Mikrostruktura złączy spawanych wymiennika ciepła, zbiornika procesowego ze stali AISI 304 L i AISI 316L.
Autorzy :
Antoni Władysław Orłowicz , Andrzej Dec i Paulina Sobolewska. 

Wstęp

Austenityczne stale nierdzewne są szeroko stosowane w różnych sektorach przemysłu, takich jak chemiczny, farmaceutyczny, tekstylny, spożywczy, a także do zaawansowanych rozwiązań, takich jak oprzyrządowania reaktorów jądrowych, statków i pojazdów kosmicznych z uwagi na ich dobrą odporność korozyjną, wysokie właściwości mechaniczne i dobrą formowalność [1–4].

Wytwarzanie konstrukcji ze stali nierdzewnych bez uwzględnienia ich specyfiki, w praktyce często kończy się niepowodzeniem, o czym świadczą wyniki ekspertyz [5–8]. Dlatego też należy mieć na uwadze, że w trakcie transportu i potem na etapie wycinania profili, ich formowania, sczepiania i spawania, należy stosować takie narzędzia i oprzyrządowanie, które nie stwarzają możliwości wprowadzania do materiału odkształceń plastycznych, zarysowań i wgnieceń cząstek stali węglowych. Procesy te należy prowadzić
w środowisku, które uniemożliwi naniesienie na powierzchnię elementów pyłów metali, a w szczególności mikrocząstek stali węglowej, które inicjują mikrodegradację warstwy pasywnej. Niezgodności spawalnicze, chropowata powierzchnia spoin oraz naloty tlenkowe, które zawierają tlenki chromu i innych pierwiastków stopowych, utrudniają tworzenie się szczelnej warstwy pasywnej. Wysoką gładkość powierzchni i usunięcie nalotów tlenkowych uzyskuje się drogą polerowania. Należy jednak mieć na uwadze, że w trakcie tego zabiegu mogą następować mikrowykruszenia wydzieleń ferrytu δ na powierzchni polerowanej. W tych mikroobszarach będą występować nieciągłości warstwy pasywnej.

Proces spawania może być prowadzony bez materiału dodatkowego lub z materiałem dodatkowym. Często z uwagi na poprawę właściwości użytkowych i koszt produkcji stosowane jest łączenie ze sobą różnych gatunków stali nierdzewnej [9,10].

Dobór wartości parametrów procesu spawania decyduje o ilości wprowadzanego ciepła, zapewniając uzyskanie założonej geometrii jeziorka ciekłego metalu, a w następnej kolejności ostateczną geometrię spoiny decydującą o jakości złącza spawanego.

Przy doborze różnych gatunków stali należy uwzględnić różnice w ich temperaturze topnienia, rozszerzalności cieplnej przy nagrzewaniu i skurczu podczas chłodzenia, z uwagi na możliwość deformacji konstrukcji.

W różnych gałęziach przemysłu stosuje się powszechnie aparaturę do spawania metodą GTAW, co wynika z uwagi na jej względnie niski koszt, szerokie możliwości regulacji przebiegów prądowych oraz łatwość w transporcie. W metodzie tej ochronę jeziorka ciekłego metalu prowadzi się zwykle mieszankami gazów na bazie argonu z uwagi na ich akceptowalną cenę.

Złącza spawane ze stali austenitycznych AISI 316L i AISI 304L, będące przedmiotem niniejszej pracy są powszechnie stosowane w praktyce przemysłowej. Z uwagi na zawartość ferrytu δ, złącza te charakteryzują się mniejszą podatnością do pęknięć na gorąco. Ferryt δ wpływa korzystnie na wytrzymałość na rozciąganie i niskotemperaturową odporność na pękanie [11–14].

Z wykresu pseudopodwójnego układu 70% Fe i 30% Ni+Cr [15] wynika, że krystalizacja równowagowa dla stopu AISI 316L i AISI 304L (18% Cr i 8% Ni) przebiega poprzez wydzielenie z cieczy ferrytu δ, a dopiero po osiągnieciu temperatury solvus austenitu rozpoczyna się przemiana ferrytu δ w austenit [16]. Ten tryb krystalizacji znany jest jako ferrytyczno-austenityczny FA [17–19]. Jednakże w opracowaniu [20] stwierdzono, że gdy szybkość chłodzenia osiąga wartości bardzo wysokie to proces krystalizacji stali austenitycznej może rozpoczynać się równoczesnym tworzeniem wydzieleń ferrytu δ i austenitu.

W przypadku przebiegu krystalizacji w trybie FA w strukturze stali, obserwuje się wydzielenia ferrytu δ o morfologii wermikularnej (dendrytycznej, szkieletowej) [15,16,21,22] listkowej (lathy) [15,21–23] , koronkowej (lacy) [15], czy też wermikularnej-siatkowej [16]. Wielu badaczy zