. 4.10. Wpływ zawartości węgla i wielkości ziarna na krytyczną szybkość chłodzenia stali
Wtrącenia niemetaliczne – wpływają na hamowanie rozrostu ziaren a ponadto ułatwiają
zarodkowanie na swojej powierzchni przemian dyfuzyjnych a tym samym obniżają
hartowność.
Niejednorodność austenitu – niejednorodny austenit ułatwia przebieg przemian
dyfuzyjnych a zatem obniża hartowność.
Hartowność jest silnie związana z wielkością krytycznej szybkości chłodzenia. Ale
wyznaczenie tej szybkości jest kłopotliwe. Dlatego ze względów praktycznych przyjęto jako
miarę hartowności średnicę krytyczną. Jest to największa średnica pręta hartującego się na
wskroś (50% martenzytu) w danych warunkach chłodzenia. Aby miarę hartowności
uniezależnić od warunków chłodzenia Grossman wprowadził pojęcie idealnej średnicy
krytycznej – (średnicy idealnej), która stanowi największą możliwą średnicę krytyczną
otrzymaną w warunkach chłodzenia idealnego tzn. o nieskończenie dużej intensywności
odprowadzania ciepła.
Hartowność określa się najczęściej w próbie hartowania od czołowa w tzw. próbie Jominy.
Polega ona na hartowaniu od czoła pręta o średnicy 25mm i długości 100mm strumieniem
wody o stałej szybkości wypływu (PN-72/H-04402) (rys. 4.11).
Rys. 4.11
Najbardziej charakterystyczną cechą opisanej próby jest zmieniająca się na długości próbki
szybkość chłodzenia imitująca wpływ zdolności chłodzącej ośrodka oziębiającego i wielkości
przekroju na strukturę i twardość. Wynik badania przedstawia się w postaci krzywej
hartowności, która jest funkcją twardości w zależności od odległości od czoła. Kilka
30
krzywych hartowności dla danego gatunku stali nosi nazwę pasma hartowności (rys. 4.12).
Twardość HRC
Pasmo hartowności
Krzywa hartowności
Odległość od czoła, mm
Rys. 4.12. Krzywa i pasmo hartowności
Twardość martenzytu zależy głównie od zawartości węgla. Pierwiastki stopowe niewiele tą
twardość podnoszą. Podobnie twardość strefy półmartenzytycznej zależy od zawartości
węgla (rys. 4.13).
Rys. 4.13. Zależność twardości martenzytu od zawartości węgla
Znając twardość strefy półmartenzytycznej wyznaczamy z krzywej hartowności odległość od
czoła próbki na której ta strefa występuje a z odpowiednich nomogramów wyznaczamy
średnicę krytyczną.
Hartowanie
Operacja hartowania objętościowego składa się z zabiegów nagrzewania na wskroś do
31
temperatura
temperatury austenityzowania, wygrzewania przy tej temperaturze i chłodzenia z szybkością
pozwalającą na uzyskanie struktury martenzytycznej lub bainitycznej. Zakres temperatur
hartowania - 30÷50° powyżej Ac3 dla stali podeutektoidalnej lub Ac1 dal stali
nadeutektoidalnej.
Szybkość chłodzenia, z jaką należy chłodzić materiał można określić z wykresu CTPc.
Orientacyjnie szybkość krytyczna dla stali węglowych to ok. 1000÷100°C/s (zależnie od
zawartości C i innych czynników), dla stali stopowych 100÷10°C/s i mniej.
Woda pozwala osiągnąć na powierzchni pręta Ø12,5mm średnią szybkość chłodzenia w
zakresie temperatur 830÷540°C ok. 550°C/s a nowoczesny olej o dużej zdolności chłodzącej
w tych samych warunkach ok. 400°C/s.
Drugim ważnym kryterium, które należy brać pod uwagę ze względu na naprężenia cieplne i
strukturalne jest wielkość przekroju i złożoność kształtu. Jeśli dobrany ośrodek chłodzący
powoduje nadmierne odkształcenia lub pęknięcia to należy zmienić gatunek stali, aby można
było chłodzić łagodniej w innym ośrodku. Krytyczną szybkość chłodzenia należy jednak
osiągnąć przy hartowaniu martenzytycznym nie w całym zakresie temperatur, lecz tylko w
zakresie najmniejszej trwałości austenitu (rys. 4.14). Jest to ważna zasada hartowania
idealnego. Przy wyborze ośrodka chłodzącego należy zwracać uwagę, aby maksymalna
szybkość chłodzenia odpowiadała minimalnej
faza powłoki
trwałości austenitu.
Wytworzenie w wyniku hartowania pożądanej
mikrostruktury
przy
równoczesnym
faza wrzenia
zapewnieniu optymalnego rozkładu naprężeń
pęcherzykowego
własnych na przekroju i minimalnych
odkształceń, sprzyja nie tylko racjonalny
dobór rodzaju ośrodka oziębiającego, lecz
faza konwekcyjna
Ms
również sposób chłodzenia (ciągłe, stopniowe
z przemianą izotermiczną). Stosownie do tego
rozróżnia się cztery główne rodzaje
V chł.
hartowania objętościowego (rys. 4.15)
czas
Rys. 4.14
austenit
tem peratura
hartowanie martenzytyczne z chłodzeniem ciągłym
hartowanie przerywane (w dwóch ośrodkach)
hartowanie martenzytyczne stopniowe
hartowanie bainityczne z przemianą izotermiczną
temperatura
tem peratura
─
─
─
─
austenit
austenit
Bainit
Ms
P
R
M
Ms
Ms
M
M
czas
Rys. 4.15 a) zwykłe i przerywane
P R
b) stopniowe
czas
czas
c) izotermiczne
Hartowanie ciągle
Hartowanie ciągle jest najczęściej stosowane ze względu na prostotę wykonania. Struktura
martenzytyczna po wysokim odpuszczaniu ma optymalne własności mechaniczne, jednakże
w praktyce, biorąc pod uwagę rozkład naprężeń użytecznych na przekroju części maszyn,
P R
32
zadawalamy się zwykle zawartością 90% martenzytu w najsilniej obciążonej części
przekroju i nie mnie niż 50% w pozostałej części. Za strefę zahartowaną uważamy strefę
zwierającą min 50% martenzytu. Ponieważ mikroskopowo bardzo trudno jest określić ilość
martenzytu i rozróżnić go od bainitu, najczęściej strefę półmartenzytyczną określa się z
pomiarów twardości.
Bowiem twardość stali podeutektoidalnych zależy prawie wyłącznie od zawartości węgla i
ilości martenzytu w strukturze.
Zależność twardości różnych stali od temperatury hartowania przedstawia rys 4.16.
HRC
martenzyt
70
60
har
t.
Hart.
AC1-Acm
pow
50
yże
j Ac
m
40
30
0,2
0,4
0,6
0,8 1,0
1,2
1,4
%C
Rys.4.16
Hartowanie stopniowe
Przy hartowaniu stopniowym podobnie jak i zwykłym, uzyskuje się również martenzyt jako
przeważający składnik strukturalny.
Zbieg oziębiania nie jest tu jednak ciągły, lecz podzielony na trzy etapy:
─ oziębianie w gorącym oleju lub stopionej soli od temperatury austenityzacji do
temperatury w zasadzie wyższej o 20÷40°C od MS, lecz niekiedy również niższej od
niej,
─ wytrzymanie w gorącej kąpieli w ciągu czasu niezbędnego dla wyrównania się
temperatury na przekroju, lecz nie dłuższego od czasu trwałości austenitu (od kilkunastu
sek. do kilku minut.
─ powolne chłodzenie zazwyczaj na powietrzu do temperatury otoczenia
Główną zaleta tego rodzaju obróbki cieplnej, warunkującej równocześnie jej zastosowanie
jest znaczne zmniejszenie naprężeń i odkształceń zarówno cieplnych jak i strukturalnych.
Zmniejszenie naprężeń cieplnych spowodowane jest mniejszym gradientem temperatury na
przekroju oraz łatwością odkształcania się plastycznej fazy austenitycznej podczas
pierwszego i drugiego etapu chłodzenia. Przyczyną zmniejszenia naprężeń strukturalnych jest
natomiast prawie równoczesne zachodzenie przemiany martenzytycznej w całej objętości
(nawet na zróżnicowanych przekrojach) wskutek powolnego chłodzenia w trzecim etapie. Po
hartowaniu stopniowym odpuszczanie prowadzi się jak po hartowaniu zwykłym.
Podstawowym ograniczeniem hartowania stopniowego jest zmniejszenie szybkości
chłodzenia w pierwszym etapie (do temp bliskiej MS). Szybkość ta nie może być bowiem
mniejsza od krytycznej, wskutek czego stal przeznaczona do tej obróbki musi mieć
dostateczną hartowność, a przekroje hartowane muszą być mniejsze w porównaniu z
dopuszczalnymi przy hartowaniu zwykłym (ciągłym). Jako ośrodki chłodzące stosuje się do
ok. 200°C podgrzane oleje, natomiast w zakresie 180÷400°C stopione sole. Czas
33
wytrzymania w gorącej kąpieli zależy głównie od wielkości przekrojów obrabianych części i
zdolności chłodzącej kąpieli. Drugi z wymienionych czynników zależy z kolei od rodzaju
ośrodka chłodzącego i intensywności jego mieszania. Szybkość chłodzenia w kąpielach
solnych jest przy tej samej temperaturze w przybliżeniu czterokrotnie większa niż w
olejowych. Np. pręt Ø25mm osiąga na całym przekroju temperaturę 200°C po 1,5÷2 min w
kąpieli solnej przy umiarkowanym mieszaniu, natomiast w kąpieli olejowej dopiero po 8÷10
min.
Na zakres zastosowania hartowania stopniowego wpływa również możliwość prostowania,
nadawania kształtu metodą kucia, walcowania, wyciskania, bezpośrednio po wyjęciu z
gorącej kąpieli. Przeważający udział struktury austenitycznej, a także zjawisko szczególnie
wysokiej plastyczności w okresie zachodzenia przemiany martenzytycznej umożliwiają
nawet znaczne odkształcenia. Oczywiście dla zachowania tolerancji wymiarowych
kształtowanie i prostowanie winno być przeprowadzone w odpowiednich przyrządach i w
odpowiednim zakresie temperatur. Metodę tę stosuje się najczęściej dla elementów o
znacznych wymiarach np. blachy, płyty, matryce, sprężyny, długie narzędzia ze stali do pracy
na gorąco, szybkotnących, nierdzewnych, martenzytycznych.
Hartowanie przerywane
Podobnie jak i poprzednie pozwala zmniejszyć naprężenia hartownicze w wyniku obniżenia
szybkości chłodzenia w zakresie przemiany martenzytycznej. Prowadzi się go w dwóch
ośrodkach. Najpierw szybko w wodzie a potem wolniej w oleju. Pewną niedogodnością tego
procesu hartowania jest konieczność dokładnej znajomości zmian temperatury w czasie
chłodzenia, aby w odpowiednim czasie (powyżej temperatury Ms) wyjąć element z wody i
przenieść do oleju.
Hartowanie izotermiczne (bainityczne)
W odróżnieniu od hartowania zwykłego i stopniowego w wyniku hartowania z przemianą
izotermiczną otrzymuje się strukturę wyłącznie lub w przeważającej części bainityczną.
Operacja hartowania składa się z:
─ austenityzowania
─ chłodzenia z szybkością umożliwiającą przechłodzenie austenitu do temperatury niższej
od temperatury przemiany perlitycznej
─ wytrzymanie w kąpieli chłodzącej o stałej temperaturze (powyżej Ms, zwykle
260÷400°C) do czasu zakończenia przemiany bainitycznej
─ dochładzanie do temperatury otoczenia z dowolną szybkością najczęściej na powietrzu
Mała szybkość chłodzenia ogranicza gatunki stali, które można hartować izotermicznie (aby
nie zaszła w nich przemiana perlityczna). Drugim ograniczeniem jest, aby czas do
zakończenia przemiany bainitycznej nie był zbyt długi np. powyżej 1h – nastręcza to bowiem
trudności przy produkcji seryjnej.
Głównym celem hartowania z przemianą izotermiczną, określającym zarazem asortyment
wyrobów, do których może być z korzyścią stosowana jest osiągnięcie wyższych własności
plastycznych, udarności i niektórych innych (np. odkształcenia) niż to jest możliwe przy
konwencjonalnym hartowaniu martenzytycznym i wysokim odpuszczaniu. Struktura
bainityczna w porównaniu z sorbitem o tej samej twardości cechuje się znacznie większą
udarnością, przewężeniem i wydłużeniem (rys. 4.17) oraz mniejszą wrażliwością na działanie
karbu, co podwyższa wytrzymałość zmęczeniową np. sprężyn. Jednakże granica sprężystości
i plastyczności bainitu jest niższa niż sorbitu o tej samej twardości, w związku, z czym
sprężyny hartowane izotermicznie winny mieć wyższą twardość.
Dalszą, korzystną zmianą hartowania z przemianą izotermiczną są minimalne zmiany
34
wymiarowe (objętość właściwa bainitu jest mniejsza, niż martenzytu) co jest szczególnie
ważne np. dla matryc z gotowymi wykrojami.
KCM
9
8
a
hart ow
nie izo
termicz
ne
7
6
5
rto
ha
w
ie
an
zw
yk
łe
4
50
45
40
35
Rys. 4.17.
Ośrodkami chłodzącymi są najczęściej sole saletrzane np.:
S0330 temp. pracy 330÷550°C (9%NaNO3, 89%KNO3, 1%K2CrO4, 1%K2Cr2O7)
S0220 temp. pracy 280÷500°C (43%NaNO3, 55%KNO3, 1%K2CrO4, 1%K2Cr2O7)
S0110 temp. pracy 170÷450°C (55%KNO3, 44%NaNO3, 1%K2CrO4, 1%K2Cr2O7)
Przy stosowaniu soli saletrzanych istotne jest nie przekraczanie temperatury 550°C gdyż
grozi wybuchem.
Czas przebywania w kąpieli winien być nie krótszy niż wynika to z wykresu CTPi.
Do hartowania izotermicznego nadają się:
─ stale węglowe 0,5÷1%C i Mn > 0,6%
─ stale wysokowęglowe C > 0,9% przy Mn < 0,6%
─ stale średniowęglowe C > 0,5% z podwyższonym manganem Mn > 1% (30G2, 45G2)
─ stale konstrukcyjne chromowe i Cr-Mo (40H, 40HM)
Patentowanie
Patentowanie jest specjalną odmianą obróbki cieplnej stosowanej najczęściej dla drutów a
niekiedy również dla taśm. Polega ona na przechłodzeniu austenitu do temperatur leżących w
zakresie maksymalnej szybkości przemiany, przeprowadzeniu tej przemiany w warunkach
izotermicznych i dalszym chłodzeniu w powietrzu. W wyniku patentowania uzyskuje się
strukturę bardzo drobnego perlitu, który cechuje się bardzo wysoką wytrzymałością i dobrą
plastycznością. Umożliwia to stosowanie znacznego odkształcenia w czasie ciągnienia i tym
samym dalszego wzrostu wytrzymałości aż do ok. 3500MPa dla stali wysokowęglowych.
Do wyrobu drutów patentowanych stosowane są stale zawierające 0,35÷1,1%C.
Proces patentowania prowadzi się na agregatach ciągłych, w których rozwijający się z kręgu
drut austenityzuje się znacznie powyżej Ac3 oraz oziębia w kąpieli (ołów, silumin, sól
saletrzana) o temperaturze 450÷550°C. Czas przebywania w kąpieli jest tak dobrany, aby
przemiana zaszła do końca. Patentowanie prowadzi się przed przeciąganiem lub między
operacjami przeciągania.
35
Hartowanie powierzchniowe
Hartowanie powierzchniowe polega na szybkim nagrzaniu do temperatury hartowania tylko
warstwy wierzchniej przedmiotu i następnie szybkim jej ochłodzeniu. Do ważniejszych cech
hartowania powierzchniowego należą:
─ ograniczenie nagrzewania do cienkiej warstwy wierzchniej i tylko w miejscach gdzie jest
to wymagane,
─ zmniejszenie odkształceń hartowniczych na skutek ograniczenia nagrzewania do małej
części obrabianego przedmiotu,
─ krótki czas obróbki,
─ minimalne utlenienie powierzchni,
─ brak odwęglenia,
─ możliwość zastępowania niektórych stali wysokostopowych przez stale niskostopowe i
węglowe,
─ możliwość prowadzenia hartowania poza hartownią w liniach obróbki mechanicznej.
Zależnie od sposobu nagrzewania rozróżnia się:
─ hartowanie indukcyjne – grzanie odbywa się prądem elektrycznym indukowanym w
przedmiocie obrabianym przez zmienne pole magnetyczne,
─ hartowanie płomieniowe – grzanie powierzchni odbywa się palnikami gazowymi,
─ hartowanie kąpielowe – grzanie polega na krótkotrwałym zanurzaniu w kąpieli solnej lub
metalowej o znacznie wyższej temperaturze niż temperatura hartowania,
─ hartowanie kontaktowe – grzanie wywołuje prąd elektryczny przepływający przez styk
powierzchni przedmiotu i uchwyt doprowadzający prąd,
─ hartowanie elektrolityczne – grzanie wywołuje łuk elektryczny powstający przy
powierzchni przedmiotów zanurzonych w elektrolicie podczas przepływu prądu o
dużym natężeniu.
W praktyce szersze zastosowanie znalazły jedynie pierwsze dwa rodzaje hartowania a
szczególnie hartowanie indukcyjne.
Hartowanie indukcyjne
Do wytwarzania pola magnetycznego, w którym nagrzewa się przedmioty hartowane
indukcyjnie używa się specjalnych cewek tzw. „wzbudników”, w których płynie prąd
dostarczany z generatora prądu przemiennego.
Na rys. 4.18 podano przykładowo wzbudnik jednozwojowy, w którym nagrzewa się wałek.
36
Rys. 4.18
Przekazywanie mocy przez wzbudnik do przedmiotu nagrzewanego następuje na wskutek
wzajemnych zależności między prądem elektrycznym a polem magnetycznym. Ważną cechą
prądu przemiennego wykorzystywanego podczas nagrzewania indukcyjnego jest to, że w
przekroju przedmiotów nagrzewanych i w przekroju wzbudników (nazywanych dalej
przewodnikami) jest on rozłożony nierównomiernie. Nierównomierność ta jest tym większa,
im większa jest częstotliwość prądu. W miarę wzrostu częstotliwości prąd skupia się coraz
bliżej powierzchni przewodnika. Zjawisko to nosi nazwę efektu naskórkowości.
Zmiany gęstości prądu w funkcji odległości od powierzchni przedmiotu zależą nie tylko od
częstotliwości prądu, ale także od oporu właściwego ρ i przenikalności magnetycznej µ
materiału. W celu uniezależnienia się od tych zjawisk wprowadzono pojęcie umownej
głębokości wnikania prądu δ, której wartości określa się wzorem
δ=
2ρ
ω = 2⋅π⋅f
ωµ
gdzie: f – częstotliwość,
ω – pulsacja
W warstwie o grubości δ wydziela się w rzeczywistości 90% mocy dostarczanej do
przewodnika.
Podczas hartowania powierzchniowego przedmiotów o złożonych kształtach pewne ich
elementy mogą mieć wymiary tego samego rzędu, co głębokość wnikania i wtedy maleje
sprawność nagrzewania.
Ilustruje to poniższa tablica:
średnica przedmiotu
d
=
wydzielona energia % δ
wydzielona energia %
8
6
4
2
1
0,6
0,4
95
85
65
30
10
4
1
37
Metody hartowania indukcyjnego
Hartowanie indukcyjne dzieli się na kilka metod różniących się względnymi ruchami
wzbudnika i przedmiotu w czasie nagrzewania
Hartowanie płomieniowe
Podczas hartowania płomieniowego konieczne jest uzyskanie takich intensywności
nagrzewania, aby ciepło wydzielane na powierzchni nagrzanej było większe od ciepła
odprowadzanego w głąb materiału. Uzyskuje się wtedy nagrzanie warstwy wierzchniej do
temperatury hartowania, podczas gdy rdzeń pozostaje jeszcze zimny.
Metody hartowania płomieniowego są identyczne jak hartowania indukcyjnego. Ilustrują to
rysunki 4.19 i 4.20.
Rys. 4.19
Rys. 4.20
Obróbka
cieplno
–
chemiczna
Obróbka cieplno chemiczna ma na celu zmianę składu chemicznego warstw wierzchnich
38
metalu lub stopu dla uzyskania wymaganych własności. Polega ona na dyfuzyjnym
wprowadzeniu do metalu określonego pierwiastka z ośrodka zawierającego ten pierwiastek.
W ośrodku będącym związkiem chemicznym lub mieszaniną związków mogą zachodzić
odwracalne reakcje chemiczne a charakteryzuje go aktywność pierwiastka dyfundującego do
metalu.
Jeżeli na styku ośrodka z powierzchnią metalu (w tzw. strefie Nernsta) aktywność
składników w ośrodku jest wyższa od aktywności składnika A w metalu, wówczas zachodzi
reakcja chemiczna, której wynikiem jest przejście składnika A z ośrodka do metalu.
Przechodzenie to trwa do czasu wyrównania się aktywności składnika A w ośrodku i w
metalu. W zależności od rodzaju procesu obróbki cieplnej, rodzaju ośrodka, temperatury i
rodzaju tworzących się w metalu faz, występują trzy typy reakcji przedstawione w tabeli 1
Tabela 1.
Rodzaj reakcji
Wymiana
Dysocjacja
Ośrodek
AB
AB
Redukcja
AB + C
Strefa Nernsta
AB → A + B
AB + M → A + MB
AB + C → A + BC
Metal M
Reakcja dysocjacji, w której związek chemiczny AB dysocjuje na składniki A i B, przy
czym składnik A dyfunduje do metalu a składnik B do środowiska.
Reakcja wymiany, w której związek AB reaguje z metalem M, wytwarza składnik A
dyfundujący do metalu i składnik MB przechodzący do ośrodka.
Reakcja redukcji, w której dwa składniki ośrodka AB i C reagują ze sobą wytwarzając
składnik A dyfundujący do metalu i składnik BC przechodzący do ośrodka.
Wydzielone w wyniku powyższych reakcji atomy migrują w głąb metalu mechanizmem
międzywęzłowym względnie wakansowym.
Mechanizm wakansowy – polega na przemieszczaniu się atomów przez nie obsadzone
węzły sieci natomiast mechanizm międzywęzłowy na przemieszczaniu się atomów przez
przestrzenie międzywęzłowe metalu (tym mechanizmem dyfundują atomy o małych
średnicach C, N). Grubość warstwy dyfuzyjnej można określić z zależności:
x = 2 Dt
x- grubość warstwy dyfuzyjnej
D – współczynnik dyfuzji
t – czas
Stosowane w praktyce rodzaje obróbki cielno – chemicznej przedstawia rys. 4.21
39
Obróbka cieplno chemiczna
Chromo-aluminiowanie
Aluminiowanie
Wanadowanie
Tytanowanie
Chromowanie
Borowanie
(Naborowywanie)
Dyfuzyjne nasycanie
metalami
Siarko-węglo-azotowanie
Siarkoazotowanie
Węgloazoowanie
niskotemperaturowe
Węgloazotowanie
wysokotemperaturowe
Azotowanie
Nawęglanie
Dyfuzyjne nasycanie
niemetalami
Rys. 4.21.
Nawęglanie
Nawęglanie polega na nasyceniu węglem wierzchnich warstw części wykonanych ze stali
zazwyczaj niskowęglowych. Uzyskuje się to przez wygrzewanie części w temperaturach
880÷950°C w ośrodku stałym lub gazowym, z którego w tych temperaturach wydziela się
węgiel potrzebny do dyfuzji. Celem nawęglanie z następnym hartowaniem jest uzyskanie
twardej odpornej na ścieranie warstwy przy zachowaniu ciągliwego rdzenia.
Na całość zagadnienia nawęglania składają się zjawisko zachodzące w fazie gazowej, na
granicy fazy gazowej ze salą, oraz w stali. Ośrodkami nawęglającymi są: mieszaniny CO –
CO2 – CH – CH4 – H2 – H2O
O właściwościach nawęglających mieszaniny decyduje jej aktywność oraz odpowiadające jej
stężenie węgla w stali, czyli tzw. potencjał węglowy.
Potencjał węglowy jest to wielkość określająca, z jakim stężeniem węgla w stali jest w
równowadze węglowej mieszanina gazowa tzn., że nie powoduje ona w danych warunkach
ani nawęglenia ani odwęglenia.
Przepływ węgla z ośrodka gazowego do powierzchni i jego dyfuzja w głąb stali są
uzależnione od przebiegu reakcji wydzielających węgiel
2CO → C + CO2
CH4 → C + 2H2
CO + H2 → C + H2O
W wyniku tych reakcji wytwarzają się produkty rozkładu, które są składnikami
odwęglającymi (CO2, H2O, H2) co powoduje obniżenie potencjału węglowego ośrodka
gazowego. Ponieważ obniżenie potencjału węglowego zmniejsza strumień węgla płynącego
do powierzchni, nawęglenie ulega zwolnieniu lub zostaje zahamowane. Aby do tego nie
dopuścić należy dostarczać ciągle ośrodek nawęglający, odprowadzając produkty rozkładu.
Ośrodki nawęglające
W zależności od rodzaju ośrodka nawęglającego rozróżnia się:
−
nawęglanie w proszkach,
−
nawęglanie gazowe.
Ośrodkiem bezpośrednio nawęglającym jest w obu przypadkach gaz z tym, że w przypadku
pierwszym gaz nawęglający powstaje z proszku węgla otaczającego nawęglane przedmioty w
40
wyniku reakcji chemicznych, w drugim natomiast gaz doprowadza się do pieca z zewnątrz
lub wytwarza się on z wprowadzonych do pieca ciekłych związków organicznych.
W skład proszku do nawęglania wchodzi węgiel drzewny i węglany (BaCO3, CaCO3,
Na2CO3).
Przy nawęglaniu gazowym najczęściej stosowanym gazem jest atmosfera endotermiczna
wzbogacona gazem ziemnym lub propanem (gazu ziemnego dodaje się 5÷20%, propanu
2÷10%).
Przy nawęglaniu dla uzyskania niskiego stężenia powierzchniowego węgla 0,7÷0,85%
stosuje się samą atmosferę endotermiczną bez wzbogacenia.
Nawęglanie gazowe
Podstawowymi parametrami nawęglania gazowego są:
─ temperatura nawęglania (880÷950°C),
─ czas nawęglania,
─ potencjał węglowy atmosfery,
─ natężenie przepływu atmosfery.
Ze wzrostem temperatur nawęglania skraca się znacznie czas nawęglania (rys 80) co jest
spowodowane szybszą dyfuzją C. Czas nawęglania skraca się również z podwyższeniem
potencjału węglowego tzn. przy wyższym potencjale węglowym wyższe jest stężenie
powierzchniowe węgla i szybsza jest dyfuzja.
Nawęglanie w proszkach
Elementy do nawęglania w proszkach układa się
w skrzyniach metalowych obsypuje dokładnie
mieszanką nawęglającą i po założeniu pokrywy
uszczelnia gliną i suszy
Po nawęglaniu skrzynki z proszkiem i częściami
w piecu następuje nawęglanie. Powietrze zawarte
w skrzynce reaguje z węglem
2C + O2 → 2CO
Wytwarzając tlenek węgla, który rozkładając się
zgodnie z reakcją
2CO → C + CO2
wytwarza węgiel dyfundujący do stali i dwutlenek
węgla.
W dalszej części tlenek węgla wydziela się z
Rys. 4.22. Grubość warstwy
reakcji
nawęglonej w funkcji czasu i
BaCO3 + C → BaO + 2CO
temperatury
2CO → Cat + CO2
CO2 +BaO → BaCO3
Wynika z tego, że przy nawęglaniu ilość węglanu baru nie zmniejsza się a zużywa się tylko
węgiel drzewny. Dużą wadą tego nawęglania jest brak kontroli potencjału węglowego
ośrodka nawęglającego, stąd też uzyskanie powtarzalnych wyników nawęglania różnych
partii jest trudne do osiągnięcia.
Węgloazotowanie wysokotemperaturowe
Węgloazotowanie wysokotemperaturowe polega na równoczesnym nasycaniu węglem i
azotem części wykonanych najczęściej ze stali niskowęglowych lub średniowęglowych.
Uzyskuje się to przez wygrzewanie części w temperaturze 750÷900°C w ośrodku ciekłym
lub gazowym, z którego w tych temperaturach wydziela się węgiel i azot. Celem
41
węgloazotowania wysokotemperaturowego połączonego z następnym hartowaniem jest
uzyskanie twardej odpornej na ścieranie warstwy o podwyższonych własnościach przy
zachowaniu ciągliwego rdzenia.
Węgloazotowanie można, więc rozpatrywać jako dwa oddzielne procesy. Nawęglanie zostało
omówione wcześniej.
Źródłem azotu dyfundującego do stali jest zazwyczaj amoniak (NH3) wprowadzony do pieca
razem z atmosferą nawęglającą.
Amoniak dysocjuje wg reakcji
2NH3 → N2 + 3H2
W procesie węgloazotowania rola azot ogranicza się w zasadzie do zmian warunków dyfuzji
węgla i struktury warstwy. Obecność azotu powoduje:
─ zmianę potencjału węglowego atmosfery,
─ zwiększenie szybkości dyfuzji węgla w austenicie (N rozpycha sieć i zwiększa luki),
─ zwiększenie aktywności węgla w austenicie,
─ zmianę warunków równowagi w układzie Fe – Fe3C,
─ zwiększenie twardości przechłodzonego austenitu,
─ obniżenie temperatury Ms,
─ zwiększenie ilości austenitu szczątkowego,
Produkty dysocjacji (wodór i azot) rozcieńczając atmosferę zmieniają stosunek ciśnień
cząstkowych składników nawęglających do odwęglających w kierunku podwyższenia
potencjału węglowego. Azot dyfundujący do stali zwiększa współczynnik dyfuzji węgla w
austenicie a więc i szybkość dyfuzji. Powoduje to uzyskanie wymaganych warstw w
krótszym czasie. Stwarza ponadto możliwość uzyskania niższych temperatur, gdyż przy
węgloazotowaniu uzyskuje się warstwy o zbliżonych grubościach w temperaturach o 50°C
niższych niż przy nawęglaniu.
Azot obniża temperaturę A1 i przesuwa punkt S w lewo, przez co umożliwia stosowanie
niższych temperatur nawęglania i niższych temperatur hartowania.
Obróbka cieplna po nawęglaniu
Ze względu na stosunkowo niską twardość warstw nawęglanych (200-280HBW) obróbka
cieplna jest konieczna , gdyż dopiero ona nadaje nawęglonej powierzchni wysoką twardość i
odporność na ścieranie.
Zakres nawęglania
a
b
c
d
0
Rys. 4.23. Różne rodzaje hartowania po nawęglaniu
Najprostszym rodzajem obróbki cieplnej jest hartowanie bezpośrednie po nawęglaniu (rys.
4.23, wariant a), przy czym jeżeli występuje strefa nadeutektoidalna, można wstępne
stosować przechłodzenie do temperatury 760o÷820oC, co zmniejsza odkształcenia i ilość
austenitu szczątkowego. Wadą tego sposobu jest gruboziarnista struktura rdzenia i warstwy
nawęglonej, co prowadzi do obniżenia własności plastycznych. Sposób ten może być
42
stosowany w stalach nie skłonnych do rozrostu ziaren oraz po nawęglaniu gazowym. Po
nawęglaniu w skrzynkach stosuje się sposób pokazany na rysunku 4.23 (wariant b). Ponowne
nagrzanie powyżej temperatury Ac3 dla rdzenia (850o÷900oC) po chłodzeniu na powietrzu
lub bezpośrednim hartowaniu powoduje rozdrobnienie ziarna rdzenia a tym samym wzrost
plastyczności. W strefie nawęglonej ziarno jest jednak zbyt duże gdyż ta temperatura leży
powyżej temperatury hartowania stali o składzie warstwy powierzchniowej. Aby uzyskać
dobre własności powierzchni i małą ilość austenitu szczątkowego stosuje się wariant c
pokazany na rysunku 4.23. Wówczas rdzeń nie zostaje całkowicie przekrystalizowany.
Sposób ten nie zmienia jednak postaci cementytu wtórnego w warstwie wierzchniej.
Najlepsze efekty daje podwójne hartowanie (wariant d) chociaż jest kosztowne. Pierwsze
hartowanie rozdrabnia strukturę warstwy nawęglonej bez zmiany postaci cementytu
wtórnego i daje twardą warstwę o małej zawartości austenitu szczątkowego. Hartowanie stali
po nawęglaniu w zależności od gatunku prowadzi się w wodzie lub oleju. Przy hartowaniu
podwójnym pierwsze prowadzi się w oleju drugie w wodzie, co zapobiega paczeniu się i
pękaniu elementów. Po hartowaniu elementy poddaje się niskiemu odpuszczaniu
150°÷200°C w celu zmniejszenia naprężeń wewnętrznych. Celem zmniejszenia ilości
austenitu szczątkowego można stosować przed odpuszczaniem wymrażanie zwłaszcza w
wariancie (a) i (b) w przypadku stali stopowych.
Azotowanie
Azotowanie polega na dyfuzyjnym nasycaniu azotem warstw powierzchniowych
przedmiotów stalowych i żeliwnych nagrzewanych w atmosferze częściowo zdysocjowanego
amoniaku. Proces przeprowadza się w zakresie temperatur 5000÷7000C w czasie 0,5÷50h.
Umożliwia on podwyższenie odporności na ścieranie, wytrzymałości zmęczeniowej oraz
odporności na korozję części maszyn i narzędzi. Grubość uzyskanych warstw po szlifowaniu
wynosi 0,006÷0,6mm i twardość 400÷1300HV. Grubość i twardość warstw dobiera się w
zależności od wymagań i przeznaczenia warstw. Ze względu na stosunkowo niską twardość
warstw nawęglonych (200÷280HB) obróbka cieplna jest konieczna, gdyż dopiero ona nadaje
nawęglonej powierzchni wysoką twardość i odporność na ścieranie.
Azotowanie dzieli się na:
−
długookresowe (60÷80h)
−
krótkookresowe (do 8h).
Azotowanie długookresowe. Temu procesowi poddawane są stale stopowe zawierające
pierwiastki azototwórcze np. Al, Cr, V, Mo, Ti. Stosuje się więc stale konstrukcyjne 38HMJ,
25H3M, 40HNMA, a ponadto stale austenityczne i ferrytyczne 1H18N9T, OH17N4G8,
1H13, 2H13.
Azotowanie długookresowe stosuje się na części maszyn silnie obciążonych i narażonych na
intensywne zużycie przez tarcie, (części silników, pomp, wały korbowe, tuleje cylindryczne
itp.).
Azotowanie krótkookresowe. Stosuje się zarówno do stali stopowych jak i nie stopowych
konstrukcyjnych i narzędziowych, oraz żeliw. Zalecane gatunki stali to: 10, 20G, 18HGT, 45,
40H, oraz stale szybkotnące SW7M. Azotowanie krótkookresowe stosuje się do części
maszyn narażonych na ścieranie, zatarcie, zmienne obciążenia oraz do narzędzi. Poza tym
stosuje się jako proces nadający warstwie własności antykorozyjne do części narażonych na
korozję w wodzie i wilgotnej atmosferze. Najczęściej azotowane krótkookresowo elementy
to: wały korbowe, sprzęgła przekładnie, śruby pociągowe, wrzeciona frezarek, koła zębate,
prowadnice, pierścienie tłokowe itp.
Ośrodki azotujące
Ośrodkiem azotującym jest mieszanina amoniaku, wodoru i azotu, które są produktami
43
dysocjacji amoniaku. Stopień dysocjacji reguluje się natężeniem przepływu amoniaku, przy
czym ze wzrostem natężenia przepływu stopień dysocjacji maleje.
Azotowanie jonowe
Azotowanie jonowe polega wytwarzaniu warstwy azotowej na przedmiocie stalowym
umieszczonym w zjonizowanym gazie. Proces azotowania przeprowadza się w specjalnym
urządzeniu (rys. 4.24) wyposażonym w reaktor, w którym przy napięciu 400÷1000V i
ciśnieniu 0,1÷10Tr wprowadzony do reaktora gaz (azot, azot z wodorem, amoniak) osiąga
stan plazmy wokół przedmiotu obrabianego. Przedmiot obrabiany jest katodą (-) natomiast
ściany reaktora anodą (+). Przyłożone napięcie spada bezpośrednio przy katodzie. Procesy
zderzeń i jonizacji oraz towarzyszący im efekt świetlny jarzenia gazu występują w obszarze
spadku katodowego. W pozostałym obszarze reaktora gaz nie ulega jonizacji. Przyśpieszone
w polu elektrycznym dodatnie jony azotu implantują w powierzchnię przedmiotu powodując
efekt cieplny i nagrzewanie się powierzchni. Azot dygfunduje w głąb metalu tworząc
warstwę azotowaną. Efekt rozpylenia katodowego powoduje usuwanie z powierzchni
przedmiotu atomów tlenu, azotu, węgla i żelaza. Zjawisko to umożliwia oczyszczenie i
uaktywnienie powierzchni przed procesem dyfuzyjnym. Azotowanie jonowe umożliwia
wytwarzanie jednofazowych warstw złożonych z azotku typu ε i γ’. Warstwy typu ε tworzą
się przy dodatku do atmosfery 0,5%C. Mają one grubość do 0,03mm i twardość
1300÷1500HV przy nieznacznej kruchości. Strefa zewnętrzna jednofazowa ε jest pozbawiona
porów obniżających własności użytkowe. Przy azotowaniu stali stopowych w gazie nie
zawierającym związków węgla w strefie roztworu azotu z dyspersyjnymi azotkami
pierwiastków stopowych nie występuje siatka azotków po granicach ziaren zwiększających
kruchość warstwy. Azotowanie jonowe prowadzi się w zakresie temperatur 400÷600°C w
czasie 0,5÷30h.
Rys. 4.24. Schemat urządzenia do azotowania jonowego: 1 – piec próżniowy z retortą, 2 _
5
+
4
6
2
3
1
wsad, 3 – zasilacz elektryczny, 4 – urządzenie sterujące, 5 – urządzenie dozujące gaz, 6 –
pompa próżniowa
Azotowanie jonowe w porównaniu z gazowym umożliwia:
skrócenie procesu,
−
uaktywnienie powierzchni przedmiotu,
−
uzyskanie równomiernej warstwy niezależnie od kształtu np. w ślepych głębokich
otworach,
−
obniżenie temperatury procesu,
−
azotowanie zarówno dużych przedmiotów o długości do 12m jak również bardzo
44
małych np. kulek do długopisów o średnicy 0,7 mm.
Po azotowaniu nie prowadzi się obróbki cieplnej. Azotowane są bowiem elementy
obrobione cieplnie
Wady obróbki cieplnej
Wady hartowania i odpuszczania
Jedną z najpospolitszych wad obróbki cieplnej jest niewłaściwa twardość (za niska).
Przyczyną może być:
−
niedogrzanie elementu przy austenityzowaniu,
−
użycie środka chłodzącego o niezbyt dużej intensywności chłodzenia,
−
brak intensywnego ruchu ośrodka,
−
zastosowanie stali o zbyt małej hartowności,
−
występowanie odwęglenia,
−
zbyt wysoka temperatura odpuszczania lub zbyt długi czas.
W stalach stopowych nadeutektoidalnych przyczyną niskiej twardości może być przegrzanie
przy austenityzowaniu. Wiąże się to z wiąże się to z powstaniem dużej ilości austenitu
szczątkowego.
Miękkie plamy. tworzą się przy hartowaniu stali węglowych lub niskostopowych
oziębionych w wodzie, gdy warstwa pęcherzyków pary nie jest usuwana z powierzchni stali.
Powstawaniu miękkich plam sprzyja warstwa zgorzeliny oraz wszelkie wgłębienia i
nierówności powierzchni. Problem ten usuwamy zmieniając sposób chłodzenia z
zanurzeniowego na natryskowy względnie zwiększając intensywność chłodzenia przez
zastosowanie roztworów wodnych NaOH lub NaCl.
Nieodpowiednie własności mechaniczne
Zbyt wysokie własności wytrzymałościowe (Re, Rm) przy niskich własnościach plastycznych
(A, Z, KCV), można zlikwidować powtórnie odpuszczając przy właściwych parametrach. W
przypadku odwrotnym należy powtórnie hartować.
Częstą przyczyną otrzymywania nieodpowiednich własności mechanicznych (zwłaszcza przy
większych grubościach) jest zbyt mała hartowność. Powoduje to powstanie w rdzeniu
struktury ferrytyczno-perlitycznej lub bainitu górnego. Obniżeniu ulęgają w tym przypadku
udarność, przewężenie i wydłużenie czyli własności plastyczne, natomiast własności
wytrzymałościowe (Re i Rm) mogą być właściwe. Należy więc zwiększyć intensywność
chłodzenia a jeżeli to jest nie dopuszczalne ze względu na złożony kształt to należy użyć
innej stali o większej hartowności.
Niska udarność może być też wynikiem zbyt wolnego chłodzenia od temperatury
odpuszczania. Wiąże się to ze zjawiskiem kruchości odpuszczania. Należy więc chłodzić po
odpuszczani w oleju lub w wodzie.
Obniżenie własności mechanicznych może być też związane z przegrzaniem stali podczas
hartowania. Gruboziarnistą strukturę wykrywa się na zgładach lub na przełomach
zahartowanej stali. Po przegrzaniu, hartowaniu i wysokim odpuszczaniu stali
średniowęglowych występowanie grubych ziaren byłego austenitu nie obniża wytrzymałości,
jedynie temperatura przejścia w stan kruchy zostaje podwyższona. W stalach
wysokowęglowych przegrzanie powoduje obniżenie wszystkich własności. Bardzo
niekorzystna jest różnoziarnistość, która powoduje zwiększenie deformacji podczas
chłodzenia.
W stalach stopowych o niskiej i średniej zawartości węgla objawem przegrzania podczas
wstępnej obróbki cieplnej lub przeróbki plastycznej jest występowanie przełomu
kamienistego.
Przełom kamienisty jest przełomem międzyziarnistym grubokrystalicznym a stal posiada
stosunkowo niską udarność mimo, że była hartowana z właściwej temperatury i wysoko
odpuszczana. Po wytrawieniu mikrostruktura jest drobnoziarnista.
45
Duże międzykrystaliczne obszary widoczne na przełomie w żadnym stopniu nie korelują z
aktualną strukturą (ziarnem). Pęknięcie przebiega po granicach obszarów odpowiadających
dużym ziarnom austenitu byłego przy poprzednich obróbkach cieplnych np. przy kuciu,
odlewaniu, względnie spawaniu. Pojawienie się takiego przełomu można wiązać z:
−
segregacją do granic ziaren pierwiastków powierzchniowo-aktywnych podczas
nagrzewania do kucia lub walcowania w wysokich temperaturach,
−
wydzielaniem przy wolnym chłodzeniu z wysokich temperatur na granicach ziaren
austenitu wtrąceń niemetalicznych, siarczków, azotków w wyniku zmiany ich
rozpuszczalności,.
Przełom kamienisty którego przyczyną są wyżej omówione procesy nazywa się przełomem
kamienistym I rodzaju.
Jedyną możliwością usunięcia przełomu kamienistego I rodzaju jest powtórna przeróbka
plastyczna na gorąco.
Wyróżnić można jeszcze przełom kamienisty II rodzaju, w którym występuje również brak
korelacji między charakterem przełomu a strukturą. Można go jednak łatwo usunąć przy
powtórnej obróbce cieplnej z wyższej temperatury. Jego występowanie można wyjaśnić
występowaniem wewnątrz ziarnistej tekstury przegrzania i procesów odpowiadających za
kruchość odpuszczania.
Przełom naftalenowy. Jeżeli przegrzaną stal z gruboziarnistą strukturą martenzytyczną bez
odpuszczenia powtórnie będzie się hartować i łamać bez odpuszczenia to często pojawia się
tzw. przełom naftalenowy wtórny. Charakteryzuje się on tym, że na powierzchni pęknięcia
widoczne są duże powierzchnie łupliwości nie skorelowane z aktualną wielkością ziarna
austenitu. Natomiast odpowiadają one wielkością ,,byłych” ziaren austenitu z poprzedniego
hartowania. Istnienie tego przełomu należy wiązać z odwracalną przemianą martenzyt→
austenit tzn. po przemianie martenzytu w austenit mamy gruboziarnistą strukturę
austenityczną, która następnie rekrystalizuje tworząc drobne ziarna na tle grubych ziaren. Im
wyższa jest temperatura nagrzewania tym drobne ziarna bardziej się rozrastają stają się
regularne pochłaniając stopniowo całą bardzo gruboziarnistą osnowę austenityczną. Tak więc
powtórne hartowanie z wyższej temperatury powoduje, że znowu zaczyna występować
korelacja między wielkością ziarna a charakterem przełomu i w ten sposób można
zlikwidować przełom naftalenowy.
Wynika to z tego że przełom kamienisty II rodzaju i przełom naftalenowy można
zlikwidować powtórnym hartowaniem z wyższej temperatury hartowania.
Schemat powstawania wyżej opisanych wad i sposób ich usunięcia pokazano na rysunku 98.
Rys. 4.21. Schemat powstawania przełomu kamienistego II rodzaju i przełomu
naftalenowego oraz sposób ich uniknięcia
Pęknięcia hartownicze
46
Przebiegają zazwyczaj wzdłuż linii łamanej lub zakrzywionej. Rozpoczynają się w miejscu
zmian przekroju, podcięć itp. Na zgładach widoczne są jako pęknięcia przebiegające
najczęściej po granicach ziaren. Tworzą się one w procesie zachodzenia przemiany
martenzytycznej lub po oziębianiu w przerwie między hartowaniem a odpuszczaniem.
Przyczyną pęknięć jest zbyt szybkie ochłodzenie. Unikać tego można stosując chłodzenie w
oleju jeżeli jest to możliwe aby uzyskać odpowiednią hartowność lub dodając do wody
środków zmniejszających jej intensywność chłodzenia.
Innym sposobem zmniejszeniem skłonności do pęknięć jest zastosowanie hartowania
stopniowego lub przerywanego.
Z pośród innych czynników sprzyjających pękaniu należy wymienić:
−
zbyt wysoką temperaturę austenityzowania,
−
przedłużenie przerwy między hartowanie a odpuszczaniem,
−
zbyt gwałtowne nagrzewanie do odpuszczania,
−
występowanie na powierzchni zbyt ostrych podcięć i rys,
−
odwęglanie powierzchniowe szczególnie niebezpieczne w wyrobach o
podwyższonej zawartości węgla.
Przyczyną pęknięć może być też jakość metalurgiczna stali tzn. zbyt duże zanieczyszczenie
wtrąceniami niemetalicznymi, duże segregacje węgla i pierwiastków stopowych, rzadzizny,
włosowiny, zawalcowania, zakucia i itp.
Wady obróbki cieplno-chemicznej i powierzchniowej
Odkształcenia i paczenie się.
Odkształceniami nazywa się równomierne zmiany wymiarowe przedmiotu po obróbce
cieplnej nie powodujące zmiany jego kształtu i symetrii. Przyczyną są zmiany objętościowe
natury cieplnej i strukturalnej.
Paczenie się jest to nierównomierna zmiana wymiarów powodująca naruszenie symetrii.
Przyczyną jest nierównomierne grzanie lub ochłodzenie przedmiotu. Z reguły w czasie
obróbki cieplnej występują odkształcenia i paczenie się.
Do najważniejszych czynników wpływających na wielkość zmian wymiarowych wyrobów
nawęglonych i węgoazotowanych należą:
−
kształt wyrobu,
−
rozkład i grubość warstwy nawęglanej,
−
zawartość węgla i hartowność stali,
−
mikrostruktura i twardość w stanie wyjściowym,
−
warunki nawęglania,
−
sposób obróbki cieplnej po nawęglaniu.
Kształt wyrobu wpływa w zasadni czający sposób na równomierność grzania i chłodzenia a
tym samym na paczenie się.
Rozkład warstwy winien być w miarę równomierny. Przy niesymetrycznym rozmieszczeniu
warstw chroniących powierzchnię przed nawęglaniem może nastąpić skrzywienie elementu.
Ze względu na odkształcenie warstwa dyfuzyjna powinna być jak najcieńsza.
Ponieważ masa rdzenia wynosi z reguły powyżej 80% masy obrabianego przedmiotu należy
unikać używania stali o zbyt dużej zawartości węgla. Nieco mniejszy wpływ ma zawartość
węgla w warstwie. Ze względu na stałość wielkości odkształceń nie należy dopuszczać do
przekroczenia zawartości węgla w stali powyżej eutektoidalnej. Przy znacznym
przekroczeniu 0,8% C może mieć miejsce istotny wzrost odkształceń.
Hartowność stali ma znaczny wpływ na stałość odkształceń. W przypadku otrzymania
wytopów o różnej hartowności zmiany wymiarowe różnych elementów są różne. Należy
więc dążyć do używania stali która zapewni strukturę martenzytyczną lub martenzytycznobainityczną na całym przekroju. Ponadto należy stosować stale o drobnym ziarnie które daje
względnie stałą hartowność.
47
Również pasmowość struktury powoduje zmiany wymiarowe podczas obróbki cieplnochemicznej. Przy wycięciu z kęsa próbek pierścieniowych w ten sposób, że pasma
przebiegają równolegle do osi otworu po nawęglaniu obserwuje się równomierne
odkształcenia. Natomiast gdy wytnie się tak że pasma przebiegają prostopadle do osi otworu
występuje znaczna owalizacja.
Temperatura nawęglania ma istotny wpływ i nie powinna być za wysoka. Mniejsze
odkształcenia występują po obróbce cieplno-chemicznej w niższych temperaturach. Aby
jednak w tych temperaturach uzyskać odpowiednią grubość warstwy i przyspieszyć proces
nawęglania dodaje się 2÷5% amoniaku. Zachodzi zatem proces węgloazotowania. Aby
zmniejszyć odkształcenia po nawęglaniu należy element podchłodzić wstępnie do
temperatury 800÷830oC i następnie hartować. Dobre rezultaty zmniejszające odkształcenia
daje hartowanie stopniowe.
48
5. Pękanie kruche i ciągliwe
Pękanie kruche charakteryzuje się tym, że pęknięcie rozwija się w materiale bez
odkształceń plastycznych względnie przy odkształceniach plastycznych bardzo małych,
trudno dostrzegalnych. W przypadku gdy materiał jest wystarczająco plastyczny, w
określonych warunkach pracy konstrukcji, kruche pękanie jest w ogóle niemożliwe. Kruche
pękanie zapoczątkowują istniejące wady o ostrych krawędziach. Warunki panujące w małej
objętości materiału wzdłuż krawędzi wady (karbu, pęknięcia, szczeliny) określają możliwość
kruchego pęknięcia całego elementu konstrukcji. Na rysunku 5.1 przedstawiono stan
naprężeń w płycie z ostrym karbem, obciążonej równomiernie średnim naprężeniem
rozciągającym σ. W przekroju, w którym znajduje się karb (szczelina) naprężenia nie są
rozłożone równomiernie, ponieważ powierzchnie karbu nie przenoszą obciążenia. W pobliżu
krawędzi karbu powstaje koncentracja naprężeń, tym większa, im głębszy i ostrzejszy jest
karb. Wielkość lokalnych naprężeń przy krawędzi karbu zależy również od wielkości
naprężenia nominalnego σ. Jeżeli wartość σ wzrasta, to naprężenia lokalne w pobliżu dna
karbu mogą przekroczyć granicę plastyczności materiału chociaż naprężenie nominalne σ jest
od niej mniejsze. W warunkach obciążenia jednoosiowego objętość materiału, w której
granica plastyczności została przekroczona, odkształcałaby się plastycznie ograniczając
dalszy wzrost naprężeń, a równocześnie nastąpiłoby rozwarcie karbu (szczeliny). Te zjawiska
w miarę wzrostu obciążenia, powodowałyby wzrost strefy odkształconej plastycznie i
wyrównywanie się naprężeń w całym czynnym przekroju płyty, doprowadzając do jej
rozerwania po znacznym odkształceniu plastycznym. Odkształcenie plastyczne podczas
rozciągania wywołuje zmniejszenie przekroju (przewężenie) w płaszczyźnie prostopadłej do
kierunku rozciągania. Działanie karbu polega na tym, że materiał sąsiadujący z jego
powierzchnią nie przenosi przyłożonych naprężeń, nie wydłuża się ani nie wykazuje
przewężenia, a przez to ogranicza albo nawet uniemożliwia przewężenie przy krawędzi
karbu. Skutkiem tego w strefie tej powstają naprężenia działające prostopadle do kierunku
naprężenia nominalnego, równoległe i prostopadłe do krawędzi karbu. Stan naprężeń
trójosiowych uniemożliwiający przewężenie (odkształcenie w kierunku grubości płyty) nosi
nazwę stanu odkształcenia płaskiego. Omówione poprzednio ciągliwe zachowanie się
materiału, w którym przewężenie w kierunku grubości może zachodzić bez przeszkód
nazywamy stanem naprężenia płaskiego. Te dwa stany określają graniczne przypadki
zachowania się odkształconego materiału, rzadko w czystej postaci występujące w praktyce.
49
Rys. 5.1. Naprężenia w płycie obciążonej równomiernie naprężeniem rozciągającym,
obrazujące działanie karbu
5.1. Warunki plastyczności materiałów ciągliwych
Materiał ciągliwy, poddany zwykłej próbie rozciągania, przy pewnej wartości
naprężenia rozciągającego σy zaczyna odkształcać się plastycznie. Naprężenie to jest
jedynym występującym tu naprężeniem głównym, pozostałe dwa są bowiem równe zeru.
Niezbędne okazuje się kryterium, za pomocą którego można określić kiedy ten sam materiał
zacznie odkształcać się przy złożonym stanie naprężeń (płaskim stanie odkształceń) tzn. gdy
występuje więcej niż jedno naprężenie główne.
Najprostszy warunek plastyczności przedstawia hipoteza największego naprężenia
stycznego (Treski). Wg tej hipotezy odkształcenie plastyczne zaczyna się wtedy, gdy
największe naprężenie styczne osiąga pewną wartość krytyczną niezależnie od innych
działających naprężeń. Przy prostym rozciąganiu (σ1=σ, σ2=σ3=0) największe naprężenie
styczne występuje na płaszczyznach nachylonych pod kątem 45o do linii działania naprężenia
σ i wynosi
σ
. Gdy wszystkie trzy naprężenia główne mają wartości skończone, wówczas
2
największe naprężenie styczne jest równe:
1
max = (σ1−σ3)
2
Naprężenie styczne występuje na płaszczyznach nachylonych pod kątem 45o zarówno do σ1
jak i do σ3 (rys. 5.2).
Warunek plastyczności oparty na teorii największego naprężenia stycznego, czyli teorii
Treski ma więc postać:
1
(σ1 − σ 3 ) ≥ A
2
gdzie: A oznacza wartość stałą dla danego materiału.
50
Rys. 5.2. Usytuowanie płaszczyzny, na której występuje największe naprężenie styczne
Przy prostym rozciąganiu σ1 jest równe granicy plastyczności przy rozciąganiu (σy) a σ2 = σ3
= 0. Stała A wynosi σy/2 wobec czego warunek plastyczności Treski przybiera postać:
σ1 − σ3 ≥σy
Oznacza to, że jeśli najmniejsze naprężenie jest dodatnie (rozciągające), to największe
(również rozciągające) może przekroczyć granicę plastyczności, a przed krawędzią karbu
powstaną bardzo duże naprężenia lokalne większe od granicy plastyczności i mimo to
odkształcenie nie nastąpi. Działanie karbu polega więc na wytworzeniu trójosiowego stanu
naprężeń rozciągających w małej objętości materiału przy jego krawędzi, co utrudnia
odkształcenia plastyczne, a więc zmniejsza ciągliwość.
Odkształcenie plastyczne nastąpi gdy różnice naprężeń głównych po prawej stronie równania
przekroczą naprężenie płynięcia σy w próbie jednoosiowego rozciągania.
zatem
σy =
1
2
[(σ
1
2
]
1
2 2
− σ 2 ) + (σ 2 − σ 3 ) + (σ 3 − σ1 )
2
Powstanie trójosiowego stanu naprężeń przed krawędzią karbu nie oznacza, że kruche
pękanie jest nieuniknione, czyni je tylko bardziej prawdopodobnym. Ponadto wyjaśnia
dlaczego grube przekroje stali konstrukcyjnych są bardziej skłonne do kruchego pękania niż
cienkie. W grubych przekrojach łatwiej bowiem powstają naprężenia rozciągające w
kierunku grubości, powodując zbliżanie się do stanu odkształcenia płaskiego. W stalach o
wyższej wytrzymałości (a mniejszej ciągliwości) warunki takiego stanu powstają już w
cieńszych przekrojach. Ponadto ze wzrostem grubości występują inne czynniki, mogące
sprzyjać kruchemu pękaniu stali konstrukcyjnych. Walcowanie cienkich blach kończone jest
zazwyczaj przy niższych temperaturach, a ponadto stygną one szybciej niż blachy grube. Na
ich wytrzymałość wpływa więc drobniejsza struktura i ewentualnie pewien stopień zgniotu.
Aby osiągnąć taką samą wytrzymałość blach grubych, trzeba kompensować wpływ
wymienionych czynników, powiększając zawartość składników utwardzających np. węgla i
manganu, a to obniża ciągliwość. Ze zmianą składu chemicznego wiążą się zmiany
mikrostruktury, ponadto warunki walcowania grubych blach wpływają niekorzystnie na
wielkość ziarna.
Obniżanie temperatury powoduje wzrost granicy plastyczności stali i zmniejszenie
51
ciągliwości, zwłaszcza przy równoczesnym wpływie karbu. Ale mechanizm odkształcenia
plastycznego zależy nie tylko od temperatury, lecz również od czasu, a więc szybkości, z jaką
narasta obciążenie. Jeżeli ta szybkość jest duża, czas dla poślizgu (ruchu dyslokacji) może
być niewystarczający, skutkiem czego naprężenia wzrosną ponad poziom granicy
plastyczności. Ma to znaczenie przede wszystkim w obecności karbu, który spiętrzając
naprężenia, nasila niekorzystny wpływ szybkości obciążenia na zmniejszenie ciągliwości.
Zjawiska te pozwalają zrozumieć dlaczego kruche pęknięcie może rozprzestrzeniać
się stosunkowo łatwo. Z chwilą gdy pęknie mała objętość materiału, przed krawędzią karbu
w materiale znajdującym się dalej narastają bardzo gwałtownie naprężenia i odkształcenia.
Inaczej mówiąc, zapoczątkowanie pęknięcia stwarza warunki wzrostu szybkości obciążenia.
Praktycznie oznacza to możliwość szybkiego i gwałtownego pękania dużych elementów, co
stanowi poważne niebezpieczeństwo.
5.2. Mechanizm pękania plastycznego
Pękanie plastyczne można zdefiniować jako pękanie polegające na dużym
odkształcaniu, koniecznym do rozprzestrzeniania się plastycznego pęknięcia. Ważną cechą
pękania plastycznego jest to, że pękanie może być zatrzymane w dowolnym okresie, jeżeli
działające naprężenie obniży się do wartości nie przewyższających naprężenia materiału
przed pęknięciem. Prawidłowości plastycznego pękania metali bada się zazwyczaj podczas
zrywania próbek w próbie rozciągania. Najbardziej typowym przełomem powstałym w
próbie pękania plastycznego podczas rozciągania jest przełom typu stożek–czasza (rys. 2.98).
Etapy rozwoju pęknięcia plastycznego typu stożek−czasza przedstawiono na rysunku 2.99.
Rys. 5.3. Przełom plastyczny próbki rozciąganej; a) – przełom typu stożek – czasza, b) –
wygląd plastycznego przełomu w miejscu czaszy, c) – wygląd plastycznego przełomu w
miejscu ścięcia
Rys. 5.4. Etapy (a-e) tworzenia się pęknięcia typu stożek–czasza
52
Rys. 5.5. Schemat rozrostu pustek
na wtrąceniach przy pękaniu
ciągliwym
Przewężenie rozpoczyna się przy punkcie plastycznej
niestateczności gdzie przyrost wytrzymałości z powodu
umocnienia zgniotem nie kompensuje ubytku przekroju
poprzecznego (rys. 5.4a). Występuje to przy
maksymalnym obciążeniu lub przy odkształceniu
rzeczywistym równym wykładnikowi umocnienia przez
zgniot. Powstanie szyjki wprowadza trójosiowy stan
naprężeń w tym obszarze. Hydrostatyczna składowa
rozciągania działa wzdłuż osi próbki w środku obszaru
przewężonego. W tym obszarze powstaje wiele drobnych
pustek (rys. 5.4b) i pod wpływem kontynuowanego
odkształcenia rosną one aż do utworzenia pęknięcia
centralnego (rys. 5.4c). Pęknięcie to rośnie w kierunku
prostopadłym do osi próbki aż zbliży się do obszaru przy
powierzchni. Następnie rozprzestrzenia się ono w
zlokalizowanych płaszczyznach ścinania pod kątem około
45o do osi i wychodzi na powierzchni próbki (rys. 5.4d,
rys. 5.4e).
Szczegółowe
badania
procesu
pękania
plastycznego wykazały, że wzrost pęknięcia jest w istocie
wynikiem procesu koalescencji pustek. Koalescencja
następuje w wyniku wydłużania mostków materiału
pomiędzy pustkami. Prowadzi to do tworzenia
powierzchni przełomu składającej się z wydłużonych
„dołeczków” gdyż jest ona uformowana z licznych dziur,
które były porozdzielane cienkimi ściankami przed
pęknięciem. Pustki zarodkują heterogenicznie na
cząstkach drugiej fazy np. wtrąceniach niemetalicznych.
W materiałach jednofazowych i o dużej czystości
zarodkowanie pustek jest utrudnione stąd też materiały te
charakteryzują się bardzo dużą plastycznością. Schemat
rozrostu pustek ilustruje rysunek 5.5, natomiast wygląd
powierzchni pęknięcia próbki ciągliwej rysunek 5.6.
Rys. 5.6. Wygląd przełomu ciągliwego: a) z cząstkami o kształcie regularnym (kulistym),
b) z cząstkami wydłużonymi
53
Powierzchnia pęknięć pokazanych na rysunku 5.6 wskazuje, że kształt powstałych pustek
zależy od kształtu cząstek na których one zarodkują. W przypadku walcowanych blach
przełomy próbek mają wygląd włóknisty (warstwowy) gdyż pustki zarodkują na
wydłużonych wtrąceniach niemetalicznych (rys. 5.6b). Jeżeli pęknięcie rozwija się poprzez
ziarno przełom taki nazywamy przełomem ciągliwym transkrystalicznym. W szczególnych
przypadkach może zdarzyć się, że obszary granic ziaren mają obniżoną wytrzymałość w
stosunku do wnętrza ziarna. Gdy w obszarach przygranicznych znajdują się cząstki na
których mogą zarodkować pustki, przełom ma wygląd przełomu międzykrystalicznego o
charakterze ciągliwym (rys. 5.7).
Rys. 5.7. Wygląd przełomu o charakterze ciągliwym po granicach ziaren
5.3. Mechanizm pękania kruchego
Cechą charakterystyczną metali i stopów o sieci regularnej przestrzennie centrowanej
(A2) jest to, że mogą być dobrane takie warunki odkształcania, przy których zachodzi kruche
pękanie. Pękanie to jest transkrystaliczne i zachodzi wzdłuż płaszczyzn krystalograficznych
(zwanych płaszczyznami łupliwości) wewnątrz poszczególnych ziaren polikryształu.
Płaszczyznami łupliwości w sieci regularnej przestrzennie centrowanej są płaszczyzny {100}.
Jednak w niskich temperaturach względnie po niewłaściwie przeprowadzonej obróbce
cieplnej, kruche pękanie może zachodzić w wielu przypadkach i wzdłuż granic ziaren
(pękanie międzykrystaliczne), co jest związane z nienormalnymi zmianami stanu obszarów w
pobliżu granic ziaren. Taka kruchość jest właściwa między innymi dla metali i stopów o sieci
regularnej ściennie centrowanej (A1), które nie są skłonne do kruchości w zwykłych
warunkach. Może być ona wywołana podwyższoną zawartością dodatków i domieszek w
obszarach przygranicznych, prowadzącą często do utworzenia wydzieleń nowej fazy,
zlokalizowanej wzdłuż granic ziaren. Jeżeli nowa faza jest bardziej krucha w porównaniu z
osnową, to kruche pękanie wydzielonej fazy narusza ciągłość granic, a to powoduje pękanie
międzykrystaliczne stopu. Pękanie może rozpocząć się również na granicach rozdziału
drugiej fazy i osnowy, przy czym do powstania międzykrystalicznego pękania nie jest
konieczne, aby wydzielenia kruchej fazy leżały na całej powierzchni granic ziaren. Mogą one
zajmować tylko nieznaczną część objętości między ziarnami. W pewnych przypadkach
kruchość na granicach jest związana z segregacją domieszek zachodzącą bez tworzenia się
drugiej fazy. Znane przykłady międzykrystalicznego kruchego pękania to: pękanie
austenitycznych stali chromowo-niklowych po korozji międzykrystalicznej, konstrukcyjnych
stali stopowych wykazujących kruchość odpuszczania, miedzi z dodatkiem antymonu, żelaza
zawierającego tlen i wiele innych.
Proces pękania jest nierozłącznie związany z odkształceniem plastycznym, w czasie
którego w materiale mogą zachodzi zjawiska wpływające na zmianę mechanizmu
54
powstawania przełomu z ciągliwego na kruchy. Pękanie materiałów może zachodzić zarówno
w wyniku rozprzestrzeniania się rodzimych mikroszczelin (mikropęknięć) istniejących w
materiale, jak również, i to najczęściej, przez wzrost mikropęknięć tworzących się podczas
odkształcenia plastycznego i związanych głównie z mechanizmami poślizgu i
bliźniakowania.
Zgodnie z przyjętymi obecnie poglądami proces pękania transkrystalicznego
przebiega w trzech stadiach takich jak:
- tworzenie się dyslokacji,
- zarodkowanie mikropęknięć (mikroszczelin),
- wzrost mikropęknięć.
W pewnych warunkach zjawiska te następują po sobie kolejno w sposób ciągły, a
rozwój każdego z nich przygotowuje warunki do zapoczątkowania następnego. Taka
kolejność zjawisk występuje w przypadku pękania ciągliwego. Przy pękaniu kruchym,
krytycznym stadium pękania jest utworzenie mikropęknięć. Oznacza to, że gdy warunki
niezbędne do rozprzestrzeniania się pęknięcia są już spełnione zanim pojawią się pierwsze
mikropęknięcia, wtedy równocześnie z ich powstaniem następuje ich lawinowy wzrost.
Według klasycznej teorii Griffitha mikroszczeliny, które osiągnęły wielkość krytyczną
rozprzestrzeniają się z prędkością rozchodzenia się fali sprężystej. W rzeczywistości jednak
warunki rozprzestrzeniania się pęknięć zależą nie tylko od własności sprężystych materiału,
lecz również od jego jednorodności i struktury oraz warunków działania naprężeń.
Orientacyjnie można przyjąć, że pęknięcia kruche rozprzestrzeniają się z prędkością około
(0,5÷0,65)VL gdzie: VL jest prędkością rozchodzenia się fali sprężystej podłużnej. Dla stali
VL = 5850 m/s co daje prędkość rozchodzenia się pęknięć 2925÷3802 m/s.
W materiale polikrystalicznym ziarna są przypadkowo zorientowane a zatem i
płaszczyzny łupliwości są różnie zorientowane (rys. 5.8). Rozwijające się pęknięcie główne
stara się utrzymać kierunek normalny do kierunku działania naprężeń, jednakże chwilowy
rozwój następuje po płaszczyznach łupliwości zorientowanych pod kątem do kierunku
działania naprężeń. Następuje więc ciągłe „przeskakiwanie” pęknięcia z jednej płaszczyzny
na inną aby zachować główny kierunek pękania. W poszczególnych ziarnach długość pęknięć
na płaszczyznach zależy od ich orientacji w stosunku do kierunku działania naprężeń.
Wygląd przełomu kruchego transkrystalicznego z charakterystycznym dorzeczem
przedstawiono na rysunku 5.9. Widać na nim wyraźnie, że wielkość płaskich powierzchni
pęknięć kruchych w różnych ziarnach jest różna.
Rys. 5.8. Schemat przebiegu pęknięcia kruchego w materiale polikrystalicznym
55
Rys. 5.9. Wygląd przełomu kruchego transkrystalicznego
6. Temperatura przejścia w stan kruchy
Jak wiadomo z obniżeniem temperatury zmienia się wzajemna relacja plastyczności i
wytrzymałości metali i stopów. Występuje to szczególnie wyraźnie w stalach nisko- i średnio
węglowych. W materiałach tych z obniżeniem temperatury granica plastyczności zwiększa
się znacznie szybciej aniżeli wytrzymałość na rozciąganie. Wytrzymałość na rozciąganie po
osiągnięciu maksymalnej wartości w pewnej temperaturze, zmniejsza się do wartości równej
granicy plastyczności (rys. 5.10). W pewnej charakterystycznej temperaturze granica
plastyczności pokrywa się zatem z wytrzymałością osiągając wartość tzw. „wytrzymałości
rozdzielczej (kohezyjnej)”. Temperaturę tę można przyjąć jako teoretyczną wartość
temperatury przejścia w stan kruchy Tkr (temperatury krytycznej). Jednak wyznaczenie w
ten sposób temperatury przejścia w stan kruchy jest mało przydatne z uwagi na duże
trudności eksperymentalne. Dlatego też powszechnie przyjęto wyznaczanie temperatury
przejścia w stan kruchy w próbie udarnościowej.
Rys. 5.10. Przebieg zmian własności mechanicznych stali niskowęglowej w temperaturach
obniżonych
Charakterystyczną cechą metali i stopów szczególnie o sieci regularnej przestrzennie
centrowanej A2 jest spadek ich własności plastycznych w miarę obniżania temperatury.
Poniżej temperatury krytycznej Tkr, charakterystycznej dla danego metalu lub stopu,
obserwuje się przejście przełomu ciągliwego (plastycznego) w przełom transkrystaliczny
56
łupliwy, oznacza to przejście materiału ze stanu plastycznego w stan kruchy. Jednakże
spotykany często termin „kruchość w obniżonych temperaturach” jest mało precyzyjny, gdyż
przejściowa temperatura kruchości Tkr często położona jest powyżej temperatury otoczenia, a
jej wartość zależy nie tylko od rodzaju materiału lecz również od stanu naprężeń, prędkości
odkształcania, a przede wszystkim struktury, w tym głównie wielkości ziarna. Typową
zależność pracy łamania od temperatury przedstawia rysunek 5.11.
Rys. 5.11. Zasada wyznaczania temperatury przejścia w stan kruchy dla dwóch kryteriów:
pracy łamania 27 J i 50% udziału przełomu kruchego
Z rysunku widać, że nie ma ostrego przejścia od stanu plastycznego w stan kruchy,
dlatego też koniecznym jest ustalenie kryterium oceny temperatury przejścia. Praktycznie
przyjmuje się jako kryterium temperatury przejścia w stan kruchy:
- poziom zaabsorbowanej energii np. 27 J dla próbek z karbemV,
- zmiany wyglądu przełomu określone jako przejście od plastycznego (dołeczkowego) do
kruchego (50% przełomu kruchego).
Na rysunku 5.11 wyznaczono temperatury przejścia w stan kruchy Tkr dla przyjętych
wyżej kryteriów. W rozważaniach nad temperaturami przejścia w stan kruchy uzyskanymi
przy zastosowaniu różnych kryteriów jest rzeczą niezwykle ważną aby porównywać ze sobą
jedynie temperatury związane ze zmianą określonej własności (wyglądu przełomu czy też
poziom pracy łamania), w przeciwnym razie żadnych logicznych uzasadnionych wniosków
wyciągnąć nie można. Różnice między temperaturami przejścia określonymi z wyglądu
przełomu i pracy łamania zależą od rodzaju materiału, struktury, jego czystości i w pewnych
wypadkach mogą być nieznaczne. Tym niemniej temperatura przejścia określana na
podstawie wyglądu przełomu jest przeważnie wyższa od temperatury przejścia określonej na
podstawie zmian udarności. Przy podawaniu wartości temperatury przejścia w stan kruchy
należy bezwzględnie informować przy jakim kryterium była ona określona. Np. T27J
(oznacza, że wyznaczono temperaturę przejścia przyjmując kryterium pracy łamania 27 J),
T50% (kryterium 50% przełomu kruchego).
Odporność stali na kruche pękanie w określonych warunkach eksploatacyjnych w
dużym stopniu zależy od wielu czynników metalurgicznych takich jak:
− stopień odtlenienia i odgazowania,
− skład chemiczny stali,
− wielkość ziaren,
− rodzaj obróbki cieplnej.
57
7. Stale narzędziowe
•Cechy: -duża twardość -odporność na ścieranie. Korzystnie wpływają na te własności
pierwiastki stopowe, które tworzą węgliki złożone tzn. chrom, molibden i wolfram. Stale
narzędziowe pracujące w warunkach obciążeń dynamicznych muszą być ciągliwe, co
wiąże się z obniżeniem ich twardości. Osiągamy to przez zmniejszenie zawartości C i
stosowanie wysokiego odpuszczania (czasem wprowadzamy Ni).
•Stale przeznaczone na narzędzia skrawające powinny być odporne na ścieranie i
jednocześnie zachowywać wysoką twardość także w podwyższonych temperaturach. Do stali
takich wprowadza się pierwiastki, które hamują skłonność martenzytu do odpuszczania i
wywołują twardość wtórną (W, Mo, V).
Wyróżnia się następujące rodzaje stali narzędziowych:
•niestopowe do pracy na zimno,
•stopowe do pracy na zimno
• do pracy na gorąco,
•stale szybkotnące
Stale niestopowe do pracy na zimno
Znak stali składa się z litery C, liczby oznaczającej zawartość węgla w setnych częściach
procentu i litery U na końcu znaku oznaczającej przeznaczenie stali na narzędzia
Składy chemiczne stali niestopowych do pracy na zimno podano w tabeli 7.1
Do zalet stali narzędziowych niestopowych do pracy na zimno można zaliczyć: dużą
wytrzymałość na rozciąganie, skręcanie i zginanie, dobrą podatność na szlifowanie,
stosunkowo mały koszt wytwarzania.
Stale te wykazują jednak szereg wad ograniczających ich zakres stosowania. Przy
temperaturach skrawania przekraczających około 200oC szybko tracą twardość, a co za tym
idzie, również własności skrawne. Z uwagi na znaczną odkształcalność stali narzędziowych
węglowych w procesie obróbki cieplnej, nie można z nich wykonywać narzędzi o zbyt
małych średnicach. Również nie należy wykonywać z tych stali narzędzi o zbyt dużych
wymiarach i o złożonym kształcie.
58
Podczas hartowania ze względu na niską hartowność i konieczność dużej prędkości
chłodzenia istnieje możliwość pękania narzędzi.
Z powyższych względów stale narzędziowe
węglowe znajdują ograniczone zastosowanie do
wyrobu narzędzi przeznaczonych głównie do
obróbki ręcznej (pilniki, brzeszczoty, gwintowniki,
rozwiertaki) materiałów o dobrej skrawalności z
małymi prędkościami skrawania.
Stale narzędziowe stopowe do pracy na zimno
Rys. 7.1. Zależność twardości od
temperatury odpuszczania
Stale narzędziowe stopowe do pracy na
zimno są wytwarzane jako średniowęglowe
o stężeniu 0,40÷0,60% C oraz wysokowęglowe o
stężeniu węgla 0,75÷2,1%. Stale średnio węglowe
cechuje zwiększona plastyczność i odporność na
obciążenia dynamiczne natomiast wysokowęglowe
większa odporność na ścieranie i dlatego są
stosowane
głównie
do
wyrobu
narzędzi
skrawających.
Główne dodatki stopowe: Cr (do 12%), W (do 9%) i V (do 2%, zwykle ok. 0,25%). Nieliczne
z nich mają zwiększoną zawartość Mn, Si, Ni lub Mo. Stale te są stalami średniostopowymi.
Ogólna ilość dodatków stopowych nie przekracza w nich na ogół 3-5%. Niektóre z tych stali
zawierają stosunkowo duże ilości C w granicach 1-2%, większość ok. 1%, a tylko nieliczne
ok. 0,5%. Są one bardzo zróżnicowane pod względem składu chemicznego. W wielu stalach
do pracy na zimno głównymi dodatkami stopowymi są C i Cr i one decydują o strukturze
tych stali. Można je podzielić na trzy grupy:
nisko, średnio i wysokostopowe.
Stale stopowe – oznaczenie
Dla stali zawierających co najmniej jeden pierwiastek stopowy w ilości poniżej 5% znak stali
składa się:
• z liczby będącej wielokrotnością 100,
•symboli pierwiastków chemicznych składników stopowych w kolejności malejącej
zawartości,
• oraz liczb oznaczających zawartości głównych pierwiastków w stali (pomnożonych przez
współczynniki)
•Np. 100CrMn6-4 oznacza 1%C, 1,5%Cr, 1%Mn
Dla stali zawierających co najmniej jeden pierwiastek stopowy w ilości powyżej 5% znak
stali składa się:
59
• z litery X
• liczby będącej 100 krotną wymaganą zawartością węgla
• symboli pierwiastków chemicznych składników stopowych w kolejności malejącej
zawartości,
• liczby oznaczającej zawartość głównych pierwiastków stopowych
• Np.. X210Cr12, X153CrMoV12
STALE DO PRACY NA GORĄCO stosuje się do wyrobu narzędzi do obróbki plastycznej
na gorąco, które są narażone na ścieranie i odpuszczające działanie ciepła. Powinny mieć
dużą twardość, utrzymującą się w temp. pracy narzędzia, a przy pracy w warunkach obciążeń
dynamicznych muszą wykazywać dostatecznie dużą ciągliwość. Inne wymagania: dobre
przewodnictwo cieplne i odporność na zmęczenie termiczne. Wymienione własności osiągają
stale średniowęglowe (0,3-0,55% C) zawierające przede wszystkim Cr i Mo, rzadziej W, Si,
Ni, Mn, Co. Chrom występuje we wszystkich stalach w ilościach 0,65-5%, molibden w
większości z nich w ilościach 0,25-3%, wanad głównie jako mikrododatek na ogół 0,2-0,6%.
Można z nich wyodrębnić stale wyżej stopowe zawierające ponad 7% dodatków
stopowych i mniejszą zawartość węgla (0,3 – 0,4%) i stale niżej stopowe o zawartości
dodatków stopowych ok. 3% i zawierające więcej C (0,5-0,55%). Stale pierwszej grupy są
bardziej odporne na odpuszczające działanie ciepła i są stosowane na narzędzia pracujące w
szczególnie niekorzystnych warunkach, np. wysoko obciążone matryce, formy do odlewania
ciśnieniowego. Na narzędzia pracujące w temp. powyżej 600°C stosuje się żarowytrzymałe
stale austenityczne.
60
STALE SZYBKOTNĄCE dzieli się na 4 grupy: wolframowe 12%, wolframowe 18%,
wolframowo-molibdenowe i molibdenowe. Stosuje się je do skrawania materiałów z dużymi
prędkościami. Mogą one pracować bez utraty twardości w temp. 550-600°C. Ich wysoka
odporność na odpuszczanie jest wynikiem składu chemicznego tych stali oraz obróbki
cieplnej, w której wykorzystuje się zjawisko wtórnego utwardzania. Zawierają znaczną ilość
pierwiastków stopowych, dochodzącą do 30%. Wszystkie stale zawierają 0,8-1,4% C, ok. 4%
Cr, l,2-4,5% V oraz W od 2-19,5% większość z nich dodatkowo do ok. 1% W, Mo lub 5-10%
Co. Chrom zapewnia odpowiednio dużą hartowność stali. Wolfram i molibden tworzą
węgliki pierwotne bardzo odporne na ścieranie, a przy odpuszczaniu - dyspersyjne węgliki
typu M2C, które silnie umacniają stal, molibden może zastąpić podwójną ilość wolframu.
Kobalt nie tworzy węglików, ale zmniejsza ilość austenitu szczątkowego oraz skłonność do
odpuszczania i wykruszania węglików, poprawiając skrawalność narzędzi. Wanad tworzy
trudno rozpuszczalne i bardzo twarde węgliki typu MC, które utrudniają rozrost ziarna
austenitu podczas austenityzowania, a wydzielając się przy odpuszczaniu mają duży wpływ
na twardość wtórną. Struktura stali szybkotnących po odlaniu jest ledeburytyczna. Oprócz
stopowego ferrytu występują węgliki: pierwotne, wtórne i perlityczne. Po wyżarzaniu
homogenizującym przeprowadza się obróbkę plastyczną stali.
100
12
16
20
24
28
32
200
300
400
500
600
700
800
61
Rys. 7.2. Zmiany ilości węglików i twardości stali szybkotnącej SW18 z temperaturą
odpuszczania
MATERIAŁY NARZĘDZIOWE TWARDE I SUPERTWARDE
Zwiększenie szybkości skrawania można osiągnąć przez zastosowanie węglików spiekanych,
które zachowują wysoką twardość do temp. 800-1000°C. Są wytwarzane metodą metalurgii
proszków ze sproszkowanych węglików oraz kobaltu, który wiąże cząstki węglików
Węgliki spiekane wykonuje się najczęściej w postaci płytek nakładanych lub
nalutowywanych na narzędzie. Wytwarza się je metodami metalurgii proszków, tj. przez
prasowanie i spiekanie. Składają się z osnowy kobaltowej (do 25%) i różnych węglików.
Twardość węglików spiekanych wynosi, w zależności od składu, 870-1650 HV i zmniejsza
się ze wzrostem zawartości kobaltu, jednocześnie wzrasta ich ciągliwość. Węgliki S służą do
skrawania stali i staliwa. Narzędzia z węglików spiekanych umożliwiają osiąganie dużych
szybkości skrawania dzięki trwałości ostrza w wysokiej temperaturze. Dodatkowy wzrost
żywotności płytek osiąga się przez pokrycie ich cienką warstwą (do10 mm) węglika TiC lub
przez zastosowanie pokryć dwuwarstwowych albo wielowarstwowych. Ze wzrostem
zawartości kobaltu zmniejsza się twardość spieków, ale maleje również ich kruchość.
Spiekane materiały narzędziowe
Wśród spiekanych materiałów narzędziowych można wydzielić:
−
stale i cermetale zawierające węgliki metali przejściowych oraz cermetale
zawierające azotki lub mieszaniny azotków i węglików metali przejściowych;
−
materiały ceramiczne zawierające głównie α-Al2O3 i/lub Si3N4 ewentualnie z
dodatkiem tlenków, azotków, krzemków lub borków innych pierwiastków;
−
materiały mieszane ceramiczno-węglikowe zawierające zarówno α-Al2O3 i/lub
Si3N4 jak i węgliki metali przejściowych z ewentualnym dodatkiem tlenków lub
azotków innych pierwiastków,
−
supertwarde materiały
spiekane, w tym
polikrystaliczny diament i
azotek boru BN o regularnej
sieci przestrzennej.
Grupę tworzyw zawierających węgliki
metali
przejściowych
można
dodatkowo podzielić ze względu na
udział objętościowy węglików w
strukturze na:
- spiekane stale szybkotnące, o
udziale
objętościowym
20¸35%
węglików w stanie wyżarzonym i
osnowie będącej roztworem żelaza z
węglem i innymi pierwiastkami
stopowymi, obrabialne plastycznie, a ze
względu na przemiany alotropowe
osnowy poddawane obróbce cieplnej
(hartowanie
i
odpuszczanie)
umożliwiającej regulowanie własności
Rys. 7.3. Przykłady kształtek z węglików
mechanicznych;
spiekanych
węglikostale spiekane o udziale
62
objętościowym ok. 50% węglików głównie TiC i osnowie będącej stopami żelaza z węglem i
innymi składnikami stopowymi, co umożliwia ich hartowanie i odpuszczanie, a zatem
regulowanie ich własności mechanicznych;
węgliki spiekane o udziale objętościowym 65¸98% węglików, często z dodatkiem azotków i
pozostałą częścią metalu wiążącego najczęściej nie wykazującego odmian alotropowych,
głównie kobaltu a także niklu, molibdenu lub żelaza, nie podlegające obróbce cieplnej i
cechujące się twardością naturalną.
Rys. 7.4. Płytki z węglików spiekanych pokryta warstwami podwyższającymi
własności skrawne
63
8. KLASYFIKACJA PROCESÓW SPAJANIA
Spawalnictwo jako dział technologii łączenia metali obejmuje procesy spajania, tj.
trwałego łączenia metali oraz procesy pokrewne spajaniu, wykorzystujące urządzenia
spawalnicze do innych celów np. cięcia, metalizowania itp.
Złącze można uzyskać przez połączenie części materiału rodzimego bezpośrednio
lub z dodaniem metalu zwanego spoiwem. Roztopione spoiwo, stanowiące część składową
spoiny nosi nazwę stopiwa. Jako kryteria klasyfikacji procesów spawalniczych najczęściej
przyjmuje się:
- stan materiału rodzimego w miejscu łączenia,
- źródło energii wykorzystywanej do łączenia metali.
Uwzględniając jako kryterium stan materiału rodzimego w miejscu łączenia procesy spajania
można podzielić na cztery grupy:
1) spawanie,
2) zgrzewanie,
3) lutowanie,
4) klejenie.
Szczegółową klasyfikację procesów spajania przedstawiono na rysunku 8.1.
SPAJANIE
Spawanie
Spawanie
Elektryczne
Gazowe
Indukcyjne
Indukcyjne
Łukiem
Łukiem
wirującym
wirującym
Oporowe
Oporowe
Zwarciowe
Zwarciowe
Termitowe
Zgrzewanie
Laserowe
Termitowe
Termitowe
Lutowanie
Miękkie
Tarciowe
Tarciowe
Zgniotowe
Zgniotowe
Klejenie
Twarde
Wybuchowe
Wybuchowe
Ultradźwiękowe
Dyfuzyjne
Iskrowe
Iskrowe
Rys. 8.1. Klasyfikacja procesów spajania
Spawanie polega na topieniu brzegów materiału rodzimego w miejscu łączenia.
Spawanie może być wykonywane z dodawaniem lub bez dodawania spoiwa. Jako spoiwa
używa się zwykle takiego samego metalu co metal spawany, a więc stal niskowęglową spawa
się spoiwem niskowęglowym, stal żaroodporną spoiwem żaroodpornym itp. Odmianą tego
procesu jest napawanie, przy którym przedmiot pokrywa się warstwą stopionego metalu przy
jednoczesnym topieniu podłoża. Jako spoiwa używa się z reguły materiału o tym samym
składzie chemicznym gdy chodzi o uzupełnienie ubytków na powierzchni lub spoiwa o
zupełnie innym składzie chemicznym gdy chcemy uzyskać napoinę o szczególnych
własnościach np. odporną na korozję, o wysokiej odporności na ścieranie itp. Napawanie
może mieć charakter procesu regeneracyjnego lub prewencyjnego. Przy napawaniu
regeneracyjnym zostają odtworzone własności użytkowe elementu, np. średnica zużytego
wału czy zęby czerpaka koparki. Zadaniem napawania prewencyjnego jest nadanie
powierzchni nowego elementu specjalnych własności.
Przy zgrzewaniu uzyskuje się połączenie materiału rodzimego w stanie stałym przez
64
zastosowanie odpowiedniego docisku łączonych części podgrzanych do temperatury, przy
której materiał znajduje się w stanie wysoko plastycznym (ciastowatym).
W procesie lutowania brzegi łączonego materiału rodzimego nagrzewa się jedynie do
temperatury, w której spoiwo tzw. lut znajduje się w stanie płynnym i może zwilżać łączone
powierzchnie metalu. Połączenie uzyskuje się dzięki przyczepności lutu i jego dyfuzji w głąb
materiału rodzimego, który w procesie lutowania nie zmienia stanu skupienia. Odmiana tego
procesu jest natapianie, przy którym przedmiot pokrywa się warstwą stopionego metalu.
Topienie metalu może odbywać się w łuku elektrycznym, plazmowym lub laserem.
W procesie klejenia brzegi łączonych elementów są najczęściej w stanie zimnym (nie
nagrzane) a jako spoiwa używa się kleju czyli substancji niemetalicznej. Kleje (organiczne
lub nieorganiczne) używane są w stanie ciekłym lub ciastowatym. Wprowadzone między
łączone powierzchnie po przejściu w stan stały wykazują zdolność trwałego ich połączenia
w wyniku działania sił przyczepności (adhezji) między powierzchnią klejoną a warstwą kleju
oraz sił spójności wewnętrznej (kohezji) w warstwie klejowej.
Uwzględniając rodzaj energii wykorzystywany w procesach spajania można
wyróżnić następujące źródła energii:
1. Płomień gazowy, w którym wykorzystuje się ciepło spalania acetylenu, wodoru lub
propanu-butanu w atmosferze tlenu lub powietrza.
2. Energię elektryczną zamienioną na ciepło:
- w łuku elektrycznym (spawanie elektryczne ręczne, łukiem krytym, w osłonie gazów),
- podczas przepływu prądu przez warstwę płynnego żużla (spawanie elektrożużlowe),
- podczas przepływu prądu przez opór w miejscu styku łączonych elementów
(zgrzewanie elektryczne oporowe),
- przez wykorzystanie energii kinetycznej wiązki elektronów w próżni (spawanie
elektronowe)
3. Energię mechaniczną (zgrzewanie zgniotowe, ultradźwiękowe, tarciowe, wybuchowe).
4. Energię światła spójnego (spawanie laserowe).
5. Energię cieplną reakcji chemicznej spalania sproszkowanego aluminium
wchodzącego w skład mieszaniny aluminotermicznej (termitu) − spawanie i zgrzewanie
termitowe.
Spawanie elektryczne klasyfikuje się na poszczególne metody w zależności od
sposobu osłony jeziorka spawalniczego przed szkodliwym działaniem gazów atmosfery
(rys.8.2).
Osłonę tę zapewniają:
• spalająca się i topiąca otulina elektrody (spawanie elektryczne ręczne),
• warstwa płynnego żużla powstałego z topnika (spawanie łukiem krytym i spawanie
elektrożużlowe),
• gazy obojętne, w których atmosferze jarzy się łuk (spawanie w osłonie argonu),
• inne gazy jak CO2 wodór (spawanie w osłonie CO2 spawanie atomowe)
• próżnia (spawanie elektronowe).
65
SPAWANIE
ELEKTRYCZNE
Elektrożużlowe
Łukowe
Elektrodą
topliwą
Ręczne
elektrodą
otuloną
Elektrodą
leżącą
Elektrodą
nietopliwą
Łukiem
osłoniętym
Łukiem
nieosłoniętym
Łukiem
krytym
Półautomatyczne
Plazmowe
Elektronowe
W osłonie
argonu (MIG)
Elektrodą
węglową
W osłonie CO2
(MAG)
Elektrodą
wolframową
W osłonie
argonu (TIG)
Atomowe
Automatyczne
Rys. 8.2. Klasyfikacja metod spawania łukowego
8.1. Metody spawania elektrycznego
Spawanie ręczne elektrodą otuloną
Zasada procesu spawania elektrodą otuloną pokazana jest na rysunku 8.3. Ciepło
wytworzone w łuku elektrycznym powoduje stopienie elektrody i nadtopienie łączonych
brzegów. Metal z elektrody stopiony z metalem części spawanych po zakrzepnięciu tworzy
spoinę. Otulina topi się jednocześnie z rdzeniem, odgrywając bardzo poważną rolę w
fizycznych i metalurgicznych procesach występujących podczas spawania. Z otuliny
powstaje żużel, który pokrywa metal spoiny w czasie jego krzepnięcia i osłania go przed
szkodliwym działaniem atmosfery. Wydzielające się gazy stanowią osłonę dla kropli metalu
przelatujących przez łuk. Podstawową rolę utworzonego żużla jest ponadto wprowadzenie
odtleniaczy oraz składników stopowych. W skład otuliny wchodzą także składniki
ułatwiające jonizację przestrzeni gazowej co stabilizuje jarzenie się łuku elektrycznego.
Podstawowymi parametrami metody są: średnica elektrody, natężenie prądu spawania, oraz
prędkość przesuwania łuku wzdłuż spoiny.
66
elektroda otulana
rdzeń metalowy
otulina
atmosfera ochronna
gazów
~
~
ciekły żużel
żużel
spoina
strumień łuku
jeziorko
spawalnicze
głębokość
wtopienia
spawany materiał
kierunek spawania
Rys. 8.3. Zasada procesu spawania ręcznego elektrodą otuloną
Spawanie łukiem krytym
Schemat spawania automatycznego łukiem krytym przedstawiono na rysunku 8.4.
Elektrodą jest goły drut w postaci kręgu nawiniętego w kasecie lub na bębnie, skąd
mechanicznie jest on wyciągany i podawany w kierunku spawanego materiału. Łuk
elektryczny, jarzący się między końcem elektrody (drutu) a spawanym materiałem jest
niewidoczny, gdyż zakryty jest warstwą sypkiego topnika, dostarczanego ze zbiornika
umieszczonego na urządzeniu spawającym. Mechanizm podawania drutu elektrodowego,
kaseta z drutem elektrodowym, zbiornik topnika oraz przyrządy pomiarowe i niektóre
elementy sterowania są umieszczone na wózku napędzanym silnikiem elektrycznym.
Spawanie łukiem krytym zalicza się do automatycznych metod spawania, gdy
zautomatyzowane jest zarówno podawanie elektrody jak i posuw urządzenia spawalniczego
wzdłuż spoiny. W przypadku gdy zautomatyzowane jest tylko podawanie drutu a przesuw
głowicy spawalniczej odbywa się ręcznie mamy do czynienia ze spawaniem
półautomatycznym łukiem krytym. Spoina powstaje ze stopionego drutu elektrodowego i
głęboko nadtopionego materiału rodzimego. W procesie spawania pewna ilość topnika ulega
stopieniu tworząc żużel pokrywający spoinę. Nadmiar topnika, który nie uległ stopieniu,
zbierany jest z powrotem do zbiornika.
Odmianą metody jest spawanie wieloelektrodowe. Dwa lub trzy druty elektrodowe są
stapiane każdy swoim łukiem we wspólnym jeziorku metalu i żużla (rys. 8.5) lub w
oddzielnych jeziorkach. W tym ostatnim przypadku następny łuk musi stopić wówczas żużel
powstały na poprzednim ściegu spoiny. Wymaga to użycia topnika o odpowiednich
własnościach.
Spawanie łukowe w osłonie gazowej elektrodą topliwą
Spawanie łukowe elektrodą topliwą w osłonach gazowych (GMA, MIG/MAG) jest
obecnie najpowszechniej stosowanym procesem wytwarzania konstrukcji spawanych. Skrót
GMA (Gas Metal Arc) obowiązuje głównie w USA i coraz powszechnie, stosowany w
krajach europejskich obejmuje w swym opisie wszystkie rodzaje gazów ochronnych. Skrót
MIG (Metal Inert Gas) obowiązuje w krajach europejskich, dotyczy tylko osłon gazowych
obojętnych (argon, hel), a z kolei skrót MAG (Metal Active Gas) tylko aktywnych gazów
ochronnych (CO2, mieszanki CO2 z gazami obojętnymi). Bardzo często stosowane jest
67
wówczas połączenie skrótów MIG/MAG.
1
2
9
7
3
4
5
6
8
4
6
5
Rys. 8.4. Schemat metody spawania automatycznego łukiem krytym: 1 − drut
elektrodowy; 2 − napęd posuwu elektrody; 3 − łuk, 4 − spoina; 5 − żużel ciekły; 6 − żużel
zakrzepły; 7 − zbiornik topnika; 8 − odciąg nadmiaru topnika; 9 − styki prądowe
1
2
1
3
5
8
4
1
4
7
11
9
1
6
13 8
5
1
2
13
Rys. 8.5. Schemat jednostronnego dwuelektrodowego spawania łukiem krytym z użyciem
proszku wypełniającego: 1 − doprowadzenie topnika; 2 − elektroda przednia; 3 − elektroda
tylna; 4 − topnik; 5 − płynny żużel; 6 − proszek metalowy wypełniający rowek; 7 − stopiony
metal; 8 − podkładka; 9 − spoina; 10 − łuk przedni; 11 − łuk tylny
Elektrodą jest drut pełny lub drut proszkowy nawinięty na szpulę. Ze szpuli elektroda
jest odwijana mechanicznie i podawana do uchwytu elektrodowego (rys. 8.6), w którym jest
zasilana energią elektryczną. Jarzący się łuk stapia wysuwaną elektrodę oraz nadtapia brzegi
spawanego przedmiotu, przy czym jeziorko spawalnicze jest osłonięte strumieniem gazu
ochronnego aż do momentu jego zakrzepnięcia. Jako gaz osłaniający łuk i płynny metal
powstającej spoiny bywa używany argon, hel, dwutlenek węgla oraz mieszaniny tych gazów
z domieszką tlenu.
Przy spawaniu w osłonie gazów w przestrzeni łuku nie występują substancje łatwo
jonizujące się, a zatem łuk jarzy się mniej spokojnie a nierównomierny przepływ kropli
metalu powoduje ich znaczny rozprysk.
68
7
5
8
2
6
1
3
4
Rys. 8.6. Schemat metody spawania elektrodą topliwą w osłonie gazowej: 1 − łuk
elektryczny; 2 − prowadnica drutu elektrodowego; 3 − dysza gazowa; 4 − osłona gazowa
łuku; 5 − drut elektrody; 6 − spoina; 7 − doprowadzenie prądu; 8 − dopływ gazu
Spawanie łukiem nieosłoniętym
Spawanie ciągłą elektrodą metalową bez zewnętrznej osłony metalurgicznej (rys. 8.7),
a więc w warunkach bezpośredniego kontaktu płynnego metalu jeziorka spawalniczego z
powietrzem, jest możliwe w warunkach gdy:
1) sama elektroda wytwarza osłonę metalurgiczną gazową lub żużlową,
2) metal stopiwa zawiera energicznie działające odtleniacze i dodatki wiążące azot w
nieszkodliwe azotki (np. cyrkon).
W pierwszym przypadku musi być stosowany drut proszkowy, zawierający w
metalowej powłoce obok proszku metalowego również składniki wytwarzające osłonę
metalurgiczną, w drugim zarówno drut proszkowy, jak i drut pełny. Metoda ta znana jest
również pod nazwą spawania drutem samoosłaniającym. Przykłady przekroi poprzecznych
różnych drutów proszkowych pokazano na rys. 8.8.
4
3
2
6
5
1
7
Rys. 8.7. Schemat metody spawania łukiem nieosłoniętym: 1 − łuk elektryczny; 2 − drut
elektrodowy; 3 − prowadnik drutu; 4 − przewód prądowy; 5 − jeziorko płynnego metalu; 6 −
spoina; 7 − materiał spawany
69
Rys. 8.8. Typowe przekroje poprzeczne drutów rdzeniowych (proszkowych): 1 − rurka
metalowa; 2 − złącze (zgrzeina); 3 − wypełnienie proszkowe
Spawanie (zgrzewanie) łukiem wirującym
Źródłem ciepła stapiającym brzegi łączonego metalu jest łuk elektryczny jarzący się
między miedzianą elektrodą nietopliwą (chłodzoną wodą) a łączonymi brzegami spawanego
elementu (rys. 8.9). Łuk ten o długości około 2 mm wiruje w szczelinie między łączonymi
brzegami i elektrodą
pod wpływem wypadkowego pola elektromagnetycznego
wytworzonego przez cewkę nawiniętą wokół elektrody i przez sam łuk elektryczny.
Elektrodę łączy się do bieguna dodatniego a łuk zajarza się bezstykowo przy użyciu
jonizatora. Łuk obiegając szybko styk łączonych brzegów stapia je. Spawanie odbywa się
więc bez dodatku spoiwa. Płynny metal w razie potrzeby może być chroniony strumieniem
gazu obojętnego. Natężenie prądu zasilającego łuk elektryczny w zależności od grubości
łączonych elementów wynosi 100÷1000 A a czas spawania 0,3÷6 s. Metoda ta nadaje się
przede wszystkim do łączenia elementów cienkościennych o profilu zamkniętym np. rur o
średnicy do 150 mm i grubości ścianki do 2 mm. Najkorzystniejszym kształtem złącza są
spoiny brzeżne, których usytuowanie pokazano na rys. 8.10. W przypadku gdy w czasie
łączenia stosowany jest docisk jednego elementu do drugiego a łuk wykorzystuje się tylko do
nagrzania krawędzi proces nazywamy zgrzewaniem łukiem wirującym.
3
2
1
4
Rys. 8.9. Schemat metody spawania łukiem wirującym: 1 − spawany przedmiot; 2 −
nietopliwa elektroda miedziana chłodzona wodą; 3 − cewka elektromagnetyczna; 4 − łuk
wirujący
70
Rys. 8. 10. Optymalne kształty połączeń do spawania łukiem wirującym
Spawanie łukowe elektrodą nietopliwą
Spawanie łukowe elektrodą wolframową w osłonach gazowych opisywane skrótem
TIG (Tungsten Intert Gas) lub w USA GTA (Gas Tungsten Arc) jest jednym z podstawowych
procesów wytwarzania konstrukcji ze stali wysokostopowych, stali specjalnych, stopów
niklu, aluminium, magnezu tytanu i innych metali reaktywnych. Spawanie GTA może być
prowadzone prądem stałym lub przemiennym, ręcznie, półautomatycznie lub automatycznie.
Schemat metody spawania przedstawiony jest na rysunku 8.11. Łuk elektryczny będący
źródłem ciepła jarzy się między elektrodą wolframową a spawanym materiałem. Spoina
powstaje ze stopionego w łuku dodatkowego pręta spoiwa i nadtopionych brzegów
spawanego materiału. Jeziorko płynnego metalu chronione jest od dostępu powietrza
strumieniem gazu ochronnego (argonu) wypływającego z dyszy, w której współśrodkowo
osadzona jest elektroda wolframowa.
Rys. 8.11. Schemat metody spawania elektrodą nietopliwą: 1 − elektroda wolframowa; 2 −
łuk elektryczny; 3 − spoiwo; 4 − osłona gazu obojętnego; 5 − palnik łukowy; 6 −
spoina; 7 − materiał spawany
Spawanie atomowe
Źródłem ciepła jest łuk elektryczny jarzący się między dwiema elektrodami
wolframowymi w osłonie wodoru wypływającego z dysz, w których osadzone są elektrody
(rys. 8.12). Wodór przepływając przez łuk i otaczający jeziorko płynnego metalu spełnia rolę:
- osłony chroniącej płynny metal spoiny przed dostępem powietrza,
- osłony chroniącej elektrody wolframowe przed utlenianiem pod wpływem ciepła łuku
elektrycznego.
W temperaturze łuku cząsteczki wodoru ulegają dysocjacji na pojedyncze atomy wodoru
zgodnie z równaniem
71
H2 →2H - 443,8 kJ/cm3.
Po spotkaniu się atomów wodoru z chłodniejszym materiałem spawanym następuje odwrotna
reakcja łączenia się atomów wodoru w cząsteczki z oddaniem ciepła pobranego w łuku
elektrycznym, stąd metoda nosi nazwę spawania atomowego. Jak przy wszystkich metodach
spawania elektrodami nietopliwymi spoina powstaje z dodatkowego spoiwa stapianego w
łuku oraz z nadtopionych krawędzi materiałów łączonych.
Rys. 10.13. Schemat metody spawania atomowego: 1 − elektrody wolframowe; 2 − łuk
elektryczny; 3 − osłona wodorowa; 4 − przedmiot spawany
72
9. SPAWALNICZE ŹRÓDŁA CIEPŁA
Spawalniczy łuk elektryczny
Łuk elektryczny jest jednym z zasadniczych spawalniczych źródeł ciepła, przy czym
pod względem technologicznym może to być łuk jarzący się w atmosferze gazowej
(powietrze, gazy obojętne, dwutlenek węgla) zwany łukiem otwartym lub też łuk jarzący się
pod warstwą topnika spawalniczego, zwany łukiem krytym. Łuk elektryczny jest formą
zamiany energii elektrycznej w energię cieplną i przedstawia sobą jedną z trwałych form
rozładowania elektrycznego przez przestrzeń gazową. Aby łuk elektryczny mógł się zajarzyć
między elektrodą a materiałem spawanym, przestrzeń gazowa między nim musi być
zjonizowana. W normalnych warunkach powietrze nie przewodzi prądu elektrycznego i jest
izolatorem. Natomiast powietrze zjonizowane przewodzi dobrze prąd elektryczny i pozwala
na utrzymanie łuku elektrycznego. Jonizacja powietrza w przestrzeni łukowej następuje
głównie dzięki obecności elektrody składników jonizujących, tj. związków wapna, sodu,
potasu, tytanu oraz pod działaniem wysokiej temperatury.
Jeżeli w przypadku prądu stałego elektroda zostanie połączona z biegunem dodatnim,
czyli anodą (tzw. biegunowość dodatnia), a materiał z biegunem ujemnym, czyli katodą, to
w czasie potarcia lub dotknięcia powierzchni metalu koniec elektrody nie styka się z
materiałem całą powierzchnią, lecz tylko poszczególnymi punktami, przez które przepływa
prąd o dużym natężeniu, powodując grzanie się metalu. Przy odsunięciu elektrody od
materiału powietrze między elektrodą i materiałem zostanie silnie nagrzane. Cząstki gazów z
powietrza i cząstki gazów wydzielających się z otuliny rozpadają się na elektrycznie
naładowane jony. Jony ujemne płyną od bieguna ujemnego (katody) do bieguna dodatniego
(anody). Jony dodatnie odbywają tę drogę w odwrotnym kierunku, zgodnie z zasadą, że
ładunki o znakach przeciwnych przyciągają się. Jony będące w ciągłym ruchu przenoszą
ładunki elektryczne i powodują przepływ prądu elektrycznego w postaci jarzenia łuku
między elektrodą a materiałem spawanym lub między dwoma elektrodami. Słup gazu między
elektrodą a materiałem jest wtedy zjonizowany. Jarzący się łuk wydziela bardzo dużo
skoncentrowanego ciepła, dzięki czemu powoduje szybkie topienie się metalu.
Rozkład temperatury w łuku jest nierównomierny. Przy spawaniu prądem stałym
elektrodą nietopliwą i podłączeniu bieguna dodatniego do elektrody, znacznie więcej ciepła
wydziela się na elektrodzie nietopliwej (anodzie) niż na przedmiocie spawanym (rys. 9.1).
Jest to związane z oporowym nagrzewaniem się elektrody oraz bombardowaniem silnym
strumieniem elektronów emitowanych z powierzchni jeziorka spoiny. Równocześnie nie
występuje zjawisko schładzania końcówki elektrody przez warstwę elektronów, jak to ma
miejsce przy biegunowości ujemnej. W celu uniknięcia szybkiego zużycia elektrody
nietopliwej konieczne jest obniżenie natężenia prądu i zwiększenie średnicy elektrody.
Spawaniu prądem stałym z biegunowością dodatnią, towarzyszy natomiast bardzo użyteczne
zjawisko zwane czyszczeniem katodowym. Zjawisko czyszczenia (rozpraszania)
katodowego (rys. 9.2) polega na usuwaniu z powierzchni spawanego przedmiotu warstewki
trudno topliwych tlenków w wyniku bombardowania i kruszenia jej ciężkimi jonami gazu
osłonowego, a równocześnie rozpylaniu rozbitych kawałków w efekcie silnej emisji
elektronów z powierzchni tlenków. Zjawisko to wykorzystywane jest przy spawaniu
aluminium i magnezu, których powierzchnia pokryta jest warstwą trudno topliwych tlenków.
Czyszczenie katodowe wykorzystywane jest również przy spawaniu stali odpornych na
korozję, na powierzchni których występuje zwarta warstewka tlenków chromu. Zjawisko
czyszczenia katodowego jest najefektywniejsze przy spawaniu w osłonie argonu, natomiast
hel jest zbyt lekki, by zapewnić efektywne czyszczenie. Pośrednie efekty czyszczenia
katodowego uzyskać można przy spawaniu prądem przemiennym.
73
Rys. 9.1. Rozkład energii cieplnej w łuku w funkcji rodzaju prądu, jego biegunowości
i rodzaju elektrody; DC(–) – prąd stały biegunowość ujemna DC(+) – prąd stały biegunowość
dodatnia, AC – prąd przemienny
Rys. 9.3. Czyszczenie katodowe powierzchni przy spawaniu metodą GTAW z
biegunowością dodatnią
Rozkład energii cieplnej w łuku jest odmienny, gdy w miejsce elektrody nietopliwej
zastosuje się elektrodę topliwą ze stali, miedzi lub aluminium (rys. 9.1). Zdolność
emitowania elektronów z powierzchni takiej zimnej katody jest raczej niska, gdyż
temperatura topnienia większości materiałów dodatkowych nie przekracza 1500°C natomiast
wolframu wynosi 3410°C. Elektrony emitowane są z szybko przemieszczającej się po
powierzchni końcówki stapianej elektrody bardzo małej plamki katodowej. Jeżeli więc
elektroda topliwa jest katodą (−), około 70% ciepła wydala się na elektrodzie i elektroda
stapia się z dużą prędkością. Wynika to z faktu, że powierzchnia plamki katodowej na
elektrodzie topliwej jest znacznie mniejsza niż plamki anodowej na spawanym przedmiocie
i bombardowanie małej powierzchni plamki katodowej ciężkimi jonami gazu plazmowego i
jonami par metali zapewnia wydzielenie się tam dużo większej ilości ciepła niż na anodzie.
Powoduje to szybkie stapianie elektrody. Gdy elektroda topliwa podłączona jest do bieguna
dodatniego źródła prądu stałego, większość ciepła łuku wydzielona jest na spawanym
przedmiocie, zapewniając duże głębokości przetopienia spawanego materiału.
W łuku elektrycznym wytworzonym przez prąd stały najwyższa temperatura panuje
74
w części środkowej i wynosi około 4000°C w łuku jarzącym się w argonie między
elektrodami wolframowymi. W miarę zbliżenia się do biegunów temperatura obniża się. W
pobliżu anody (+) panuje temperatura 2900÷3800°C, natomiast w pobliżu katody (−) jest
nieco niższa i wynosi 2000÷3300°C. Przy spawaniu prądem przemiennym rozkład
temperatur na obu biegunach jest jednakowy i wynosi ok. 2300÷2500°C.
Nie całe ciepło wytworzone w łuku zostaje zużyte na stopienie metalu; pewna jego
część zostaje wypromieniowana, część topi żużel i nagrzewa metal w strefie spoiny. Ilość
ciepła praktycznie wykorzystywana przy spawaniu jest zależna od metody spawania.
Przykładowo, w przypadku gdy spawamy łukiem niezależnym (łuk jarzy się między dwoma
elektrodami, a nie między elektrodą a przedmiotem spawanym) w atmosferze powietrza,
efektywne wykorzystanie ciepła łuku nie przekracza 15%. Natomiast wykonanie tego samego
procesu w atmosferze wodoru spowoduje znaczne poprawienie sprawności. Również
włączenie spawanego przedmiotu w obwód prądu spawalniczego (spawanie łukiem
zależnym) polepsza sprawność.
Efektywną moc cieplną łuku spawalniczego można określić z zależności
q = ηi ⋅ ke ⋅ U ⋅ I [W],
gdzie:
U - napięcie łuku [V],
I - natężenie prądu łuku [A],
ke - współczynnik charakteryzujący wpływ niesinusoidalności krzywych
napięcia i natężenia prądu na moc łuku (przy prądzie stałym ke=1, przy
przemiennym ke = 0,7÷0,97),
ηi - współczynnik sprawności procesu nagrzewania; jest on zależny od metody
spawania i mieści się w następujących granicach:
spawanie elektrodami stalowymi
ηi = 0,70÷0,85,
spawanie łukiem krytym
ηi = 0,80÷0,95,
spawanie metodą MIG
ηi = 0,45÷0,65,
spawanie metodą TIG
ηi = 0,45÷0,60.
Wielkością łączącą ze sobą podstawowe parametry spawania łukowego, czyli natężenie
prądu spawania, napięcie łuku i prędkość spawania jest energia liniowa łuku
U⋅I
E=
[J/m],
v s ⋅ k e ⋅ ηi
gdzie:
I - natężenie prądu spawania [A],
U - napięcie łuku [V],
vs - prędkość spawania [m/s].
Źródłami prądu stosowanymi do spawania są spawarki. Są one przystosowane do
zjawisk towarzyszących zajarzeniu łuku, stabilnemu jarzeniu i zwarciu oraz zapewniają
możliwość regulacji parametrów spawania. Spawarki jako źródło zasilania łuku można
podzielić na:
- spawarki prądu stałego
- spawarki prądu przemiennego
75
Płomień acetylenowo-tlenowy
Najczęściej stosowanym źródłem przy spawaniu gazowym jest płomień acetylenowotlenowy, będący formą zamiany energii chemicznej w cieplną w wyniku spalania acetylenu w
atmosferze tlenu.
Z reakcji
C2H2 + O2 = 2CO + H2 + Q
wynika, że dla spalenia jednostki objętości acetylenu na CO i H2 należy teoretycznie
dostarczyć jedną jednostkę objętości tlenu. Płomień powstały z takiej mieszanki nosi nazwę
obojętnego. Z uwagi na zanieczyszczenie tlenu technicznego azotem i para wodną,
praktycznie płomień obojętny uzyskuje się dopiero przy nieznacznym naddatku tlenu w ilości
10÷20%. Charakter płomienia acetylenowo-tlenowego można wyrazić współczynnikiem
względnego zużycia gazów
a=
VO
2
VC H
2
.
2
Praktycznie płomień obojętny charakteryzuje współczynnik a=1,1÷1,2, płomień nawęglający
a<1,1, oraz płomień utleniający a>1,3.
Proces spalania acetylenu odbywa się w dwóch etapach. W pierwszej fazie spalania,
tzw. spalaniu wstępnym, węgiel po dysocjacji acetylenu łączy się z tlenem tworząc tlenek
węgla, a wodór pozostaje nie spalony i częściowo rozkłada się na wodór atomowy:
C2H2 + O2 = 2CO + H2 + 445,9 kJ
H2 = 2H – 427,1 kJ
Powstają więc gazy o silnym działaniu redukcyjnym (CO około 60%, H2 około 20%, H
około 20%). W drugim etapie spalania tlenek węgla i wodór spalają się na CO2 i H2O (gazy
utleniające) kosztem tlenu z powietrza:
2CO + O2 +3,78 N2 = 2CO2 +3,78 N2 +569,4 kJ,
2H2 + O2 +3,78 N2 = 2H2O +3,78 N2 +485,7 kJ
(wskaźnik 3,78 jest określony stosunkiem azotu do tlenu w powietrzu).
W płomieniu acetylenowo-tlenowym rozróżnia się trzy zasadnicze strefy (rys. 11.5).
1. Strefa I zwana jądrem płomienia ograniczona jest ostro zarysowanym jasno świecącym
stożkiem, na powierzchni którego odbywa się wstępne spalanie mieszanki acetylenowotlenowej dostarczanej z palnika. Na zewnątrz wierzchołka jądra, tuż za strefą wstępnego
spalania panuje najwyższa temperatura dochodząca do 3000°C.
2. Strefa II − redukująca, na zewnętrznej powierzchni tej strefy gazy łączą się z tlenem
z powietrza przenikającym do płomienia.
3. Strefa III − kita powstała w wyniku spalania się gazów strefy redukcyjnej. Skład gazów
kity płomienia stanowią: dwutlenek węgla, para wodna, tlen i azot. Jest to więc strefa
utleniająca i ma kolor lekko różowy, podczas gdy strefa redukująca jest koloru
niebieskiego.
76
Rys. 9.4. Schemat płomienia acetylenowo-tlenowego wraz z rozkładem temperatur: 1 –
płomień utleniający, 2 – płomień obojętny, 3 – płomień nawęglający. Strefy I, II, III opisano
w tekście
Spawanie elektrożużlowe
Spawanie elektrożużlowe polega na tworzeniu złącza w jednym przejściu w pozycji
pionowej przez stapianie materiału dodatkowego i brzegów przedmiotów spawanych ciepłem
kąpieli żużlowej nagrzewanej oporowo (rys. 9.5). Proces spawania rozpoczyna się, podobnie
jak spawanie łukiem krytym, przez zajarzenie łuku elektrycznego pod warstwą topnika
między elektrodą metalową topliwą a płytką dobiegową (rys. 9.6). Dla ułatwienia zajarzenia
łuku i skrócenia czasu stabilizacji procesu stosuje się również zalewanie komory spawania
stopionym topnikiem, zasypywanie na dnie płytki dobiegowej proszku metalicznego itp.
Rys. 9.5. Schemat procesu spawania elektrożużlowego
Stapiająca się elektroda tworzy jeziorko spawalnicze o coraz większej objętości, a
równocześnie zwiększa się objętość kąpieli żużlowej i wzrasta jej temperatura. Jeżeli materiał
elektrody ulega stopieniu już w czasie przechodzenia przez warstwę kąpieli żużlowej, a ilość
żużla jest dostatecznie duża, następuje zalanie strefy łuku ciekłym żużlem i samoistne
wygaszenie łuku. Nagrzewana oporowo kąpiel żużlowa, stanowiąca elektrolit o wysokiej
oporności właściwej, osiąga temperaturę rzędu 1800÷2000oC. Powoduje ona nagrzewanie i
77
stapianie brzegów przedmiotów spawanych oraz materiału elektrody. Ciekły metal zbiera się
pod warstwą kąpieli żużlowej i powstaje jeziorko spawalnicze, które krzepnąc z mała
szybkością tworzy spoinę. Brzegi przedmiotów spawanych i nakładki formujące (nieruchome
lub przesuwane) tworzą komorę (wannę) dla kąpieli żużlowej i metalu jeziorka
spawalniczego (rys. 9.5).
Nakładki formujące, w zależności od rodzaju spawanego metalu, mogą być wykonane z
miedzi (chłodzone wodą), mogą być grafitowe, ceramiczne lub stalowe (stapiane). Dla złączy
o długości 1÷1,5m stosuje się nakładki formujące nieruchome, obejmujące całą długość
złącza wraz z płytką dobiegową i wybiegową. Dla złączy o większej długości jest konieczne
użycie nakładek formujących przesuwanych.
Rys. 9.6. Schemat rozpoczynania procesu spawania elektrożużlowego elektrodą w postaci
drutu; 1 – przedmiot spawany, 2 – drut elektrodowy, 3 – topnik, 4 – ciekły topnik, 5 – łuk
spawalniczy, 6 – jeziorko spawalnicze, 7 – płytka dobiegowa, S – szerokość rowka (odstęp
międzystykowy)
W procesie spawania elektrożużlowego niezbędną ilość ciepła uzyskuje się w wyniku
przepływu prądu elektrycznego przez przewodnik będący w stanie płynnym, którym jest
roztopiona warstwa żużla spawalniczego (żużel w stanie stałym nie przewodzi prądu).
Całkowita oporność na drodze prądu elektrycznego, przepływającego przez roztopiony żużel
przy spawaniu elektrożużlowym, jest proporcjonalna do głębokości kąpieli żużlowej i
odwrotnie proporcjonalna do temperatury tej kąpieli oraz głębokości zanurzenia w niej drutu
elektrodowego. Zakładając, że cała energia elektryczna zmienia się w energię cieplną, moc
cieplną takiego źródła można wyrazić zależnością:
q=I2⋅R
gdzie: q – moc cieplna, W
I –natężenie prądu spawania, A
R –opór płynnego żużla, Ω
Schemat rozkładu wytworzonego ciepła wraz ze sposobem tworzenia się wanny żużlowej
pokazano na rysunku 9.7.
Jak wynika z przedstawionych schematów wanna żużlowa i jeziorko spawalnicze są
utrzymane w objętości wytworzonej przez spawane elementy i odstęp międzystykowy, który
jest uszczelniony przez dwie nakładki miedziane chłodzone wodą. Proces topienia materiału
rodzimego oraz drutu elektrodowego odbywa się kosztem ciepła wydzielającego się z wanny
żużlowej. Dzięki stałemu podawaniu drutu elektrodowego oraz przemieszczaniu się w
pozycji pionowej nakładek formujących lico i grań spoiny, w wyniku krystalizacji tworzy się
złącze spawane. Znaczna część wydzielanego ciepła zostaje zużytkowana na ogrzewanie
78
spawanych elementów poza obszarem jeziorka spawalniczego, na ogrzanie i roztopienie
topnika oraz na pokrycie strat ciepła spowodowanych intensywnym chłodzeniem nakładek
formujących. Część ciepła traci się również drogą promieniowania powierzchni żużla.
Rys. 9.7. Schemat tworzenia się połączenia spawanego oraz rozchodzenia się ciepła przy
spawaniu elektrożużlowym; 1 – materiał spawany, 2 – drut elektrodowy, 3 – warstwa
topnika, 4 – kierunki rozchodzenia ciepła 5 – jeziorko żużlowe, 6 – jeziorko ciekłego metalu,
7 – spoina, 8 – nakładki miedziane formujące spoinę (chłodzone wodą), B – szerokość
jeziorka ciekłego metalu, H – wysokość ciekłego jeziorka
Źródłem ciepła przy spawaniu nie jest więc łuk elektryczny, lecz ciepło Joule`a wytworzone
na skutek przepływu prądu przez elektrodę, roztopiony żużel i ciekły metal. Źródłem nie jest
cała objętość żużla, lecz tylko część (przylegająca do stapiającej się elektrody) przez którą
przepływa prąd i gdzie następuje zamiana energii elektrycznej na cieplną. Główna część
prądu przepływa do końca elektrody a następnie przez żużel do jeziorka ciekłego metalu po
możliwie najmniejszej linii oporu. Usytuowanie końca elektrody w warstwie roztopionego
żużla, określające położenie skoncentrowanego źródła ciepła, zależy od parametrów
spawania: natężenia prądu spawania, napięcia, głębokości warstwy roztopionego żużla
długości suchego wylotu elektrody, prędkości ruchów poprzecznych elektrody, przekroju
elektrody, liczby elektrod i szerokości szczeliny. W ścisłej zależności od natężenia prądu
spawania pozostaje prędkość stapiania się elektrody. Dlatego też często uznaje się prędkość
posuwu (podawania) drutu za jeden z parametrów spawania, równoznaczny z natężeniem
prądu spawania. Znacznie większy wpływ na usytuowanie końca elektrody w warstwie
roztopionego żużla wywierają własności żużla, a przede wszystkim jego opór.
Spoina powstaje z metalu pochodzącego z natopionych brzegów spawanych
elementów oraz stapiającego się drutu. Wielkość przekroju poprzecznego spoiny zależy od
grubości spawanych elementów oraz szerokości pozostawianego między nimi odstępu.
Szerokość spoiny jest znacznie większa od szerokości odstępu między blachami na skutek
wtopienia spoiny w brzegi łączonych ze sobą elementów. Współczynnik kształtu jeziorka
ciekłej kąpieli ψ przedstawiający stosunek szerokości spoiny B do głębokości jeziorka
ciekłego metalu H stanowi wskaźnik możliwości tworzenia pęknięć krystalizacyjnych.
Współczynnik ten może się zmieniać w bardzo szerokich granicach od 0,8 do 10.
Zaletą procesu spawania elektrożużlowego jest:
- duża wydajność,
- duża ekonomiczność – zużywa się około 15÷20% energii mniej niż przy spawaniu
łukowym pod topnikiem przy tej samej masie stopionego metalu,
- mała wrażliwość na przygotowanie krawędzi,
- niski koszt materiałów spawalniczych,
79
-
bardzo duża czystość spoin i brak wad w postaci zażużleń,
możliwość spawania bez podgrzewania (nawet materiałów trudnospawalnych).
Podstawowa wadą spawania elektrożużlowego jest niska plastyczność złącza. Wskutek
długiego przebywania w wysokiej temperaturze i powolnego stygnięcia zarówno spoina
(która jest w zasadzie małym odlewem) jak i strefa wpływu ciepła są gruboziarniste. W celu
rozdrobnienia ziarna i podwyższenia własności plastycznych wymagane jest z reguły
normalizowanie.
Topniki do spawania żużlowego powinny cechować się następującymi własnościami:
- wystarczająco wysoką opornością właściwą w stanie ciekłym, aby wytworzona ilość
ciepła była wystarczająca dla stopienia brzegów spawanych przedmiotów i elektrody; z
drugiej strony oporność właściwa ciekłego topnika nie może być zbyt duża, gdyż wtedy
może nastąpić zajarzenie się łuku między elektrodą a kąpielą żużlową,
- małą lepkością, dla zapewnienia cyrkulacji kąpieli żużlowej pod wpływem siły
elektrodynamicznej powodującej równomierny rozkład temperatury i narastanie warstwy
ciekłego topnika nad jeziorkiem spawalniczym oraz uniknięcia wtrąceń żużlowych w
spoinie,
- łatwym oddzielaniem się od powierzchni złącza,
- odpowiednimi cechami metalurgicznymi, zwłaszcza w przypadku spawania aluminium,
tytanu, miedzi.
Z uwagi na dużą objętość kąpieli żużlowej i jeziorka spawalniczego spawanie jest
prowadzone zasadniczo w pozycji pionowej lub z odchyleniem od pionu nie przekraczającym
10÷35o. Krawędzie łączone najczęściej przygotowuje się na „I” z odstępem 20÷35 mm. W
celu uzyskania spoiny o jednakowych właściwościach na całej długości złącza, jest konieczne
wyprowadzenie obszarów wadliwych, tworzących się w czasie rozpoczynania i ukończenia
procesu spawania, poza złącze. W tym celu spawanie rozpoczyna się na płytce dobiegowej a
kończy na płytce wybiegowej. Po zakończeniu spawania płytki odcina się. Zwykle spawanie
elektrożużlowe jest prowadzone przy gęstościach prądu od 0,1÷300 A/mm², w zależności od
rodzaju spawanego materiału i sposobu spawania. Parametrem decydującym o głębokości
wtopienia jest napięcie. Wzrost napięcia zwiększa głębokość wtopienia. Z tego względu
nowoczesne źródła prądu stałego posiadają płaską lub lekko opadającą charakterystykę, która
zapewnia dużą stabilność i dokładność regulacji napięcia spawania.
Spawanie elektrogazowe
Przy opracowywaniu technologii spawania elektrogazowego wzorowano się na metodzie
spawania elektrożużlowego, w celu zapewnienia możliwości spawania automatycznego w
pozycji pionowej złączy doczołowych blach o mniejszej grubości niż było to możliwe w
przypadku spawania elektrożużlowego. Spawanie elektrogazowe polega na stapianiu
łukowym materiału dodatkowego, podawanego w sposób ciągły, w komorze utworzonej
przez rowek między brzegami spawanych blach a nakładkami formującymi (rys. 9.8).
Jeziorko spoiny uformowane w wyniku stapiania drutu elektrodowego nadtapia pionowe
ścianki i tworzy złącze spawane. Materiał dodatkowy może być w postaci drutu pełnego,
drutu z rdzeniem proszkowym topnikowym lub metalicznym oraz drutu proszkowego
samoosłonowego. Podobnie jak przy spawaniu elektrożużlowym, możliwe jest zastosowanie
techniki spawania ze stapiającą się prowadnicą rurkową.
W przypadku drutów pełnych oraz drutów proszkowych topnikowych i z rdzeniem
metalicznym jest stosowany dodatkowy nadmuch gazu ochronnego. Jako gazy ochronne, w
zależności od rodzaju spawanych metali, stosuje się CO2 lub mieszanki Ar + (5÷25%) CO2.
Kąpiel jeziorka spoiny przesuwająca się w pionie z dołu do góry, od płytki dobiegowej dolnej
do górnej wybiegowej, jest osłaniana cienką warstwą żużla pokrywającego powierzchnię
górną jeziorka, jak i powierzchnię styku z nakładkami formującymi. Chociaż przy spawaniu
elektrogazowym stosuje się urządzenie o konstrukcji podobnej do stosowanego przy
80
spawaniu elektrożużlowym, to mechanizm tworzenia się spoiny jest odmienny. Stapiany
łukowo drut elektrodowy tworzy płytkie jeziorko spoiny w pozycji podolnej, łatwe do
utrzymania znacznie krótszymi niż przy spawaniu elektrożużlowym nakładkami
formującymi, bez obawy wyciekania metalu spoiny. Jednocześnie dzięki znacznie mniejszym
energiom liniowym spawania SWC jest wyraźnie węższa, a spoina ma strukturę
drobnoziarnistą. Umożliwia to pokonanie podstawowej wady ograniczającej zastosowanie
spawania elektrożużlowego, którą jest mała odporność złączy na kruche pękanie.
Proces spawania rozpoczyna się na płytce dobiegowej przytwierdzonej spoinami sczepnymi z
dołu złącza, o głębokości niezbędnej do stabilizacji procesu tworzenia się spoiny (zwykle
powyżej 40 mm). Proces wykonywania złącza winien być prowadzony w sposób ciągły,
chociaż możliwe jest również przerwanie
spawania w dowolnym momencie. Zatem
podstawową zaletą spawania elektrogazowego, w
przeciwieństwie do spawania elektrożużlowego,
jest możliwość przerwania procesu na długości
złącza i ponownego rozpoczęcia, bez zagrożenia
pogorszenia własności mechanicznych złącza.
Spawanie elektrogazowe jest stosowane głównie
do automatycznego wykonywania w pozycji
pionowej elementów konstrukcyjnych z blach ze
stali niskowęglowych, niskostopowych oraz stali
wysokostopowych o grubości od 8÷200 mm z
wydajnością nawet do 100 kg/h. Długość złącza
jest ograniczona jedynie długością toru
mechanizmu napędowego i może wynosić nawet
kilkanaście metrów.
Parametry spawania elektrogazowego są
podobne do parametrów spawania GMAW i
spawania łukowego drutem proszkowym
osłonowym i samoosłonowym, lecz ich
Rys. 9.8. Schemat procesu spawania
oddziaływanie na kształt spoiny jest odmienne,
elektrogazowego; 1 – drut pełny lub drut
gdyż ścianki złącza są równoległe lub prawie
proszkowy, 2 – podajnik drutu, 3 – nakładki
równoległe do osi drutu elektrodowego.
formujące, 4 – woda chłodząca, 5 – gaz
ochronny, 6 – ciekły żużel, 7 – jeziorka
Oscylacja drutu elektrodowego lub stapiającej się
spawalnicze, 8 – spoina, 9 – kanały wodne
prowadnicy powinna być tak ustalona, aby łuk
zatrzymywał się w odległości około 10 mm od
nakładki formującej. Prędkość oscylacji winna
wynosić 10÷15 mm/s.
Spawanie i zgrzewanie aluminotermiczne (termitowe)
Przy spawaniu i zgrzewaniu termitowym źródłem ciepła jest reakcja chemiczna, która
do złącza dostarcza nie tylko ciepło ale i spoiwo.
Termit jest to mieszanina tlenku żelaza (Fe3O4) i aluminium (Al.) w stosunku
wagowym 78:22. Termit wsypuje się do tygla wyłożonego materiałem ogniotrwałym i
zapala. W ciągu kilkunastu sekund następuje egzotermiczna reakcja
81
3Fe3O4 + 8AL = 4Al2O3 + 9Fe + Q
w której aluminium łączy się z tlenem z tlenku żelaza. W efekcie otrzymuje się ciekłe żelazo
nagrzane do temperatury około 2500°C pokryta warstwą tlenków aluminium (Al2O3).
Spawanie termitowe stosuje się do łączenia szyn (rys. 9.9) oraz elementów stalowych
lanych lub kutych o dużych przekrojach, oraz do łączenia grubych prętów do zbrojenia
betonu (rys. 9.10). Łączone końce elementów muszą być odpowiednio ujęte w formę
odlewniczą. Między płaszczyznami czołowymi należy pozostawić szczelinę, aby ciekłe
żelazo mogło ją wypełnić. Strumień przegrzanego żelaza spływający z tygla do formy
nadtapia ścianki łączonych części co daje dobre połączenie z metalem rodzimym.
1
2
3
5
4
6
7
Rys. 9.9. Schemat spawania termitowego szyn: 1 − termit; 2 − zatyczka tygla; 3 −
ciekły tlenek aluminium; 4 − ciekłe żelazo; 5 − forma odlewnicza; 6 − spoina; 7 − kanał
służący do suszenia formy
Tuleja
ceramiczna
Beton
Rys. 9.10. Sposób przygotowanie do spawania grubych prętów stalowych w konstrukcjach
żelbetowych
W przypadku zgrzewania termitowego jeden z elementów jest ruchomy. Zalany
w szczelinę ciekły metal służy jedynie do nagrzania łączonych powierzchni do wysokiej
temperatury. Dociśnięcie ruchomego elementu powoduje usunięcie zalanego do szczeliny
ciekłego metalu i otrzymanie zgrzeiny. Zgrzeina taka, w przeciwieństwie do spoiny
termitowej, nie zawiera miękkiego materiału stopiwa, które jest praktycznie czystym
żelazem. Własności na przekroju złącza zgrzewanego są zatem bardziej jednorodne niż
złącza spawanego.
82
Zgrzewanie oporowe
Zgrzewanie elektryczne oporowe polega na wykorzystaniu ciepła wydzielanego
podczas przepływu prądu przez łączone elementy. Zgrzewane części włączone są w obwód
wtórny transformatora, toteż w czasie przepływu prądu elektrycznego miejsca zetknięcia
elektrod z materiałem oraz łączone elementy ulegają silnemu miejscowemu nagrzaniu
(wskutek oporu stawianego przez nie prądowi elektrycznemu). Dla zrealizowania procesu
zgrzewania w większości przypadków konieczne jest równoczesne oddziaływanie
temperatury oraz nacisku (sił mechanicznych). Wiadomo, że nagrzewanie zgrzewanych
elementów musi przebiegać w krótkim czasie i w jego wyniku czołowe powierzchnie
łączonych elementów muszą osiągnąć stan wysokoplastyczny (czasami z nadtopieniem).
Wymaga to przepływu znacznych prądów. Jest również rzeczą zrozumiałą, że jeżeli
pragniemy nagrzać określony przewodnik nie na całej jego długości, a jedynie lokalnie, to
oporność tego obszaru przewodnika musi być znacznie wyższa. Jeżeli przy zgrzewaniu
doczołowym jako przewodnik potraktować oba łączone elementy, to dla uzyskania
wymaganej ilości ciepła w obszarze złącza, charakteryzującego się określoną opornością
musi być doprowadzony dostatecznie duży prąd. Tak więc przy zgrzewaniu jest
wykorzystywane zjawisko Joule′a, polegające na zamianie energii prądu elektrycznego
płynącego przez przewodnik w energię cieplną.
Ilość ciepła wydzielającego się podczas zgrzewania oporowego w jednostce czasu
można wyrazić zależnością
q = I2 ⋅ R,
gdzie: q − moc cieplna w [W],
I − natężenie prądu w [A],
R − oporność całkowita w obszarze zgrzewania w [Ω].
Jak wynika z powyższego wzoru, ilość wydzielonego ciepła jest proporcjonalna do
kwadratu natężenia prądu, zatem natężenie prądu wywiera zasadniczy wpływ na nagrzewanie
strefy zgrzeiny. Istotny wpływ na proces nagrzewania wywiera także wielkość sumarycznego
oporu strefy zgrzeiny R. Strefa zgrzeiny (rys. 9.11) stanowi z elektrycznego punktu widzenia
kilka oporności połączonych szeregowo. Sumaryczna oporność R wyraża się wzorem
R = Rs1 + Rm1 + Rs + Rm2 + Rs2
gdzie: Rm1 i Rm2 − oporności łączonych elementów,
Rs1 i Rs2 − oporności styków tych elementów z elektrodami,
Rs − oporność styku łączonych elementów.
83
R[
]
Rs1
Rm 1
Rs
Rm
Rs1
1
Rm2
Rs
Rs2
Rm2
x
Rs2
Rys. 9.11. Rozkład oporności w strefie zgrzeiny: Rm1, Rm2 − oporności łączonych
elementów; Rs1, Rs2 − oporności styków tych elementów z elektrodami; Rs − oporność styku
łączonych elementów.
Jak widać z wykresu na rysunku 9.11 oporności łączonych elementów Rm1 i Rm2 są
stosunkowo niewielkie. Największa oporność występuje na styku łączonych elementów,
a oporności styku elementów z elektrodami Rs1 i Rs2 są od niej około 2 razy mniejsze. Tak
więc największa ilość ciepła wydzielona będzie na styku Rs, a tym samym temperatura w
obszarze tego styku będzie najwyższa. Tam też nastąpi nadtopienie materiału, a po
wyłączeniu przepływu prądu uformuje się jądro zgrzeiny.
Duża ilość ciepła wydzielana jest także na styku Rs1 i Rs2, toteż, aby zapobiec
nadmiernemu wzrostowi temperatury w obszarze tych styków, elektrody wykonywane są z
materiałów łatwo odprowadzających ciepło (miedź stopowa), a ponadto są chłodzone wodą.
°C
a)
1600
°C
b)
1600
°C
c)
1600
1200
1200
1200
800
800
800
SWC
Rys. 9.12. Schemat tworzenia się jądra zgrzeiny wraz z rozkładem temperatur
Proces powstawania jądra zgrzeiny oraz rozkład temperatur w obszarze strefy
zgrzeiny przedstawione są na rysunku 9.12. Rysunek 9.12a obrazuje stan początkowy,
bezpośrednio po włączeniu przepływu prądu. Następuje wówczas wstępne nadtopienie
materiałów na styku Rs, a tym samym oporność tego styku ulega zmniejszeniu. Temperatura
styku nie wzrasta już, powiększa się jedynie ilość płynnego metalu, a jądro zgrzeiny
rozszerza się.
Po osiągnięciu przez jądro zgrzeiny określonych rozmiarów (rys.9.12b) przerwany zostaje
przepływ prądu i materiał płynnego jądra zaczyna krzepnąć. Po zakrzepnięciu uzyskujemy
trwałe połączenie elementów (rys. 9.12c).
Wszystkie zgrzewarki konstruowane są na zasadzie, że prąd zgrzewania I jest
włączony dopiero po osiągnięciu określonego nacisku wstępnego pomiędzy łączonymi
elementami. Prawidłowy dobór siły docisku P i natężenia prądu I musi być ponadto ściśle
84
związany z czasem trwania procesu, czyli ustalony musi być tzw. cykl lub program
zgrzewania. Prosty program zgrzewania przedstawiony jest na rysunku 9.13.
Temperatura T
Siła nacisku P
T
P
Iz
Czas t
tn
tfz
tpz
Rys. 9.14. Program zgrzewania punktowego stali węglowej
Najpierw włączony jest nacisk P. Po upływie czasu tnw (czas nacisku wstępnego),
koniecznego do odkształcenia materiałów i zapewnienia właściwego przylegania łączonych
elementów, następuje włączenie prądu zgrzewania na okres tfz (czas formowania jądra
zgrzeiny). Jednocześnie z włączeniem prądu wzrasta temperatura w jądrze zgrzeiny aż do
osiągnięcia temperatury zgrzewania. Z chwilą osiągnięcia temperatury zgrzewania i
uformowania się płynnego jeziorka zgrzeiny o wymaganych rozmiarach następuje
wyłączenie prądu zgrzewania Iz. Temperatura w jądrze zgrzeiny spada, a płynny metal jądra
krzepnie. Proces krzepnięcia jądra zgrzeiny prowadzony jest jeszcze przy włączonym nacisku
przez czas tpz (czas przekuwania zgrzeiny). Utrzymanie nacisku w czasie krzepnięcia
zabezpiecza przed powstawaniem takich wad zgrzeiny jak pęknięcia lub jama skurczowa.
Materiały trudniej zgrzewalne wymagają bardziej złożonych programów zgrzewania.
Rys. 9.14. Program zgrzewania punktowego: a, b) − zgrzewanie nie oczyszczonych stali
węglowych; c) − zgrzewanie stali węglowych i niskostopowych o podwyższonej
wytrzymałości
85
Rysunek 9.14 pokazuje kilka złożonych programów zgrzewania. W przypadku materiałów
niezbyt dokładnie oczyszczonych stosujemy zgrzewanie prądem pulsującym (rys. 9.14a) lub
z podgrzewaniem wstępnym (rys. 9.14b). Zabiegi te pozwalają na osiągnięcie łagodnego
przyrostu temperatury w obszarze styku łączonych elementów. Na przedstawionych
wykresach widzimy inny przebieg siły docisku. Siła docisku jest tu początkowo większa, co
umożliwia jak najsilniejsze zwarcie elementów mimo ich sztywności i niedokładności
zestawienia. W okresie przepływu prądu docisk maleje, aby niepotrzebnie nie zmniejszać
oporności stykowej Rs. Po wyłączeniu prądu nacisk ponownie rośnie, aby zagęścić krzepnący
metal w jądrze zgrzeiny i uniknąć powstania pęknięć lub jamy skurczowej
Nowoczesne metody zgrzewania oporowego sklasyfikować można w zależności od
wielu czynników; najważniejszymi z nich są:
- kształt złącza zgrzewanego,
- technologia zgrzewania.
Zgrzewanie doczołowe
Zgrzewanie doczołowe polega na łączeniu elementów na całej powierzchni styku
czyli łączeniu przekrojów poprzecznych o dowolnym kształcie, jak: pręty, rury,
kształtowniki, taśmy itp. Zgrzewanie doczołowe może odbywać się metodą zwarciową lub
iskrową.
Przy zgrzewaniu zwarciowym prąd zgrzewania przepływa przez przylegające, silnie
dociśnięte do siebie końce łączonych części (rys. 9.15a). Gdy metal w strefie zgrzewania
osiągnie wymaganą temperaturę, wówczas pod działaniem siły docisku ulega ona
charakterystycznemu spęczeniu, a stykające się powierzchnie łączą się. Prąd wyłącza się
automatycznie w połowie drogi spęczania. Metoda ta wymaga starannej obróbki powierzchni
czołowych łączonych elementów. Jeżeli przekroje nie są dokładnie oczyszczone i
dopasowane, może nastąpić zgrzanie zanieczyszczeń lub przyklejenie powodujące
zmniejszenie wytrzymałości zgrzeiny. Z tego też względu zakres zastosowań tego rodzaju
zgrzewania jest ograniczony.
b)
a)
P
P
P
P
I
I
Rys. 9.15. Schemat zgrzewania: a) − zgrzewanie zwarciowe; b) − zgrzewanie iskrowe; c) −
kształt złącza zgrzewanego zwarciowo; d) − kształt złącza zgrzewanego iskrowo; Z −
zgrzeina
Zgrzewanie doczołowe iskrowe przedstawiono na rysunku 9.15b. Zgrzewane części
o chropowatych powierzchniach mocuje się w szczękach zgrzewarki, włącza się prąd i
powoli zbliża obie łączone części do siebie. Powierzchnie czołowe zetkną się w jednym lub
kilku punktach nierówności powierzchni. Poprzez powstałe w ten sposób styki zaczyna
płynąć prąd, którego gęstość jest tak duża, że metal w tych miejscach stapia się, tworząc
86
mostki płynnego silnie parującego metalu. Ciśnienie par metalu oraz pole magnetyczne
usuwają ze styku roztopione cząstki materiału, co uwidacznia się w postaci silnego iskrzenia.
Ciągłe zbliżanie do siebie powierzchni czołowych powoduje nadtopienie metalu na całej
powierzchni styku (rys. 9.16). Iskrzenie składające się z licznych eksplozji wytwarza
nadciśnienie gazów i par metalu, które utrudniają utlenianie roztopionych powierzchni.
Wywiera to korzystny wpływ na własności mechaniczne połączenia.
a)
b)
c)
d)
mostki
nadtopione powierzchnie
Rys. 9.16. Schemat przebiegu wyiskrzania: a), b), c) − kolejne fazy tworzenia się
mostków; d) − nadtopienie powierzchni zgrzewanych
Po zakończeniu fazy wyiskrzania rozpoczyna się spęczanie, zaczynające się jeszcze
w czasie przepływu prądu, który podtrzymując wysoką temperaturę ułatwia wyciśnięcie ze
styku żużla, zgorzeliny, zanieczyszczeń i pewnej ilości stopionego metalu. Kształt złącza
zgrzewanego iskrowo pokazano na rys. 9.15d. Podczas zgrzewania iskrowego uzyskuje się
korzystniejszy rozkład temperatury (rys. 9.17) co daje wyraźnie węższy obszar gruboziarnisty
w strefie wpływu ciepła.
T
2000 [°C]
2
1500
1
1000
500
SWC(2)
SWC(1)
P
P
Rys. 9.17. Rozkład temperatury przy zgrzewaniu doczołowym: 1) − zgrzewanie
zwarciowe; 2) − zgrzewanie iskrowe
Zgrzewanie punktowe
Zgrzewanie punktowe polega na łączeniu elementów w oddzielnych miejscach
zwanych punktami, przy czy jednocześnie może tworzyć się jedna, dwie lub kilka zgrzein.
Zasadę zgrzewania podano na rysunku 9.18
87
3
1
2
4
Rys. 9.18. Schemat zgrzewania punktowego; 1, 2 – elementy zgrzewane; 3, 4 –
elektrody zgrzewarki
Przy zgrzewaniu punktowym należy zwracać uwagę na odległość między sąsiednimi
zgrzeinami, wywołującymi zjawisko bocznikowania prądu zgrzewania (rys. 9.19). Przy zbyt
dużym skupieniu zgrzein prąd dobrany dla pierwszej zgrzeiny może okazać się
niewystarczający dla pozostałych. Znaczna część prądu popłynie w takim przypadku przez
wykonaną już zgrzeinę. Prąd obwodu wtórnego zgrzewarki rozgałęzi się na prąd zgrzewania i
prąd bocznikujący. Wielkość prądu bocznikowania jest zależna od grubości zgrzewanych
materiałów, ich przewodności właściwej oraz odległości między zgrzeinami. Celem
zmniejszenia zjawiska bocznikowania konieczne jest utrzymanie określonej odległości
pomiędzy zgrzeinami. Minimalna dopuszczalna odległość między sąsiednimi zgrzeinami nosi
nazwę podziałki szwu punktowego
Rys. 9.19. Bocznikowanie prądu przy zgrzewaniu punktowym
Zgrzewanie garbowe
Zgrzewanie garbowe polega na łączeniu elementów w jednym lub kilku miejscach
jednocześnie, przy czym położenie tych miejsc jest określone celowo wykonanymi
(przeważnie na jednym z elementów) występami nazywanymi powszechnie garbami.
Schemat zgrzewania garbowego pokazano na rysunku 9.20.
Zgrzewanie indukcyjne
Zgrzewanie indukcyjne jest procesem zgrzewania elektrycznego oporowego prądami
wielkiej częstotliwości, polegającym na zjawisku nagrzewania się przewodników
elektrycznych umieszczonych w zmiennym polu elektromagnetycznym na skutek powstania
w nich prądów wirowych i histerezy magnetycznej. Prąd wielkiej częstotliwości płynie z
maksymalną gęstością w warstwach powierzchniowych zgrzewanych krawędzi. W wyniku
tego nagrzewana jest bardzo cienka warstwa metalu na powierzchniach przeznaczonych do
88
zgrzewania. Docisk elementów łączonych za pomocą rolek powoduje powstanie zgrzeiny.
Zgrzewanie to jest procesem bardzo ekonomicznym i znalazło szerokie zastosowanie
a)
E
b)
2
Pz
Z
1
Pz
E
zwłaszcza do produkcji rur i profili zamkniętych.
Rys. 9.20. Schemat zgrzewania garbowego (a): E − płaskie elektrody; 1 − element
zgrzewany nie tłoczony; 2 − element przygotowany przez wytłoczenie garbów; Z − zgrzeina
tworzona w stanie ciekłym; Pz − siła docisku zgrzewania; b) − kształt gotowego złącza
Urządzenia do zgrzewania składają się z trzech zasadniczych części: generatora
wielkiej częstotliwości, obwodów pośredniczących oraz wzbudnika. Rozróżnia się
zgrzewanie prądami o częstotliwości 1000÷70.000 Hz, które może być doczołowe i liniowodoczołowe oraz zgrzewanie prądami o częstotliwości 100.000÷500.000 Hz nazywane
zgrzewaniem liniowo-doczołowym z częstotliwością radiową.
Zgrzewanie liniowo-doczołowe prądami średniej częstotliwości 1000÷
÷70000 Hz
stosuje się do łączenia rur ze stali niskowęglowych o średnicach od 21 do 219 mm ze
ściankami o grubości 1,5÷10 mm używając do tego celu wzbudników liniowych (rys. 9.21).
Proces zgrzewania nie wymaga specjalnego przygotowania krawędzi blach do zgrzewania, co
umożliwia stosowanie również blach walcowych na gorąco z naturalnymi brzegami.
W procesie zgrzewania krawędzie ścianek rur są nagrzewane do temperatury
1350÷1450°C, dociski jednostkowe spęczania wynoszą 20÷40 MPa, wielkości spęczania
wynoszą (0,5÷1,0)⋅g, a prędkość zgrzewania dochodzi do 90 m/min.
Rys. 9.21. Zasada zgrzewania liniowo-doczołowego rur prądami o częstotliwości
1000÷70000 Hz: 1 − rolki dociskające; 2 − wzbudnik; 3 − rura zgrzewana
Prawidłowe nagrzewanie rur w procesie zgrzewania można zapewnić w przypadku spełnienia
następujących warunków:
89
f≥
60000
d
2
,
0,3<
g
δ
<0,64,
δ=5030
ρ
f
,
gdzie: g − grubość ścianki rury [cm],
δ − głębokość wnikania prądu [cm],
f − częstotliwość prądu zgrzewania [Hz]
d − średnia zewnętrzna rury [cm]
ρ − oporność właściwa materiału rury [Ω⋅cm]
Podczas zgrzewania indukcyjnego rur powstaje niewielki rąbek wypływki po
zewnętrznej jak i wewnętrznej stronie zgrzeiny. Wypływkę zewnętrzną usuwa się w procesie
produkcyjnym rury za pomocą noża tokarskiego, natomiast usuwanie wypływki
wewnętrznej zgrzeiny przy małych średnicach rur jest utrudnione i w tym przypadku dla jej
zmniejszenia stosuje się frezowanie brzegów taśmy przed formowaniem jej w rurę.
Wadą zgrzewania indukcyjnego średnią częstotliwością jest nierównomierne
nagrzewanie krawędzi rury oraz niska jakość wzdłuż zgrzeiny.
Zgrzewanie liniowo-doczołowe prądami o częstotliwościach 100000÷
÷500000 Hz
stosuje się do łączenia rur ze stali węglowych i stopowych, oraz rur aluminiowych
miedzianych, mosiężnych, tytanowych itp. Schematy zgrzewania z dwoma różnymi
sposobami doprowadzenia prądu przedstawiono na rysunkach 9.22, 9.23.
Najczęściej stosuje się częstotliwość prądu zgrzewania równą 440 kHz. Natężenie
prądu w procesie łączenia osiąga wartość 1000÷3000 A. Złącza otrzymane za pomocą tego
rodzaju zgrzewania charakteryzują się wysokimi własnościami mechanicznymi. Mała strefa
nagrzania i nieznaczne zmiany strukturalne w stosunku do materiału rodzimego kwalifikują
rury zgrzewane tą metodą do klasy jakości rur wykonanych bez szwu. W nowoczesnych
urządzeniach do zgrzewania możliwa jest równoczesna obróbka cieplna zgrzein, co znacznie
polepsza jakość wykonanych połączeń.
~
~
Rys. 9.22. Zasada zgrzewania liniowodoczołowego rur prądami o częstotliwości
100000÷500000 Hz ze stykowym
doprowadzeniem prądu
Rys. 9.23. Zasada zgrzewania liniowodoczołowego rur prądami o częstotliwości
100000÷500000Hz z indukcyjnym
doprowadzeniem prądu
90
Zgrzewanie tarciowe
Metoda zgrzewania tarciowego opracowana została jako wynik poszukiwania
nowych bardziej ekonomicznych spawalniczych źródeł ciepła. Pod tym względem osiągnięto
znaczne efekty, gdyż w przypadku zgrzewania doczołowego prętów okrągłych, uzyskano
5÷10-krotne zmniejszenie zużycia energii elektrycznej w porównaniu z klasycznym
zgrzewaniem oporowym.
Proces zgrzewania tarciowego przebiega dzięki wykorzystaniu przemiany energii
mechanicznej w cieplną w wyniku tarcia dwóch czołowych powierzchni, przy równoczesnym
oddziaływaniu poosiowej siły dociskającej P. Cykl zgrzewania tarciowego może być
przedstawiony schematycznie, tak jak podano to na rysunku 9.24.
oddalanie
suportu
Siła docisku P [N]
dosuw
suportu
czas tarcia
(nagrzewania)
zdjęcie
przedmiotu
spęczanie
hamowanie
silnika
Czas t [s]
Rys. 9.24. Schemat cyklu zgrzewania tarciowego
Jeżeli założyć, że współczynnik tarcia jest wielkością stałą i niezależną od prędkości
obrotowej oraz nacisku jednostkowego, to średnią gęstość strumienia cieplnego określić
można zależnością:
q = kp· p· µt · n · r
gdzie: q − gęstość strumienia cieplnego w [W/m2],
p − nacisk jednostkowy w [N/m2],
µt − współczynnik tarcia,
n − ilość obrotów [obr/min.],
r − odległość rozpatrywanego obszaru od osi [m],
kp − współczynnik proporcjonalności (kp≅2,8⋅103.
W miarę wydzielania się ciepła następuje wzrost temperatury w rejonie złącza, co
powoduje zmianę warunków tarcia. Okazuje się przy tym, że w miarę wzrostu temperatury
wartość współczynnika tarcia początkowo rośnie a następnie maleje i zależy w znacznym
stopniu zarówno od prędkości obrotowej jak i od siły docisku. Przy określonym nacisku
jednostkowym i średnim współczynniku tarcia, moc cieplna oraz związany z nią czas
nagrzewania konieczny do uzyskania wymaganej temperatury zgrzewania będzie zależny od
prędkości obrotowej.
Z podwyższeniem temperatury wzrastają odkształcenia plastyczne metalu w obszarze
współpracujących powierzchni. Po uzyskaniu wymaganej temperatury zatrzymuje się
91
g
współpracujące elementy i zwiększa się siłę dociskającą. W wyniku docisku następuje
spęczenie materiału i utworzenie złącza zgrzewanego.
Rys. 9.25. Typowe sposoby ukształtowania części o różnych powierzchniach przekroju, do
zgrzewania tarciowego
Przy zgrzewaniu tarciowym możliwe jest wykonywanie połączeń doczołowych części, z
których co najmniej jedna ma w miejscu łączenia przekrój kołowy lub pierścieniowy (rys.
9.25). Zgrzewanie tarciowe można stosować między innymi do łączenia stali
konstrukcyjnych węglowych i stopowych, stali narzędziowych, kwasodpornych,
żaroodpornych, miedzi aluminium, tytanu, niklu, cyrkonu i niobu. Metoda ta jest szczególnie
przydatna do łączenia materiałów różnorodnych jak miedź i aluminium, aluminium ze stalą
itp. Warunkiem uzyskania wysokich własności zgrzeiny jest odpowiednie ukształtowanie
przekroju elementów w miejscu łączenia. Miejsce łączenia winno być tak ukształtowane aby
pojemności cieplne łączonych elementów były porównywalne tzn. ciepło z miejsca tarcia
powinno odpływać w obydwie strony przez podobny przekrój prostopadle do powierzchni
tarcia.
Ostatnią nowością w zakresie zgrzewania tarciowego jest opracowana w Brytyjskim
Instytucie Spawalnictwa technologia zgrzewania z mieszaniem wnętrza zgrzeiny tzw.
„friction stir welding” (FSW). Idea tego procesu przedstawiona jest na rysunku 9.26.
elementy
zgrzewane
ramię narzędzia
specjalnie
wyprofilowane narzędzie
podpora
Rys. 9.26. Zasada zgrzewania z wirującym trzpieniem
Zgrzeina jest tworzona przez przeciskanie obracającego się ramienia zakończonego
specjalnie ukształtowanym trzpieniem, wzdłuż stykających się powierzchni łączonych blach.
Narzędzie obraca się z pewną określoną prędkością i przesuwa wzdłuż złącz lub też
zgrzewane elementy mogą przesuwać się względem trzpienia. Kiedy następuje względny
92
ruch obracającego się narzędzia wzdłuż linii łączenia, uplastyczniony ciepłem tarcia materiał
jest przeciskany do tyłu formując zgrzeinę. Proces ten trwa tak długo jak narzędzie przesuwa
się wzdłuż zgrzewanych elementów. Ze względu na własności wytrzymałościowe narzędzia
tą metodą mogą być zgrzewane tylko metale o niskiej temperaturze topnienia jak aluminium
i miedź. Aktualnie tą technologią można zgrzewać jednym przejściem blachy o grubości do
25 mm a powyżej dwoma przejściami (z jednej i drugiej strony). Prędkość zgrzewania zależy
od grubości łączonych elementów i wynosi np. dla:
- miedzi o grubości 7,5 mm − 380mm/min.
- aluminium o grubości 25 mm − 130mm/min.
- aluminium o grubości 5mm − 750mm/min.
Proces zgrzewania z mieszaniem wewnętrznym zgrzeiny nie wymaga materiałów
dodatkowych ani gazów ochronnych. Metodę tę można stosować jedynie do łączenia
elementów płaskich albo profili sztywno mocowanych na podłożu. Wykorzystano ją do
łączenia blach duraluminium na poszycia jednostek pływających, w lotnictwie, w przemyśle
samochodowym i browarniczym.
Zgrzewanie ultradźwiękowe
Zgrzewanie ultradźwiękowe jest to metoda spajania charakteryzująca się tym, że
połączenie materiałów następuje w wyniku jednoczesnego działania docisku i
ultradźwiękowych drgań mechanicznych.
Zgrzeina ultradźwiękowa tworzy się w wyniku:
- zwiększenia energii pobudzonych do drgań atomów sieci krystalicznej na łączonych
powierzchniach,
- lokalnego wzrostu temperatury na powierzchni styku wskutek tarcia drgających
elementów,
- intensyfikacji procesów dyfuzyjnych w polu drgań ultradźwiękowych,
- zastosowania docisku mechanicznego.
Istnieje wiele metod wykorzystania dla celów spawalniczych drgań
ultradźwiękowych, jednakże najczęściej wykorzystywane są drgania podłużne i poprzeczne
koncentratora. Schemat urządzenia ultradźwiękowego wykorzystywanego w procesie
zgrzewania pokazano na rysunku 9.27. Drgania ultradźwiękowe wywołane zjawiskiem
magnetostrykcji powodują ruch wahadłowy końcówki zwanej sonotrodą, w efekcie czego
wskutek tarcia wydziela się ciepło, którego ilość jest uwarunkowana wielkością sił tarcia i
szybkością względnych przemieszczeń. Ilość wydzielonego ciepła ułatwiającego proces
zgrzewania zależy od częstości i amplitudy drgań oraz siły docisku. Temperatura nagrzania
zależy oczywiście również od własności zgrzewanego metalu, czasu zgrzewania oraz od
warunków w jakich odbywa się przekazywanie drgań od sonotrody do łączonych elementów.
Proces zgrzewania ultradźwiękowego znajduje zastosowanie do łączenia:
- elementów cienkościennych a przede wszystkim folii,
- odprowadzeń prądowych kondensatorów,
- styków srebrnych ze sprężynami z brązu berylowego w regulatorach czasowych i
przełącznikach,
- przewodów aluminiowych i miedzianych między sobą,
- obudowy tranzystorów itp.
93
3
P
4
5
P
2
1
Rys. 9.27. Schemat wykorzystania do celów spawalniczych wzdłużnych drgań
ultradźwiękowych: 1 − przetwornik magnetostrykcyjny; 2 − koncentrator drgań; 3 −
końcówka zgrzewająca (sonotroda); 4 − przedmiot zgrzewany; 5 − kowadełko zgrzewarki;
P− siła dociskająca
Ponieważ metoda ta pozwala uniknąć powstawania związków międzymetalicznych,
dzięki jej zastosowaniu udaje się łączenie pomiędzy sobą szeregu różnorodnych metali, zaś
powstałe złącza charakteryzują się wysokimi własnościami mechanicznymi. Istotną zaletą
zgrzewania ultradźwiękowego jest przede wszystkim możliwość łączenia ze sobą części o
minimalnych grubościach, części o znacznej różnicy grubości (np. 1:1000) oraz materiałów
istotnie różniących się swoimi własnościami (np. tantalu z krzemem, złota i niklu ze szkłem).
Energia drgań ultradźwiękowych okazuje się również bardzo pomocna przy
intensyfikacji procesu lutowania niektórych metali, np. aluminium i stopów magnezu.
Natomiast w przypadku wprowadzenia drgań do krystalizującego jeziorka spawalniczego
możliwe jest rozdrobnienie struktury pierwotnej, a tym samym podniesienie własności
mechanicznych metalu spoiny.
Zgrzewanie wybuchowe
Zgrzewanie wybuchowe jest metodą spajania charakteryzującą się tym, że połączenie
części następuje w wyniku docisku dynamicznego łączonych powierzchni wywołanego
energią wyzwalającą się przy detonacji materiału wybuchowego.
Znane dotychczas sposoby zgrzewania wybuchowego metali i stopów można
podzielić na dwie grupy (rys. 9.28):
1) metody polegające na bezpośrednim działaniu ładunku wybuchowego na łączone
elementy,
2) metody polegające na działaniu pośrednim.
W procesach spawalniczych zastosowanie znalazły metody bezpośredniego działania ładunku
wybuchowego na łączone materiały, których zasadę obrazuje rysunek 9.28a. Jak wynika z
przedstawionego schematu źródłem energii przy zgrzewaniu wybuchowym jest paliwo
chemiczne w stanie stałym w postaci odpowiedniego materiału wybuchowego. Paliwo to, w
wyniku eksplozji przetwarza się w silnie sprężony gaz, mający wysoką temperaturę. Mamy
zatem do czynienia ze zjawiskiem fizycznym wyrażającym się gwałtownym oswobodzeniem
energii − detonacją, która wywołuje falę uderzeniową przyciskającą ku sobie łączone
elementy. W wyniku gwałtownego zetknięcia łączonych elementów i ich wzajemnego
przesunięcia powstaje połączenie z charakterystyczną falistą linią zgrzeiny (rys. 9.29).
94
b)
a)
4
2
3
poziom ziemi
1
4
poziom wody
3
2
1
Rys. 9.28. Zasada zgrzewania wybuchowego poprzez: a) bezpośrednie działanie ładunku
wybuchowego; 1 − elementy zgrzewane; 2 − ładunek wybuchowy; 3 − podkładka; 4 −
zapalnik; b) pośrednie działanie ładunku wybuchowego ( z jednoczesnym kształtowaniem
elementów); 1 − forma; 2 − matryca; 3 − elementy zgrzewane; 4 − ładunek wybuchowy
Warunkiem niezbędnym do uzyskania poprawnego połączenia jest:
- odpowiednia prędkość zderzenia vz zapewniająca przejście materiału w stan plastyczny
w tzw. punkcie zderzenia C (rys.9.29);
- dokładne oczyszczenie łączonych elementów, ze smarów, zgorzeliny, rdzy oraz innych
zanieczyszczeń;
- zapewnienie ujścia sprężonych gazów z miejsca styku.
Proces zgrzewania wybuchowego przebiega zatem w specyficznych warunkach
charakteryzujących się występowaniem w obszarze zderzenia, w czasie zaledwie kilku
mikrosekund, ciśnień sięgających kilkudziesięciu tysięcy atmosfer, w wyniku czego łączone
metale są w stanie fizycznym, do którego nie odnoszą się klasyczne prawa wiążące
odkształcenie z naprężeniami.
Mechanizm powstawania połączenia przy zgrzewaniu wybuchowym można wyjaśnić
przyjmując hipotezę dyfuzyjną lub adhezyjną. W myśl hipotezy dyfuzyjnej trwałe połączenie
uzyskuje się w wyniku wymiany atomów zgrzewanych metali przebiegających co prawda w
krótkim czasie lecz w bardzo wysokiej temperaturze i dużym docisku. Według hipotezy
adhezyjnej, przy zgrzewaniu wybuchowym jest spełniony podstawowy warunek konieczny
do uzyskania połączenia adhezyjnego, tzn. bezpośrednie zbliżenie czystych metalicznych
powierzchni na odległość parametru sieci.
Rys. 9.29. Schemat tworzenia się zgrzeiny przy zgrzewaniu wybuchowym: α − kąt
ustawienia zgrzewanych elementów; β − kąt zderzenia; vd − prędkość detonacji materiału
wybuchowego; vz − prędkość zderzenia; v − prędkość zgrzewania; C − punkt zderzenia
95
Do celów spawalniczych stosuje się materiały wybuchowe w formie płytek, folii,
proszku lub pasty. Metoda zgrzewania wybuchowego znalazła szerokie zastosowanie do
łączenia materiałów, których łączenie innymi technikami nie jest możliwe, np. połączenia
stali z aluminium, ołowiem, miedzią itp. Niektórych materiałów nie da się połączyć
bezpośrednio np. stali i stopów aluminium, dlatego też materiały te łączy się ze sobą przez
przekładkę aluminiową. Przykład połączenia stal-Al-stop Al, wykonanego metodą
zgrzewania wybuchowego i jego wykorzystania w węźle spawalniczym do łączenia
stalowego pokładu statku z nadbudówką ze stopu Al przedstawiono na rys. 9.30. Różne
sposoby wykorzystania łączników AB do spawania i zgrzewania dwu różnych stopów lub
metali przedstawia rysunek 9.31.
a)
c)
b)
PA13
1
1
2
Al
3
St41
d)
1
3
2
2
Rys. 9.30. Schemat wycinania łączników z blachy trójwarstwowej stal–Al–stop PA13 oraz
ich zastosowania do spawania pokładu z nadbudówką: a) wycinanie łączników z blachy; b)
łącznik z przyspawanymi elementami; c) fragment połączenia wykonanego metodą skręcania
przyspawanych nakładek; d) fragment konstrukcji wykonanej metodą spawania z
wykorzystaniem łącznika; 1 − stop aluminium; 2 − stal; 3 − łącznik
Inne przykłady wykorzystania tego procesu to:
- zgrzewanie wybuchowe mosiądzu ze stalą bądź stopu tytanu ze stalą z przeznaczeniem
na dna sitowe wymienników ciepła;
- platerowanie wewnętrznej powierzchni rur niskostopowych stalą kwasoodporną
stosowane w przemyśle energetycznym;
- platerowanie stali miedzią z przeznaczeniem na szczęki zgrzewarek;
- platerowanie miedzi aluminium z wykorzystaniem na odgałęźne zaciski prądowe;
- złącza stal nierdzewna-srebro, miedź-srebro z wykorzystaniem na styki prądowe.
Zestawienie materiałów między którymi możliwe jest uzyskanie połączeń
przedstawiono w tabeli 9.1
Zgrzewanie zgniotowe
Zgrzewanie zgniotowe jest metodą nierozłącznego łączenia w stanie stałym
jednakowych lub różnych metali polegającą na miejscowym i chwilowym działaniu na
elementy łączone dużej siły docisku. Docisk może być wywierany statycznie lub
dynamicznie. Zgrzewanie odbywa się w temperaturze otoczenia i nie wymaga stosowania
źródła ciepła ani materiałów dodatkowych. Wymagane jest tylko odpowiednie przygotowanie
powierzchni styku łączonych elementów. O spajalności metali metodą zgrzewania
zgniotowego decydują:
96
Stale węglowe
Stale stopowe
Stale
kwasoodporne
Aluminium
Stopy miedzi
Stopy niklu
Tytan
Stop Hastelloy
Tantal
Niob
Srebro
Złoto
Platyna
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
•
Stale węglowe
Stale stopowe
Stale kwasoodporne
Aluminium
Stopy miedzi
Stopy niklu
Tytan
Stop Hastelloy
Tantal
Niob
•
•
•
Srebro
Złoto
Platyna
•
•
•
•
Stellit 6B
Magnez
Cyrkon
Stellit 6B
Magnez
Cyrkon
Tabela 11.1 Kombinacje materiałów możliwych do łączenia metodą wybuchową
•
Połączenie możliwe do uzyskania
•
czystość łączonych metali − czyste metale spajają się znacznie łatwiej niż stopy,
obecność gazów w strefie złącza − spoiny najłatwiej (niekiedy samoistnie ) powstają
w warunkach próżniowych,
- obecność twardej powłoki tlenkowej − metale nie utlenione lub pokryte twardą kruchą
warstwą tlenków są łatwiej spajalne niż metale pokryte miękkimi elastycznymi tlenkami.
Stosunek twardości tlenku Al2O3 do aluminium jest 4, natomiast tlenku CuO do miedzi
1,3, stąd tej aluminium jest łatwiej spajalne niż miedź,
- własności fizyczne i mechaniczne metali. Korzystna jest zdolność trwałej deformacji
bez zbytniego umocnienia, niewielka sprężystość, niska granica plastyczności i duża
odporność na kruche pękanie,
- budowa krystaliczna metalu − najlepszą możliwość spajania zgniotowego mają metale
o sieci sześciennej płasko centrowanej (Al, Cu, Ni, Pb, Ag, Au, Pt, Pd ), gorzej spajają
się Fe, W, Mo, V, Nb itp. Najmniejszą skłonność do trwałej deformacji i najtrudniej
spajają się Mg, Zn, Cd, Zr itp.
Schemat zgrzewania zgniotowego przedstawiono na rysunku 9.31.
-
97
Rys. 9.31. Schemat zgrzewania zgniotowego doczołowego drutów z równoczesnym
mechanicznym przygotowaniem ich powierzchni czołowych: a) faza zamocowania drutów w
uchwytach zgrzewarki; b) przygotowanie powierzchni czołowych; c), d) początek i koniec
zgrzewania
W wyniku silnego docisku i plastycznego płynięcia materiału na powierzchni łączenia
w czasie zaledwie części sekundy następuje w mikro objętościach gwałtowny wzrost
temperatury, co prowadzi do powstania trwałego połączenia między łączonymi elementami.
W zależności od rodzaju wykonywanych złączy rozróżnia się zgrzewanie zgniotowe
punktowe, liniowe lub doczołowe. Zgrzewanie zgniotowe, jak już wyżej wspomniano,
stosuje się do łączenia materiałów o wysokich własnościach plastycznych. Zgrzewaniem
zgniotowym można łączyć elementy o różnych grubościach np. zgrzewać folię aluminiową z
grubą blachą o grubości 15÷20 mm. Zgrzewanie doczołowe może odbywać się w zakresie
przekrojów 0,5÷10000 mm2. Metodę zgrzewania zgniotowego stosuje się przy procesach
montażowych np. łączenia przewodów elektrycznych aluminiowych, łączenia szyn
prądowych miedzianych i aluminiowych z miedzianymi, w budownictwie do łączenia ram
drzwiowych i okiennych itp. Najważniejszą zaletą zgrzewania zgniotowego jest brak
nagrzewania łączonych metali, co pozwala łączyć metale o różnych charakterystykach
cieplno-mechanicznych bez obniżania własności mechanicznych w strefie zgrzewania. Nie
występują wówczas: silnie rozwinięta rekrystalizacja, krucha międzymetaliczna warstwa
charakterystyczna dla metali spawanych, niekorzystne przemiany fazowe i dyfuzyjne, pory i
pęcherze. Metoda ta umożliwia także łączenie przewodów elektrycznych bez usuwania
izolacji na dużej długości oraz prowadzenie spajania w środowiskach grożących wybuchem
lub pożarem. Do innych zalet należą duża prostota procesu i mała energochłonność. Ogólne
zużycie energii w procesie zgrzewania zgniotowego jest około 30÷50 razy mniejsze niż
podczas zgrzewania elektrycznego oporowego.
Wadą procesu jest:
- niezbędność łatwego dostępu do złącza,
- ograniczona wielkość i kształt pola spajania oraz trudność ograniczenia odkształcania
tylko do tych warstw, które biorą udział bezpośrednio w procesie łączenia,
- niewielki asortyment metali które mogą być spajane w warunkach otoczenia i brak
wśród nich stali niskowęglowych, brązów, mosiądzów itp.
- bardzo duży zgniot powodujący przy zgrzeinach punktowych wystąpienie karbu
kształtu a zatem osłabienia połączenia,
- konieczność stosowania dokładnej obróbki powierzchniowej,
- brak uniwersalnego oprzyrządowania.
98
Zgrzewanie dyfuzyjne
Zgrzewanie dyfuzyjne jest oparte na zjawisku wzajemnej dyfuzji materiałów
łączonych (przy minimalnym plastycznym odkształceniu) nagrzanych do temperatury poniżej
linii solidus i znajdujących się w stanie ścisłego przylegania. Zgrzewanie dyfuzyjne
przeprowadza się w temperaturze poniżej temperatury topnienia najniżej topliwego spoiwa
łączonych metali, odbywa się ono najczęściej w wysokiej próżni lub w atmosferze gazów
ochronnych. Schemat mechanizmu zgrzewania ilustruje rysunek 9.32. Bezpośrednio po
zetknięciu (rys. 9.32a) między elementami występują pustki a styk jest tylko punktowy.
Warstwa tlenkowa wraz z zanieczyszczeniami pokrywa obie łączone powierzchnie.
Przyłożone obciążenie w momencie gdy materiały są nagrzane do temperatury zgrzewania
wywołuje proces pełzania. W punktach styku maleje grubość warstwy tlenkowej a pustki
ulegają stopniowemu zmniejszaniu (rys. 9.32b). Procesy dyfuzyjne przebiegające między
łączonymi powierzchniami powodują dalsze rozdrobnienie i sferoidyzację pustek (rys. 9.32c)
a w końcowym etapie ich prawie całkowity zanik (rys. 9.32d). Po zakończeniu procesu
zgrzewania dyfuzyjnego w pobliżu linii zgrzania obserwuje się nieliczne pustki (P) i
pozostałości tlenków (T). Rysunek 9.33 przedstawia schemat stanowiska do zgrzewania
dyfuzyjnego.
Zgrzewanie dyfuzyjne może odbywać się bez stosowania warstwy pośredniczącej
oraz z zastosowaniem warstwy materiału pośredniczącego.
Materiał pośredniczący stosuje się do:
- zwiększenia prędkości dyfuzji i obniżenia temperatury procesu,
- zmniejszenia różnicy we współczynnikach rozszerzalności liniowej łączonych metali,
- niedopuszczenia do tworzenia się na styku metali kruchych związków
międzymetalicznych,
- utworzenie w styku łączonych metali roztworu stałego o wymaganych własnościach
technologicznych.
a
b
P
c
T
d
linia zgrzania
P
Rys. 9.32. Schemat mechanizmu zgrzewania dyfuzyjnego. Kolejne etapy zmiany struktury w
pobliżu linii zgrzania: P − pustki, T − tlenki
Warstwę pośredniczącą mogą stanowić: folie, powłoka galwaniczna naniesiona na jedną lub
obydwie łączone powierzchnie, proszki metaliczne, warstewki naniesione chemicznie lub
napylane w próżni.
Intensyfikację procesu zgrzewania dyfuzyjnego uzyskuje się ponadto przez
zastosowanie pola elektrostatycznego wokół łączonych elementów lub energii
ultradźwięków. Pole elektrostatyczne przyspiesza i ukierunkowuje ruch jonów w łączonych
materiałach, jak również zwiększa współczynnik dyfuzji przez obniżenie energii aktywacji
dyfuzji. Fale ultradźwiękowe przyspieszają proces oczyszczania powierzchni, uaktywniają
powierzchnię, przyspieszają procesy dyfuzyjne.
99
1
2
3
4
Woda
Rys. 9.33. Schemat stanowiska do zgrzewania dyfuzyjnego: 1 − dźwignia obciążenia; 2 −
próbki zgrzewane; 3 − elementy grzejne; 4 − komora próżniowa
Podstawowymi parametrami zgrzewania dyfuzyjnego są:
- docisk (niezbędny do stałego przylegania powierzchni łączonych elementów),
- temperatura nagrzania,
- czas trwania procesu (konieczny do utworzenia złącza).
Docisk niezbędny do stałego przylegania powierzchni łączonych elementów zależy od
rodzaju materiału i waha się średnio w granicach 3÷25 N/mm2. Zostaje on przyłożony na
łączone elementy z chwilą nagrzania do temperatury zgrzewania. Temperatura nagrzania
elementów wynosi średnio 0,5÷0,8 temperatury topnienia niżej topliwego materiału
zgrzewanego. Czas zgrzewania jest stosunkowo długi i w zależności od rodzaju łączonych
materiałów może wynosić od kilku minut do nawet kilku godzin.
Bardzo duży wpływ na jakość złączy zgrzewanych ma stan powierzchni w miejscu
łączenia. Muszą one być dokładnie obrobione mechanicznie przez szlifowanie i polerowanie,
a następnie dobrze odtłuszczone. Niekiedy do poprawienia jakości powierzchni stosuje się
trawienie chemiczne. Ponieważ złącza uzyskane tą metodą mają bardzo wysokie własności
mechaniczne, dobrą plastyczność, dobrą przewodność elektryczną oraz odporność na korozję
to zgrzewanie dyfuzyjne znalazło zastosowanie w przemyśle budowy maszyn,
elektrotechnicznym, elektronicznym, lotniczym itp. Metodą tą można łączyć zarówno metale
między sobą jak również metale z ceramiką i ceramikę między sobą.
Wadą tej technologii jest wysoki koszt zakupu i eksploatacji zgrzewarki dyfuzyjnej,
kłopotliwe i kosztowne przygotowanie powierzchni elementów do zgrzewania oraz mała
wydajność procesu.
Spawanie plazmowe
Zastosowanie plazmy do procesów technologicznych stworzyło nowe możliwości
w dziedzinie spawania, napawania, cięcia i metalizacji natryskowej. Plazmę należy traktować
jako formę wykorzystania łuku elektrycznego. Jeśli w odpowiedni sposób przeprowadzić się
„ściśnięcie” łuku elektrycznego to w efekcie tego wzrasta jego temperatura. Proces taki może
być zrealizowany przez wzrost ciśnienia otaczającego łuk gazów, drogą schładzania
powierzchni łuku lub też poprzez oddziaływania na łuk zewnętrznym polem elektrycznym.
Wówczas można uzyskać bardzo wysokie temperatury gazów wypływających z łuku, które
mogą być wykorzystane jako źródło ciepła.
Plazmą nazywamy strumień gazu (np. argonu, mieszaniny argonu + H2 + N2) o
wysokiej temperaturze i znacznym stopniu zjonizowania i zdysocjowania, w którym istotną
rolę odgrywają zjonizowane atomy par materiału elektrody. Wytworzenie plazmy następuje
100
w palniku, przy czym w zależności od jego konstrukcji rozróżnia się palniki z łukiem
zewnętrznym (zależnym) (rys. 9.34a) i łukiem wewnętrznym (niezależnym) (rys. 9.34b).
Rys. 9.34. Schemat budowy i zasada działania palnika plazmowego; a) z łukiem zależnym, b)
z łukiem niezależnym; 1 – elektroda wolframowa, 2 – gaz plazmowy, 3 – dysza plazmowa, 4
– gaz ochronny, 5 – dysza gazowa, 6 – spawany przedmiot
W palniku plazmowym z łukiem wewnętrznym łuk jarzy się między elektrodą wolframową i
miedzianą dyszą palnika, natomiast w palniku z łukiem zewnętrznym jarzenie następuje
między elektrodą i materiałem.
Sprawność palnika z łukiem wewnętrznym jest stosunkowo mała, ponieważ duża
ilość ciepła jest odprowadzana przez miedzianą dyszę intensywnie chłodzoną wodą. Palniki
tego typu znajdują zastosowanie przy cięciu materiałów nie przewodzących prądu, przy
spawaniu, metalizacji natryskowej, napawaniu i żłobieniu ręcznym. Palniki z łukiem
zewnętrznym są powszechnie stosowane do cięcia i spawania automatycznego. Mają one
kilkakrotnie większą wydajność niż palniki z łukiem wewnętrznym, ponieważ zasadnicza
część ciepła wydziela się w tym przypadku bezpośrednio na obrabianym materiale.
Szybkość przemieszczania się cząstek w strumieniu plazmy może osiągnąć od
300÷1000 m/s natomiast temperatura w odległości 2÷3 mm od powierzchni czołowej
elektrody wynosi około 10000oC. Dzięki wysokiej temperaturze strumienia plazmy i
znacznej koncentracji ciepła, można zmienić w dużych granicach stosunek szerokości spoiny
do głębokości przetopu oraz łączyć trudno topliwe metale i ich stopy. Połączenia o grubości
do 6 mm mogą być spawane jednostronnie bez dodatku spoiwa, gdyż łuk plazmowy o silnie
skoncentrowanej energii i cylindrycznym kształcie zdolny jest przetopić brzegi nie
ukosowanych blach z szybkością do 300 mm/min. Dla materiałów o większej grubości (ok.
12 mm) można stosować dwustronne spawanie plazmowe bez ukosowania brzegów lub
spawanie jednostronne wielowarstwowe brzegów ukosowanych. W drugim przypadku
jedynie pierwszą warstwę (przetopienie grani spoiny) wykonuje się bez dodatku spoiwa.
Spawanie wiązką elektronów
Spawanie wiązką elektronów zwane spawaniem elektronowym, polega na stopieniu
obszaru styku łączonych przedmiotów ciepłem uzyskanym przez bombardowanie go w
próżni skoncentrowaną wiązką elektronów o dużej energii do 1,5 x 105 W/mm2.
Zasada budowy i działania urządzenia do spawania wiązką elektronów przedstawione
są na rysunku 9.35. Katoda działa elektronowego wykonana z wolframu nagrzewana jest
pośrednio prądem elektrycznym ze źródła (1). Rozgrzana do temperatury czerwonego żaru
katoda (3) emituje elektrony ze swojej powierzchni. Elektrony posiadające ładunek ujemny
będą poruszały się w kierunku materiału spawanego (4) stanowiącego anodę. Między katodą
(3) i anodą (4) umieszczone są elektromagnetyczne cewki skupiające (5), które koncentrują
elektrony w wiązkę (6). Wysokie napięcie między katodą i anodą 10÷200 KV uzyskane ze
101
źródła prądu stałego (7) zwiększa szybkość elektronów podwyższając ich energię kinetyczną.
Celem skuteczniejszego zwiększenia szybkości elektronów oraz skupienia ich w wiązkę
pomiędzy katodą i soczewką skupiającą umieszcza się dodatkową anodę (8) o takim samym
potencjale jak materiał spawany.
Bombardowanie obszaru spawania wiązką elektronów emitowanych z katody o
określonym natężeniu prądu wiązki i przyspieszonych wysokim napięciem, powoduje
zamianę energii kinetycznej elektronów na energię cieplną absorbowaną przez spawany
obszar. Sprawność energetyczna procesu spawania elektronowego jest bardzo wysoka ηi =
0,88÷0,93 a straty powstają jedynie w wyniku rozproszenia elektronów i promieniowania
cieplnego obszaru spawania.
W dziale elektronowym panować musi wysoka próżnia w celu umożliwienia
swobodnego przepływu wiązki elektronów, bez straty energii w wyniku zderzenia z atomami
lub cząsteczkami gazu zawartymi w powietrzu. Wynosi ona zwykle 1,5 x 10-4 do 1,5 x 10-2
Pa (10-6÷10-4 Tr).
1
woda
2
3
8
5
7
9
6
11
4
10
woda
Rys. 9.35. Schemat urządzenia do spawania wiązką elektronów: 1 − źródło prądu
żarzenia termokatody; 2 − termokatoda; 3 − katoda wolframowa; 4 − materiał spawany
(anoda); 5 − cewka skupiająca wiązkę elektronów; 6 − wiązka elektronów; 7 − źródło prądu
stałego wysokiego napięcia; 8 − dodatkowa anoda skupiająca; 9 − korpus komory próżniowej
chłodzonej wodą; 10 − stół manipulacyjny; 11 − otwór do pompy próżniowej
Wiązka elektronów o gęstości mocy kilku KW/mm2 jest stosowana do topienia metali i
obróbki cieplnej powierzchni przedmiotów metalowych, w zakresie 103÷105 W/mm2 do
spawania a powyżej 100 kW/mm2 do cięcia i perforacji. Bardzo duże gęstości mocy wiązki
elektronów oraz możliwości jej dokładnej i płynnej regulacji pozwalają na wykonanie w
jednym przejściu spoin o grubości do 250 mm w przypadku stali i aż 450 mm w przypadku
aluminium oraz stosunku wysokości spoiny do szerokości w granicach od 1:1 do 50:1.
Proces spawania wiązką elektronów prowadzi się w zasadzie bez dodatku spoiwa a
spoina powstaje ze stopionych krawędzi łączonego materiału. W przypadkach gdy nie jest
102
możliwe połączenie metali lub stopów z uwagi na tworzenie się kruchych struktur lub
związków międzymetalicznych rozwiązaniem jest zastosowanie materiału pośredniego w
postaci wkładki między tymi metalami. Metal wkładki musi być dobrze spawalny z każdym z
tych metali oddzielnie Za pomocą wkładki metalu pośredniego jest możliwe również
kompensowanie znacznej różnicy temperatur topnienia, przewodności cieplnej czy
rozszerzalności cieplnej między łączonymi metalami.
Wielkość elementów spawanych wiązką elektronów ograniczona jest wielkością
komory roboczej.
Spawanie laserowe
Spawanie laserowe jest jednym z nowocześniejszych procesów łączenia metali i
stopów, konkurującym swymi cechami technologicznymi i ekonomicznymi ze spawaniem
elektronowym. Proces spawania laserowego polega na stapianiu obszaru styku łączonych
przedmiotów ciepłem otrzymanym w wyniku doprowadzenia do tego obszaru
skoncentrowanej wiązki światła koherentnego o bardzo dużej gęstości mocy ( tabela 11.6).
Tablica 9.3. Zestawienie gęstości mocy podstawowych spawalniczych źródeł ciepła [28]
Rodzaj źródła ciepła
Gęstość mocy [W/mm2]
Płomień acetylenowo-tlenowy
10÷15
Łuk elektrod otulonych
100÷200
Łuk elektrody wolframowej przy spawaniu GTA w osłonie argonu
100÷500
Wiązka elektronów
impulsowa
105÷106
ciągła
103÷108
Wiązka laserowa
impulsowa
104÷1011
ciągła
102 ÷107
Do obecnej chwili zbudowano wiele generacji laserów stałych, półprzewodnikowych,
cieczowych i gazowych znajdujących zastosowanie w różnych dziedzinach techniki i
technologii. Do celów spawalniczych wykorzystuje się lasery o działaniu impulsowym
(rubinowe, Nb:Glass, YAG) lub ciągłym (CO2).
Podstawowymi cechami światła laserowego są:
- minimalna rozbieżność wiązki, gdyż światło laserowe jest spójne i koherentne;
- monochromatyczność; w laserze rubinowym szerokość linii widmowej nie przekracza
na ogół 0,01 mm;
- równoległość; w laserach stałych rozbieżność wiązki nie przekracza zwykle 10
miliradianów, natomiast w laserach CO2 utrzymuje się poniżej 2÷5 miliradianów;
- duża energia promieniowania.
Wiązka laserowa przechodząc z lasera do przedmiotu spawanego (rys. 9.36) poprzez
system przesłon zwierciadeł i elementów optycznych jest ogniskowana w obszarze spawania.
Wiązka światła laserowego padając na powierzchnię metalu ulega intensywnemu odbiciu
w zależności od rodzaju metalu i stanu jego powierzchni. Współczynnik absorpcji energii
kwantów promieniowania wynosi tylko 1÷5% dla laserów CO2 i 2÷30% dla laserów stałych.
103
Rys. 9.36. Schemat budowy urządzenia do spawania laserowego laserem stałym: 1 − pręt
laserowy; 2 − zwierciadło nieprzepuszczalne; 3 − zwierciadło częściowo przepuszczalne; 4 −
lampa błyskowa pompująca; 5 − reflektor; 6 − wiązka laserowa; 7 − zwierciadło kierujące; 8
− układ optyczny ogniskujący; 9 − spawany przedmiot
Efektywność spawania laserowego zależy więc od absorpcji energii wiązki laserowej
przez powierzchnie spawanego przedmiotu. Dlatego też istotnym problemem przy spawaniu
laserowym jest odpowiednie przygotowanie (zmatowienie) powierzchni, na którą pada
wiązka laserowa. Spoiny wykonane spawarką laserową o działaniu ciągłym nie różnią się od
spoin wykonanych wiązką elektronów, natomiast wykonane spawarką impulsową składają
się ze zbioru częściowo pokrywających się spoin punktowych odpowiadających
poszczególnym impulsom.
Przy spawaniu cienkich blach ze stali niskowęglowej (poniżej 3 mm) ze względu na
duże prędkości spawania i krótki czas przebywania metalu spoiny w temperaturach utleniania
możliwe jest zrezygnowanie z osłony jeziorka spawalniczego. W innych przypadkach
a w szczególności przy spawaniu metali reaktywnych konieczne jest zastosowanie osłony
gazu obojętnego od strony wiązki laserowej i od strony grani złącza.
Spawanie laserowe może odbywać się z dodatkiem lub bez dodatku spoiwa, w
jednym przejściu lub wielościegowo. Złącza o małych grubościach oraz złącza metali bardzo
dobrze spawalnych wiązką laserową spawa się w jednym przejściu, bez materiału
dodatkowego. Spawanie laserowe z materiałem dodatkowym zalecane jest w celu:
- regulacji składu chemicznego spoiny dla poprawy własności mechanicznych, a
szczególnie udarności i odporności na pękanie,
- poprawy jakości spoiny a zwłaszcza obniżenie zawartości pęcherzy gazowych,
- zmniejszenie wymaganej dokładności przygotowania złączy do spawania,
- wykorzystania laserów mniejszej mocy do spawania wielościegowego złączy o
większej grubości.
104
10. Spawalność stali
10.1. Definicja spawalności stali
Spawalność jest podstawową własnością materiałów stosowanych na konstrukcje i
wyroby spawane. W okresie wykonywania konstrukcji spawanych wyłącznie ze stali
niskowęglowych nie wymagającej żadnej obróbki cieplnej, o grubościach nie
przekraczających 30÷40 mm i o wytrzymałości na rozciąganie poniżej 500 MPa spawanie nie
nastręczało większych trudności tym bardziej, że znano i stosowano do spawania elektrody
otulone wysokiej jakości. Pierwsze problemy spawalności pojawiły się w latach
czterdziestych, kiedy to spawanie konstrukcji ze stali o podwyższonej wytrzymałości
pociągało za sobą poważne ich awarie, prowadzące nierzadko do całkowitego zniszczenia.
Praktyka i doświadczenie ujawniły istnienie problemu spawalności oraz narzuciły potrzebę
jego wyjaśnienia.
Spawalność należy zaliczyć do trudniejszych do zdefiniowania pojęć technicznych z
uwagi na to, że określenie nie dotyczy pojedynczej stosunkowo prostej właściwości metalu,
lecz obejmuje zespół czynników, których wspólne oddziaływanie decyduje o przydatności
danego materiału do wykonania określonej konstrukcji spawanej.
Według
Międzynarodowego Instytutu Spawalnictwa definicja spawalności ma
następujące brzmienie: „Uważa się, że materiał metaliczny jest spawalny w ustalonym
stopniu przy zastosowaniu danego procesu i dla danego zastosowania, gdy przy
odpowiednim sposobie postępowania można uzyskać ciągłość metaliczną za pomocą
spawania, a połączenia spełniają wymagania odnośnie ich miejscowych własności i ich
wpływu na konstrukcję, w skład której wchodzą”.
Definicja ta została przyjęta przez Międzynarodową Organizację Normalizacyjną
(ISO). Przytoczona definicja spawalności podaje, w jakim przypadku uważa się materiał za
spawalny oraz jakie czynniki wpływają na spawalność, nie określa jednak w sposób
bezpośredni co należy rozumieć pod pojęciem „spawalność”.
Według M. Myśliwca: Spawalność jest to prawdopodobieństwo zdarzenia, polegającego
na tym, że złącza spawane wykonane z danego metalu, za pomocą określonego procesu
technologicznego spawania, będą pracowały w sposób niezawodny w wymaganych
warunkach eksploatacyjnych przez zadany okres.
Norma DIN 8528 z 1969 r. wprowadza pojęcie „spawalność elementu konstrukcji” a
zatem nie spawalność ogólną, rozpatrywaną w sposób oderwany od konstrukcji, lecz
spawalność podporządkowaną określonemu elementowi konstrukcji. Tak więc spawalność
nie jest pojęciem związanym wyłącznie z materiałem spawanym, a zatem nie jest własnością
samego materiału. Jest to pojęcie szersze, związane z określonym elementem konstrukcji
spawanej. Norma DIN wprowadza trzy dodatkowe pojęcia: przydatność do spawania,
możliwość spawania, bezpieczeństwo spawania. Schemat pojęcia spawalności elementu
konstrukcji wg tej normy pokazano na rysunku 10.1. Schemat ten został nadmiernie
rozbudowany i z praktycznego punktu widzenia bardziej słuszne jest przedstawienie pojęcia
spawalności w postaci wektora R (rys. 10.2). W ten sposób zagadnienie upraszcza się.
105
Rys. 10.1. Schematyczne przedstawienie pojęcia spawalności elementu konstrukcji wg DIN
8528
Rys. 10.2. Przedstawienie pojęcia spawalności jako wektora R
Wszystkie czynniki wpływające na spawalność elementu konstrukcji (na wektor R)
można podzielić na trzy grupy. Tak więc problem spawalności rozpatrywany jest na ogół z
trzech punktów widzenia:
- spawalności technologicznej,
- spawalności metalurgicznej,
- spawalności konstrukcyjnej.
Spawalność technologiczną określają czynniki związane z technologią wykonania i
parametrami spawania (metoda spawania, energia źródła ciepła, prędkość spawania itp.) oraz
wpływ tej technologii na własności złącza. Przykładem problemów wchodzących w zakres
spawalności technologicznej są: właściwy dobór warunków i parametrów spawania, problem
spawania metali o dużej przewodności cieplnej np. miedzi, itp.
Spawalność metalurgiczna obejmuje zmiany i przemiany strukturalne materiału
rodzimego będące wynikiem procesu spawania. Zależy ona od składu chemicznego, stopnia
zanieczyszczenia wtrąceniami niemetalicznymi, sposobu prowadzenia i wykańczania
wytopu, struktury wynikającej z przeróbki plastycznej lub obróbki cieplnej. Problemami
wchodzącymi w zakres spawalności metalurgicznej są więc: powstawanie pęknięć gorących
krystalizacyjnych i segregacyjnych, pęknięć zimnych, lamelarnych i relaksacyjnych,
spawanie stali po obróbce cieplnej (zniszczenie struktury obróbki), tworzenie się kruchych
106
struktur hartowania w procesie spawania, w przypadku spawania miedzi tworzenie się
kruchej eutektyki Cu−Cu2O itp.
Spawalność konstrukcyjna wiąże w sobie wszystkie czynniki dotyczące
przystosowania się materiału do naprężeń, które w nim powstają w wyniku operacji spawania
(w czasie i po spawaniu) oraz w eksploatacji. Zależy ona od grubości i kształtu elementów
spawanych, stopnia usztywnienia, rodzaju złącz, granicy plastyczności materiału spawanego i
stopiwa itp. Spawalność konstrukcyjna obejmuje więc wszystkie problemy związane z
przystosowaniem się materiału w czasie spawania do odkształceń wywołanych naprężeniami
spawalniczymi i naprężeniami wynikającymi z oddziaływania konstrukcji na złącze a zatem
wpływie naprężeń na skłonność do pęknięć (zimnych, gorących, lamelarnych i
relaksacyjnych), oraz problemy związane z tworzeniem się i rozprzestrzenianiem pęknięć
spowodowanych działaniem karbu (pęknięcia kruche).
Rys. 10.3. Współzależność między poszczególnymi grupami spawalności metalurgicznej,
technologicznej i konstrukcyjnej
Rysunek 10.3 potwierdza słuszność określenia pojęcia spawalności jako wektora R. Widać
na nim, że technologiczne parametry spawania, materiał i własności złącza oraz czynniki
konstrukcyjne są wzajemnie powiązane zależnościami i spawalności nie można rozpatrywać
jako pojęcia oderwanego od nich.
Od czasu opracowania tych definicji badania i praktyka spawalnicza uległy pogłębieniu
i poszerzeniu, poznano lepiej czynniki wpływające na sposób zachowania się metalu i
konstrukcji podczas spawania. Poznanie nowych zjawisk i rządzących nimi prawidłości oraz
opracowanie nowych metod badawczych pozwala na rozróżnienie wpływu poszczególnych
czynników na spawalność oraz ilościowe określenie tego wpływu. Umożliwiło to
opracowanie określonego zestawu prób dających zespół wskaźników, w większości o
charakterze liczbowym. Biorąc powyższe pod uwagę, w Instytucie Spawalnictwa w
Gliwicach opracowano Polską Normę zawierającą następującą definicję spajalności metali
107
(pojęcie szersze obejmujące spawalność, zgrzewalność, lutowalność ) oraz czynników
wpływających na jej ocenę.
Spajalność wyraża przydatność metalu o danej wrażliwości na spajanie do
utworzenia w określonych warunkach spajania złącza metalicznie ciągłego o wymaganej
użyteczności.
Zaproponowana definicja została tak sformułowana aby obejmowała w sposób przejrzysty
istotne czynniki wpływające na spajalność.
Wrażliwość na spajanie wyraża reakcję metalu na procesy wywołane określonymi
warunkami spajania. Stanowi zatem podstawowy czynnik materiałowy zależny od sposobu
wytapiania stali i jej obróbki, a tym samym od składu chemicznego i struktury stali. Skład
chemiczny stali wpływa na charakter przemian fazowych w strefie wpływu ciepła pod
wpływem cykli cieplnych spawania oraz związaną z nimi twardość strefy oraz jej skłonność
do pęknięć zimnych. Zwiększona zawartość siarki w materiale rodzimym może spowodować
powstanie pęknięć segregacyjnych (likwacyjnych) w przyspoinowym obszarze SWC oraz
wzrost skłonności do powstawania pęknięć lamelarnych w procesie spawania. W wyniku
wymieszania metalu stopiwa z nadtopionym materiałem rodzimym, zawierającym
podwyższoną zawartość siarki, w spoinie mogą powstać pęknięcia krystalizacyjne wskutek
segregacji niżej topliwych składników na granicach krzepnących krystalitów. Celowo
wprowadzone do stali mikrododatki niobu, wanadu i tytanu mogą również zwiększyć
skłonność do powstawania pęknięć w spoinie oraz być przyczyną spadku jej udarności. Z
powyższego wynika, że skład chemiczny stali wpływa nie tylko na własności SWC ale może
również oddziaływać na własności samej spoiny.
Dbałość o odpowiednio małą wrażliwość na spajanie winna rozpoczynać się na etapie
opracowania nowego gatunku stali oraz być kontynuowana w czasie jej wytopu i dalszego
przerobu. Zapewnienie przez producenta jedynie podstawowych własności mechanicznych
(Re, Rm, A5, Z oraz udarności) stali przeznaczonej na konstrukcje spawane jest warunkiem
niewystarczającym. Producent musi dodatkowo zapewnić możliwość uzyskania połączeń
spawanych bez pęknięć i o wymaganych własnościach, poprzez dostarczenie stali o
odpowiedniej wrażliwości na spajanie. Jednym z podstawowych wskaźników
charakteryzujących wrażliwość na spajanie stali jest równoważnik chemiczny węgla (Ce), od
wartości którego zależy stopień utwardzenia SWC oraz skłonność do pęknięć zimnych.
Warunki spajania obejmujące zespół czynników technologicznych i konstrukcyjnych
oddziaływujących na spajane złącze w czasie jego wykonywania, stanowią drugi istotny
czynnik wpływający na spajalność danej stali. W zależności od zastosowanej metody i
parametrów spawania, zmienia się wartość energii liniowej wprowadzonej do złącza, a tym
samym charakter cyklu cieplnego wpływającego na szybkość stygnięcia SWC, ilość
przetopionego metalu i wynikające stąd naprężenia skurczowe. Od stosowanej metody
spawania i rodzaju materiałów dodatkowych zależy ilość wprowadzonego do spoiny wodoru,
który w istotny sposób wpływa na powstawanie pęknięć zimnych. Kolejność układania
poszczególnych ściegów oraz wstępne podgrzanie wpływają w zasadniczy sposób na warunki
stygnięcia złącza oraz poziom naprężeń. Takie czynniki konstrukcyjne jak grubość spawanej
stali, rodzaj złącza spawanego oraz stopień jego utwierdzenia posiadają duży wpływ na
skłonność do powstawania pęknięć. Wpływ czynników technologicznych i konstrukcyjnych
na spawalność stali określa się w oparciu o odpowiednie próby pękania gorącego i zimnego.
Użyteczność jest wynikiem własności złącza i określa możliwość jego wykorzystania
w danych warunkach eksploatacji. Ustala się ją poprzez porównanie wskaźników
spawalności z wymaganiami norm i przepisów dotyczących warunków wykonywania i
odbioru poszczególnych typów konstrukcji spawanych (np. zbiorniki ciśnieniowe, kotły dla
energetyki, rurociągi, kadłuby statków itp.). Gdy stal o danej wrażliwości na spajanie w
zastosowanych warunkach spawania posiada wskaźniki spawalności spełniające wymagania
określonych norm lub przepisów, wówczas uważa się, że jest przydatna do zastosowania na
daną konstrukcję spawaną, a jej spawalność jest zadawalająca. Gdy wskaźniki spawalności
108
nie spełniają tych wymagań, to spawalność stali jest niezadowalająca. Należy wówczas
dobrać inny gatunek stali o mniejszej wrażliwości na spajanie lub zmienić warunki spawania
na bardziej odpowiednie.
10.2. Wpływ składników stopowych na spawalność stali
Własności fizyczne stali związane są głównie z jej składem chemicznym i obróbką
cieplną, przy czym wpływ poszczególnych składników stopowych zależy nie tylko od
rodzaju pierwiastka i jego ilości, lecz i od obecności innych pierwiastków. Ponieważ
spawalność stali jest głównie uzależniona od zmian własności mechanicznych w czasie
spawania, dlatego jej skład chemiczny w dużej mierze decyduje o spawalności. Ze
wszystkich pierwiastków węgiel jest składnikiem najsilniej oddziałującym na spawalność.
Węgiel występuje w stali w postaci węglików (Fe3C, Cr23C6, TiC, MoC, VC i innych).
Zawartość węgla w zasadniczy sposób wpływa na własności mechaniczne stali i jej strukturę,
zwiększając wytrzymałość na rozciąganie, granicę plastyczności i twardość, zmniejszając
udarność, przewężenie i wydłużenie. Należy jednak dokładnie zdawać sobie sprawę w jakiej
stali występuje węgiel, aby właściwie określić jego dopuszczalne granice. Stal węglowa
zawierająca do 0,25 % C jest dobrze spawalna, gdy nie zawiera innych składników
stopowych w decydujących ilościach. Natomiast stal kwasoodporna zawierająca 18% Cr i 8%
Ni przy tej samej zawartości węgla była by niespawalna. Z drugiej strony wysoko
manganowa stal Hadfielda (14% Mn i 1,0÷1,4%C) jest dobrze spawalna z tym, że po
spawaniu musi być szybko chłodzona. W przypadku stali węglowych spawalność ich
pogarsza się gwałtownie przy zwiększeniu zawartości węgla powyżej 0,25% (w stalach
niskostopowych powyżej 0,15÷0,20%), gdyż wskutek skłonności stali do hartowania się w
spoinie i w strefie wpływu ciepła występują struktury skłonne do pęknięć.
Mangan w małych ilościach polepsza spawalność stali, natomiast w ilościach
większych jego wpływ na spawalność zależy od zawartości w stali innych pierwiastków, a
przede wszystkim węgla. W związku z tym w spawalnych stalach konstrukcyjnych o wyższej
wytrzymałości ograniczono zawartość manganu do około 2,0% przy zawartości węgla
maksimum 0,15% - dla stali o niezbyt dużej grubości i 1,6% Mn przy tej samej zawartości
węgla - dla stali o znacznej grubości. W celu zahamowania rozrostu ziarna i zmniejszenia
wrażliwości spawalnych stali manganowych na przegrzanie wprowadza się do nich
pierwiastki węglikotwórcze (Ti, V, Nb), które tworzą trwałe węgliki lub azotki o wyższej
temperaturze rozpuszczania. W wyniku tego zmniejsza się możliwość przegrzania stali i
powstania kruchych składników strukturalnych w strefie przejściowej. Wprowadzenie do
stali manganowej pierwiastków węglikotwórczych zapewnia powstawanie struktury
drobnoziarnistej i zwiększa wytrzymałość stali nie obniżając jej własności plastycznych.
Krzem w ilościach spotykanych w stalach konstrukcyjnych do 0,5 % nie nie wpływa
na spawalność. Pogorszenie spawalności następuje przy zawartości krzemu powyżej
0,7÷0,8%. Krzem utrudnia przeróbkę plastyczną na gorąco i może powodować
rozwarstwienie się blach walcowanych, co przy silnym nagrzaniu w czasie spawania i
następnym skurczu doprowadza do całkowitego oddzielenia się poszczególnych warstw
(pęknięcia lamelarne) i zniszczenia konstrukcji. Oprócz tego, krzem hamuje przebieg
przemian fazowych, przez co przy większych zawartościach zwiększa hartowność stali.
Chrom należy do podstawowych składników stali stopowych, ponieważ wpływa w
zasadniczy sposób na ich własności a przede wszystkim hartowność. Już przy stosunkowo
niewielkiej zawartości chromu (0,3÷0,4%) następuje znaczne utwardzenie się strefy
przejściowej spawanej stali, a spawanie stali o wyższej zawartości chromu jest możliwe tylko
przy stosowaniu podgrzewania. W wielu przypadkach konieczne jest stosowanie obróbki
cieplnej po spawaniu.
Nikiel podobnie jak i chrom zwiększa hartowność stali, sprzyjając równocześnie
powstaniu drobnoziarnistej struktury i zmniejszając w ten sposób wrażliwość stali na
109
przegrzanie. W miarę wzrostu zawartości niklu w stalach niklowych (o zawartości 1÷5 % Ni i
poniżej 0,15 % C) powstaje nawet przy stosunkowo powolnym stygnięciu struktura drobnego
bainitu. Zatem w miarę wzrostu zawartości niklu w stalach niskowęglowych pogarsza się ich
spawalność. Stale niklowe martenzytyczne mają wysoką wytrzymałość i granicę
plastyczności, są twarde i kruche i praktycznie niespawalne. Stale chromowo-niklowe
austenityczne zawierają powyżej 8% Ni, odznaczają się dobrą wytrzymałością, wydłużeniem
i udarnością a także znaczną odpornością na korozję w kwasach. Są dobrze spawalne z
uwagi na posiadaną strukturę austenityczną, pod warunkiem, niskiej zawartości węgla
(maksimum 0,1÷0,12%).
Molibden zwiększa hartowność stali i z tego powodu w większości stali węglowych
zawartość jego jest ograniczona do 0,35 %. Nawet przy stosunkowo małych zawartościach
(0,5÷1,0 %) zwiększa wytrzymałość na pełzanie i żaroodporność. Dlatego też jest jednym z
głównych (obok chromu) składników stali stosowanych w energetyce, pracujących w
podwyższonych temperaturach przy dużych obciążeniach. Z uwagi na hartowanie się strefy
wpływu ciepła tych stali niezbędne jest stosowanie podgrzewania przed spawaniem i obróbki
cieplnej złącz po spawaniu. Dodatek 2÷5 % molibdenu do austenitycznych stali chromowoniklowych nie pogarsza ich spawalności. Powoduje natomiast powstawanie w strukturze stali
austenitycznych niedużych ilości ferrytu, przez co poprawia odporność spoin na pęknięcia
gorące.
Aluminium ze względu na duże powinowactwo z tlenem stosowane jest jako
odtleniacz. Nadmiar aluminium po odtlenieniu w ilości minimum 0,02% tworzy azotki AlN,
które hamują rozrost ziaren do temperatury około 950oC. Małe ilości aluminium nie
wpływają na zmianę własności mechanicznych stali, jednak jego dodatek w wysokości 2÷3%
wywołuje znaczny spadek udarności i przewężenia oraz w pewnym stopniu zwiększa
kruchość stali na gorąco. Wymienione własności aluminium decydują o jego wpływie na
spawalność stali. Wprowadzone do stali w małych ilościach zmniejsza jej skłonności do
hartowania się i hamuje rozrost ziaren w SWC, polepszając w ten sposób spawalność stali.
Natomiast stale o większej zawartości aluminium (ponad 1%) są trudno spawalne.
Aluminium zwęża zakres krzepnięcia stali wskutek czego stal szybko przechodzi ze stanu
stałego w ciekły, co uniemożliwia w ogóle spawanie łukowe blach cienkich.
Wanad, niob, tytan tworzą z węglem i azotem trwałe węgliki, azotki lub
węglikoazotki typu M(CN). Tworzenie się cementytu w stalach zawierających te pierwiastki
jest możliwe tylko w tym przypadku, gdy po powstaniu trwałych węglików pozostanie
jeszcze pewna ilość niezwiązanego węgla. Węgliki, azotki lub węglikoazotki wanadu, tytanu
lub niobu w czasie nagrzewania w SWC poniżej 1250oC nie ulegają całkowitemu
rozpuszczeniu a zatem stają się zarodkami nowopowstających ziaren przy chłodzeniu, dzięki
czemu stal ma strukturę drobnoziarnistą. Całkowite rozpuszczenie węglików lub
węglikoazotków następuje przy wysokich temperaturach dlatego też strefa gruboziarnista jest
bardzo wąska. Nawet nieduży dodatek tych pierwiastków do stali przyczynia się do
otrzymania struktury drobnoziarnistej w strefie wpływu ciepła. Maksymalne dodatki tych
pierwiastków do stali wynoszą: Nb<0,05%, Ti<0,05%, V<0,1%, stąd też pierwiastki te
nazywane są mikrododatkami.
Mikrododatki Nb, V i Ti rozpuszczone w SWC podnoszą hartowność tego obszaru a
tym samym zwiększają twardość po ochłodzeniu. Jest to wpływ niekorzystny. Z drugiej
jednak strony związki Nb, V i Ti rozpuszczają się w temperaturach 1150÷1300oC a zatem
wyższych niż AlN, przez co skutecznie hamują rozrost ziarna austenitu i znacznie zawężają
szerokość obszaru gruboziarnistego. Mimo, że obszar gruboziarnisty SWC ma nieco większą
twardość to jednak znaczne zwężenie tego obszaru decyduje, że wprowadzenie do stali
mikrododatków wpływa na podwyższenie udarności SWC a przez to jej spawalności.
Schemat korzystnego wpływu mikrododatków na udarność SWC ilustruje rysunek 10.4.
Mikrododatków nie należy jednak dodawać do elektrod i drutów spawalniczych. W procesie
krzepnięcia dodatki tych pierwiastków tworzą dendrytyczne węgliki lub węglikoazotki
110
rozmieszczone po granicach ziaren (krystalitów). Powoduje to znaczne zwiększenie
kruchości spoiny. Przy wprowadzaniu mikrododatków szczególnie tytanu i niobu należy
ograniczać w stali zawartość siarki. Siarka tworzy bowiem z tytanem (niobem) i węglem
dendrytyczne (eutektyczne) węgliko-siarczki, np. Ti4S2C2, które zwiększają skłonność do
pękania na gorąco.
Rys. 10.4. Mechanizm korzystnego wpływu mikrododatków na udarność strefy wpływu
ciepła
Wolfram w stalach węglowych zwiększa twardość, wytrzymałość i granicę
plastyczności. Nadaje stali strukturę drobnoziarnistą, co jest wynikiem zdolności do
tworzenia trudno rozpuszczalnych węglików. Hartowność stali powiększa stosunkowo słabo.
Wolfram pogarsza spawalność stali podnosząc znacznie twardość SWC, szczególnie przy
zwiększonej zawartości węgla. W stalach austenitycznych zawierających niewielką ilość
węgla (poniżej 0,15 %) dodatek wolframu w ilości do około 3 % nie pogarsza ich
spawalności.
Miedź zwiększa wytrzymałość i granicę plastyczności stali nie pogarszając zbytnio jej
własności plastycznych a równocześnie uodparnia stale na działanie korozji atmosferycznej i
niektórych rozcieńczonych kwasów. W ilościach spotykanych zwykle w stalach (do około
0,5%) miedź nie pogarsza spawalności. Jednak większe zawartości miedzi np. w stalach
nierdzewnych martenzytycznych utwardzanych wydzieleniowo miedzią, wywołują w SWC
pękanie na gorąco. Niebezpieczne jest również zanieczyszczenie powierzchni stali miedzią
np. wskutek elektrochemicznego osadzenia lub potarcia mosiężną końcówką palnika. Miedź
topi się w temperaturze 1083oC i w obecności naprężeń bardzo dobrze zwilża stal
rozpływając się po granicach ziaren. Obecność cieczy na granicach ziaren i odkształcenia
wywołane skurczem przy krzepnięciu i chłodzeniu powodują powstanie pęknięć na gorąco w
spoinie lub w SWC. Podobnie, nieumiejętne spawanie na podkładce miedzianej może
doprowadzić do przetopienia miedzi i dostanie się jej do spoiny. Krytyczne naprężenie
wywołujące natychmiastowe pękanie stali w temperaturze 1100oC w obecności warstewki
płynnej miedzi wynosi około 12 MPa.
Fosfor zwiększa wytrzymałość, granicę plastyczności, twardość i wytrzymałość na
zmęczenie, zmniejsza natomiast wydłużenie i udarność. W ilościach spotykanych w stalach
konstrukcyjnych (do 0,05 %) nie zwiększa hartowności strefy przejściowej. Powyżej 0,05 %
powoduje gruboziarnistość stali i znacznie zwiększa kruchość. Fosfor wykazuje znaczną
skłonność do segregacji, przez co w obszarach o zwiększonej koncentracji (w środku
grubości blachy) może powodować powstawanie pęknięć gorących względnie zimnych.
Siarka podobnie jak i fosfor wykazuje dużą skłonność do segregacji i w związku z tym
o ile występuje w większych ilościach (nawet w granicach dopuszczalnych w normie),
pogarsza spawalność stali. Z żelazem tworzy siarczek FeS, który z austenitem (względnie z
FeO i austenitem) daje niskotopliwe eutektyki będące przyczyną powstawania pęknięć
gorących w spoinie lub w strefie wpływu ciepła. W stalach o podwyższonej wytrzymałości
szczególnie po regulowanym walcowaniu rozwalcowane siarczki manganu są przyczyną
pęknięć lamelarnych. Ogólnie przyjmuje się, że im niższa jest zawartość siarki w stali tym
spawalność jest lepsza i własności plastyczne (udarność) są wyższe. W stalach do
111
specjalnych zastosowań np. na rurociągi do transportu gazu ziemnego zawierającego
wilgotny H2S zawartość siarki nie powinna przekraczać 0,002%. Wyższe zawartości siarki
powodują bowiem w czasie eksploatacji powstanie pęknięć wodorowych HIC (Hydrogen
Induced Cracking), lub wystąpienie korozji naprężeniowej SSC (Sulfide Stress Corrosion).
Na podstawie znajomości składu chemicznego stali można wstępnie w sposób
przybliżony określić jej własności spawalnicze w oparciu o obliczeniowe wskaźniki
spawalności (Ce, H.C.S., PCM itp.).
Ekwiwalent (równoważnik) węgla wynosi:
Ce = C +
Mn Cr + Mo + V Ni + Cu
+
+
%
6
5
15
11. Pękanie połączeń spawanych
Przyjmując przy klasyfikacji pęknięć okres, w którym one występują i przyczyny ich
powstawania, to pęknięcia w złączach spawanych można podzielić na dwie grupy:
1. Pęknięcia technologiczne:
gorące,
zimne,
lamelarne,
wyżarzeniowe.
Powstają one podczas spawania lub po pewnym czasie od jego zakończenia, gdy na złącze
nie działają jeszcze naprężenia od obciążeń eksploatacyjnych.
2. Pęknięcia eksploatacyjne.
kruche,
zmęczeniowe.
Występują one po długim czasie od zakończenia spawania konstrukcji, gdy jest ona poddana
obciążeniom eksploatacyjnym.
Pęknięcia występujące w procesie spawania i po jego zakończeniu mogą być
spowodowane:
1) kruchością, która może być dwojakiego rodzaju :
a) występująca w zakresie wysokich temperatur powyżej 0,5 Tt tzw. pęknięcia gorące
(Tt – temperatura topnienia, K),
b) pod wpływem tworzenia się martenzytu lub obecności wodoru w stali – pęknięcia
zimne,
2) naprężeniami i odkształceniami w złączach spawanych wynikającymi z procesu
krzepnięcia i stygnięcia spoin i związanym z tym zjawiskiem skurczu: pęknięcia
lamelarne, pęknięcia wyżarzeniowe (relaksacyjne).
11.1. Pęknięcia gorące
Pęknięcia gorące są jednymi z najczęściej występujących defektów (niezgodności
spawalniczych) powstających przy spawaniu. Ich powstawanie uwarunkowane jest :
- składem chemicznym metalu spoiny,
- warunkami i charakterem procesu krystalizacji,
- stopniem rozwoju wewnątrzkrystalicznej niejednorodności,
- konstrukcją i sztywnością połączenia spawanego.
Ze względu na miejsce powstania, pęknięcia gorące dzielimy na :
a) pęknięcia krystalizacyjne w spoinie (rys. 2.1),
b) pęknięcia segregacyjne w strefie wpływu ciepła i w spoinie w pobliżu linii
wtopienia (rys. 2.2).
112
Pęknięcia krystalizacyjne w spoinie
Charakterystyczną cecha pęknięć gorących krystalizacyjnych jest ich usytuowanie w
osi spoiny. W procesie spawania krystalizujący metal spoiny znajduje się pod wpływem
naprężeń rozciągających. Naprężenia te powstają w wyniku nieswobodnego skurczu spoiny i
stygnięcia nierównomiernie nagrzanego materiału spawanego. Pod wpływem tych naprężeń
metal spoiny odkształca się, a przy niedostatecznej zdolności do odkształceń – pęka. Podczas
krystalizacji, stopy przechodzą przez stadium stało – ciekłego stanu w zakresie temperatury
likwidus – solidus.
Rys. 11.1 Pęknięcie krystalizacyjne w spoinie: a) – stali niestopowej, b) – stali
austenitycznej
Rys. 11.2. Makrostruktura spoiny wykonanej łukiem krytym pod topnikiem z
widocznym pęknięciem segregacyjnym rozwijającym w pobliżu linii wtopienia (w strefie
wpływu ciepła i w spoinie)
Skłonność do pękania na gorąco zależy od zawartości domieszek w stali. Węgiel,
siarka i fosfor zwiększają skłonność do pękania.
Optymalizacja kształtu spoiny
Obok czynników metalurgicznych, które wywołują pękanie stopiwa należy wspomnieć
również o czynnikach konstrukcyjnych i technologicznych. Na wielkość naprężeń i
odkształceń spawalniczych wywołujących pękanie istotny wpływ ma kształt ułożonego
ściegu. Spoina krzepnąc kurczy się i ostatni ścieg w zależności od sposobu układania może
być wklęsły lub wypukły. Rysunek 11.3 pokazuje, że przy ściegu wypukłym naprężenia
rozciągające na powierzchni lica spoiny są mniejsze i tendencja do zainicjowania pęknięcia
na powierzchni zewnętrznej zmniejsza się. Jednakże wypukły ścieg może powodować
powstanie podtopień, przez co obniża się wytrzymałość zmęczeniowa oraz odporność na
pękanie wodorowe od brzegu spoiny. Przy spawaniu wielowarstwowym jak pokazano na
rysunku 11.4, pęknięcie może być zainicjowane na powierzchni ostatniego ściegu jeśli ściegi
są zbyt szerokie i wklęsłe. Ściegi wypukłe obniżają skłonność do pękania krystalizacyjnego.
113
Zwiększają jednak możliwość powstania niezgodności spawalniczych w postaci zażużleń
przy brzegu spoiny, spowodowanych trudnościami z dokładnym usunięciem żużla.
Rys. 11.3. Wpływ kształtu jeziorka spawalniczego na stan naprężeń w środkowej części
powierzchni lica spoiny
Rys. 11.4. Wpływ kształtu jeziorka spawalniczego na pękanie krystalizacyjne przy
spawaniu wielościegowym: a) – ściegi wklęsłe, b) – ściegi wklęsłe i głęboki przetop, c) –
małe wtopienie i ściegi lekko wypukłe
Parametrem określającym kształt spoiny jest współczynnik kształtu ϕ określony zależnością:
b
ϕ=
h
gdzie: b – szerokość spoiny, h – wysokość spoiny (rys. 11.5).
Rys. 11.5. Segregacja zanieczyszczeń w spoinie w zależności od współczynnika kształtu: a) –
współczynnik kształtu spoiny ϕ mały (domieszki pozostają w osi spoiny), b) –współczynnik
kształtu prawidłowy (domieszki wyprowadzane są do górnej części spoiny)
Najbardziej skłonne do pęknięć krystalizacyjnych są spoiny z wąską strefą
przetopienia o małym współczynniku kształtu, w których zetknięcie się wierzchołków
krystalitów następuje w osi spoiny (rys. 11.6a). Przy zwiększaniu współczynnika kształtu
odporność materiału na powstanie pęknięć gorących podwyższa się. Jednak przy bardzo
szerokich spoinach prawdopodobieństwo powstania pęknięć w spoinach znowu powiększa
się, co można wyjaśnić niekorzystnym równoległym układem krystalitów i dużym skurczem
poprzecznym (rys. 11.6c).
114
Rys. 11.6. Wpływ współczynnika kształtu spoiny na pękanie podczas krzepnięcia: a)
współczynnik kształtu mały, b) – współczynnik kształtu właściwy, c) – współczynnik
kształtu duży
Pęknięcia segregacyjne w strefie wpływu ciepła
Występowanie pęknięć na gorąco w strefie wpływu ciepła stali niskowęglowych i
stopowych obserwuje się przede wszystkim w strukturze obszaru leżącego w bezpośrednim
sąsiedztwie spoiny, tj. w obszarze częściowego stopienia oraz w obszarze przegrzania (rys.
11.7). Mają one charakter pęknięć międzykrystalicznych usytuowanych najczęściej
prostopadle do kierunku działania naprężeń cieplnych. Pęknięcia segregacyjne mają z reguły
przebieg dwustopniowy.
Rys. 11.7. Pęknięcia segregacyjne w SWC w pobliżu linii wtopienia: a) stal maraging; b) stal
niskowęglowa niestopowa
Pierwszy stopień określony jako początek tworzenia się pęknięć jest wywołany
obecnością ciekłych warstw na granicach ziaren, na których znajdowały się wtrącenia
niemetaliczne np. siarczki, węgliki lub fazy międzymetaliczne (rys. 11.8). Pojawienie się fazy
ciekłej jest wynikiem procesu równowagowego nadtapiania się tych związków. Płynne
warstewki cieczy działają osłabiająco, gdyż nie przenoszą odkształcenia plastycznego
spowodowanego działaniem naprężeń rozciągających. Mechanizm tworzenia pęknięć
segregacyjnych na przykładzie nadtapiania siarczków przedstawiono schematycznie na
rysunku 11.9.
Rys. 11.8. Powstawanie pęknięć w wyniku nadtapiania równowagowego w pasmach segregacji wtrąceń
niemetalicznych lub związków międzymetalicznych: a) pęknięcia tworzą się tylko w SWC, b) – powstałe w
SWC pęknięcia przenoszą się do spoiny. Stal maraging spawana wiązką elektronów
115
Rys. 11.9. Mechanizm tworzenia się pęknięć segregacyjnych w wyniku równowagowego nadtapiania siarczków
w strefie częściowego stopienia (SCS): a) – siarczek MnS przed spawaniem, b) – równowagowe nadtapianie się
siarczków w strefie częściowego stopienia, c) – krzepnięcie spoiny z pozostawieniem na granicach krystalitów
cieczy bogatej w domieszkę, d) – tworzenie pęknięć w wyniku działania naprężeń skurczowych i krystalizacja
siarczków w postaci eutektycznej, A – obszar ujednorodnienia siarki
11.2. Pęknięcia zimne
W odróżnieniu od pęknięć gorących, które powstają w pobliżu temperatury solidus,
pęknięcia zimne powstają w temperaturach przemiany austenitu w martenzyt i występują
przede wszystkim w stalach o zwiększonej hartowności. Mają one dwojaki charakter:
pęknięcia wywołane kruchością martenzytu,
pęknięcia wodorowe, zwane również pęknięciami pod ściegiem.
Niezależnie od tego, który z wymienionych czynników ma dominujący wpływ na tworzenie
pęknięć do ich wystąpienia niezbędny jest jeszcze określony poziom naprężeń. Klasyfikację
pęknięć zimnych przedstawiono na rysunku 11.10.
Rys. 11.10. Klasyfikacja pęknięć zimnych: A – pęknięcia w strefie wpływu ciepła; F
– pęknięcia w spoinie; AL (FL) – pęknięcia wzdłużne, AT (FT) – pęknięcia poprzeczne, AL1
–pęknięcia pod ściegiem, AL2 – pęknięcia od brzegu spoiny, AL3 – pęknięcia od grani
spoiny
Niezależnie od wpływu martenzytu na tworzenie się pęknięć w złączu spawanym,
istotna jest również obecność wodoru w stopiwie w stanie roztworu przesyconego. Wodór
rozpuszczony w metalu spoiny wywołuje:
− pękanie złącz spawanych w strefie wpływu ciepła „pod ściegiem”,
− pękanie zwłoczne występujące w czasie do dwóch dni po zakończeniu spawania,
− pękanie typu „chewron”,
− pękanie typu „rybie oczy”.
116
Wskaźniki skłonności do pękania zimnego
Przy tworzeniu pęknięć zimnych współdziałają najczęściej trzy czynniki:
- zwiększona hartowność stali,
- nadmierna ilość wodoru,
- naprężenia.
Żaden z tych czynników bez współdziałania z innymi nie powoduje powstawania pęknięć.
Zgodnie z cyklem cieplnym spawania pewien obszar SWC osiąga temperaturę powyżej Ac3.
Szybkie chłodzenie po spawaniu może spowodować powstanie w tym obszarze struktury
martenzytycznej lub bainitycznej. Przebieg zjawiska hartowania w procesie spawania stali
uzależniony jest od następujących czynników:
- składu chemicznego stali,
- masy elementów spawanych,
- temperatury elementów spawanych,
- warunków spawania (energii liniowej łuku).
Hartowność, czyli zdolność do tworzenia struktury martenzytycznej, zależy przede
wszystkim od zawartości węgla i składników stopowych, które oddziałują głównie na
charakter krzywych CTP oraz na położenie punktów przemiany martenzytycznej Ms i Mf.
Sumaryczny wpływ składu chemicznego stali na jej hartowność wyrażany jest na ogół
łącznie przez tzw. równoważnik chemiczny węgla (ekwiwalent węgla) Ce:
Ce = C +
Mn Cr + Mo + V Ni + Cu
+
+
[%]
6
5
15
wg MIS
Mn Si Ni Cr Mo
+
+
+
+
[%]
wg danych japońskich
6
24 40 5
4
Twardość maksymalną można obliczyć również z zależności podanej przez Coe
Ce = C +
HVmax =90 + 1050 C +47 Si +75 Mn + 30 Ni + 31 Cr
gdzie: C , Si , ... − zawartości pierwiastków w stali, %.
Praktycznie ustalono, że jeżeli Ce ≤ 0,45% (niektórzy odbiorcy wymagają Ce ≤
0,40%) i twardość w SWC nie przekracza 350HV, materiał jest dobrze spawalny i
prawdopodobieństwo powstawania pęknięć jest niewielkie.
Oprócz składu chemicznego i związanej z tym twardości w SWC, przy rozpatrywaniu
pęknięć zimnych należy brać pod uwagę wielkość naprężeń. Wielkość ich zależy od grubości
złącza, typu spawanego węzła, a zwłaszcza od sztywności spawanej części konstrukcji.
Zwykle określa się je tzw. współczynnikiem usztywnienia (intensywności naprężeń) K
uzależnionym głównie od grubości spawanych elementów według zależności:
K = 70g − dla g (grubość blachy) ≤ 40 mm
K = 2800 – dla g> 40mm
Uwzględniając wszystkie czynniki wpływające na skłonność do pękania zimnego
można przedstawić następujące równanie:
Pw = PCM +
H
K
+
60 4 ⋅10 4
gdzie: PCM - parametr charakteryzujący kruchość związaną z przemianami fazowymi
PCM = C +
Si Mn + Cu + Cr Ni Mo + V
+
+
+
+ 5B , %
30
20
60
15
117
gdzie: H − zawartość wodoru dyfundującego (ml/100g stopiwa) określona metodą
glicerynową lub H = 0,67HMIS – 0,8; (HMIS – zawartość wodoru określona
metodą rtęciową)
K − współczynnik usztywnienia, N/mm
Im Pw jest większe od zera, tym stal jest bardziej skłonna do pęknięć zimnych. Uważa się, że
dla Pw <0,3 pęknięcia nie występują, dla Pw>0,4 pojawienie się pęknięć jest nieuniknione.
Aby zabezpieczyć się przed pęknięciami zimnymi należałoby:
- zmniejszyć sztywność konstrukcji. Zależy to jednak od typu konstrukcji i jest trudne do
zrealizowania,
- obniżyć ilość dyfundującego wodoru przez dobór odpowiednich i wysuszonych
elektrod,
- zastosować taką technologię, względnie parametry spawania, które wykluczają
możliwość zajścia przemiany martenzytycznej w obszarze złącza spawanego i
zapewniają łatwiejszą dyfuzję wodoru ze spoiny.
Z przedstawionych możliwości najrealniejszy i najczęściej stosowany jest ostatni
sposób, a więc kontrola szybkości chłodzenia w SWC. Szybkość chłodzenia w SWC przy
ustalonej technologii spawania zależy głównie od temperatury elementów spawanych. Znając
wartość parametru Pw temperaturę wstępnego podgrzewania można wyznaczyć z empirycznej
zależności:
T = 1440 Pw−392, oC
Przy tym kryterium przyjmuje się, że materiał jest skłonny do pęknięć zimnych gdy
Tp>100oC i częściowo skłonny gdy Tp = 20÷100oC. Gdy obliczeniowa temperatura
podgrzewania jest niższa od 20oC materiał nie jest skłonny do pęknięć zimnych.
Temperaturę, do której należy podgrzać elementy przed spawaniem można określić z
empirycznej zależności Seferiana:
T = 350 Ce(1 + 0,005 g ) − 0,25 , oC
gdzie: g − grubość blachy, mm
Ce – ekwiwalent węgla
11.3. Pęknięcia lamelarne
Pękanie lamelarne jest polskim odpowiednikiem angielskiego określenia „lamellar
tearing” i spotyka się je w konstrukcjach spawanych, w których występują naprężenia
normalne do powierzchni blachy. Naprężenia i odkształcenia powodujące pękanie mogą być
wynikiem skurczu spoin, jednak zwykle są znacznie zwiększone usztywnieniem złączy
spawanych. Pękanie zachodzi w trakcie lub krótko po spawaniu (zwykle w temperaturze
poniżej 200oC) albo też pod wpływem następującej po spawaniu obróbki cieplnej. Typowe
pęknięcia lamelarne przedstawiono schematycznie na rysunku 11.11. Pęknięcia lamelarne
wykazują następujące cechy charakterystyczne:
- pęknięcia biegną w obrębie blachy i tylko wyjątkowo dochodzą do powierzchni (rys.
11.12),
- występują w strefie wpływu ciepła, jak i poza tą strefą,
- pęknięcia wykazują charakterystyczny przebieg schodkowy (rys. 11.13), płaszczyzny
pęknięć równoległe do powierzchni blachy (tarasy) są łączone uskokami
przebiegającymi w płaszczyznach ścinania,
- przełomy pęknięć mają charakter włóknisty, charakterystyczny dla drewna
118
rozszczepionego wzdłuż włókien (rys. 11.14)
Pękanie lamelarne zachodzi na ogół w złączach spawanych charakteryzujących się
znacznym stopniem usztywnienia, w których blacha skłonna do pękania ulega odkształceniu
w kierunku prostopadłym do płaszczyzny walcowania (odkształcenie w kierunku osi „z”).
Typowymi złączami, w których powstają pęknięcia lamelarne są złącza teowe i krzyżowe z
jedno lub dwustronnymi spoinami czołowymi oraz spoinami pachwinowymi.
Rys. 11.11. Schemat pęknięcia lamelarnego w złączach typu teowego i kątowego ze
spoinami czołowymi
Rys. 11.12. Makrostruktura połączenia spawanego z widocznym pęknięciem lamelarnym
Rys. 11.13. Schodkowy charakter pękania lamelarnego powstałego w próbie „Z”. Widoczne
tarasy i uskoki
119
Rys. 11.14. Włóknisty charakter powierzchni przełomu lamelarnego
Mechanizm pękania lamelarnego
Pęknięcia lamelarne tworzą się głównie w obszarach złącza spawanego, w których
występują duże naprężenia w kierunku grubości, wywołane skurczem po spawaniu. Ogólnie
można powiedzieć, że proces zapoczątkowania pękania będzie zależał od:
- właściwości materiału,
- konstrukcji złącza,
- technologii spawania.
Sposoby zapobiegania pękaniu
Drugim ważnym czynnikiem wpływającym na proces pękania lamelarnego jest
konstrukcja złącza. Rysunek 11.15 ilustruje przykłady wpływu zmiany technologii
przygotowania węzła do spawania na minimalizację skłonności do pękania. W przypadku
braku możliwości zmiany konstrukcji węzła można zmienić kolejność wykonywania
poszczególnych ściegów (rys. 11.16) lub zastosować technologię układania warstw
buforowych w miejscu gdzie ma być wykonywane złącze teowe (rys. 11.17). Przy spawaniu
w miejscu ułożenia warstw buforowych strefa podwyższonej skłonności do pękania
znajdować się będzie w warstwie buforowej, w której z uwagi na strukturę w stanie lanym
wystąpią siarczki o kształtach sferoidalnych. Struktura z wtrąceniami sferoidalnymi posiada
małą skłonność do pękania lamelarnego.
Rys. 11.15. Przykłady wpływu zmiany technologii przygotowania węzłów konstrukcyjnych
na zapobieganie procesowi pękania: a), c) wykonanie niewłaściwe; b), d), e) wykonanie
poprawne; 1, 2, 3, 4 – kolejność układania spoin
120
Rys. 11.16. Wpływ zmiany kolejności układania ściegów na obniżenie skłonności do pękania
lamelarnego: a) kolejność niewłaściwa; b) kolejność właściwa
Rys. 11.17. Sposób obniżenia skłonności do pękania lamelarnego poprzez ułożenie warstw
buforowych: a) złącze z pęknięciem; b) wycięcie blachy w miejscu wykonywania złącza
teowego; c) ułożenie napoin buforowych; d) wykonanie złącza
11.4. Pęknięcia wyżarzeniowe (relaksacyjne)
Pęknięcia wyżarzeniowe są typem niezgodnści spawalniczych, które mogą powstawać
względnie rozprzestrzeniać się podczas wyżarzania odprężającego w temperaturach poniżej
A1. Pęknięcia te występują nie tylko przy spawaniu stali niskostopowych chromowomolibdenowo-wanadowych, ale także przy spawaniu stopów niklu względnie stali
austenitycznych chromowo-niklowych.
Pęknięcia relaksacyjne powstają w przegrzanym gruboziarnistym obszarze SWC (rys.
11.18), a powstały przełom ma charakter międzykrystaliczny (rys. 11.19). Warunkiem
wystąpienia pęknięć wyżarzeniowych jest:
- obecność w stali pierwiastków dających efekt twardości wtórnej w czasie obróbki
cieplnej po spawaniu (Mo, Nb, V, Ti),
- obecność struktur przesyconych (martenzytu lub bainitu względnie austenitu),
- gruboziarnista struktura,
- odpowiedni poziom naprężeń.
121
Rys. 11.18. Pęknięcia powstałe w grubokrystalicznym obszarze strefy wpływu ciepła w
czasie wyżarzania odprężającego stali 14MoV6-3
Rys. 11.19. Międzykrystaliczny charakter powierzchni pęknięcia powstałego w czasie
wyżarzania odprężającego stali 14MoV6-3 [33]
Warunki te są spełnione w niskostopowych stalach konstrukcyjnych przeznaczonych do
pracy w podwyższonych temperaturach (Cr-Mo-V), wysokostopowych stalach
austenitycznych żaroodpornych (Cr-Ni), a także stopach na bazie niklu utwardzanych
wydzieleniowo. Cechą wspólną tych materiałów jest skłonność do utwardzania
wydzieleniowego po przesycaniu. Ten proces występuje właśnie w SWC po spawaniu w
czasie nagrzewania do temperatury wyżarzania odprężającego. W stalach niskostopowych
pękanie relaksacyjne przebiega najintensywniej w zakresie temperatur 580÷620oC.
Aby uniknąć pęknięć relaksacyjnych należy obróbkę odprężającą prowadzić stopniowo
wg wykresu pokazanego na rysunku 11.20.
122
Rys. 11.20. Typowy wykres obróbki cieplnej w czasie spawania i po spawaniu stali 14MoV6-3
(13HMF); tp – czas podgrzewania, ts – czas spawania, toc – czas odpuszczania, to – temperatura otoczenia, Tp –
temperatura podgrzewania, TMs – temperatura początku przemiany martenzytycznej, Toc – temperatura
odpuszczania, Tt – temperatura topnienia, 1 – zakres przemiany austenitu w martenzyt podczas spawania, 2 –
cykl cieplny podczas spawania pierwszego ściegu, 3 – cykl cieplny podczas spawania drugiego ściegu, 4 – cykl
cieplny podczas spawania następnych ściegów, 5 – odpuszczanie poprzedniego ściegu przy układaniu
następnych, 6 – odpuszczanie po spawaniu
12. Badania złącz spawanych
Badania prowadzi się zgodnie z normą PN-EN ISO 15614-1 „Badanie Technologii
Spawania”
Rodzaje badań:
Na wszystkich próbkach przeprowadzono badania w zakresie 100%:
1. wizualne
wg PN-EN 970
2. radiograficzne
wg PN-EN 1435
3. kontrola obecności pęknięć powierzchniowych wg PN-EN 1289
Ponadto:
1. próby rozciągania
2. próby zginania
3. badanie twardości
4. badania makroskopowe i mikroskopowe
5. badania fraktograficzne
wg PN-EN 895
wg PN-EN 910
wg PN-EN 1043-1
wg PN-EN 1321

Materiały do Wykładów Prof. Edmunda Tasaka (Materiałoznawstwo)

Transkrypt

Podobne dokumenty

Osadzak półautomatyczny LV400

Szeroka oferta rozwiązań ze stali dla budownictwa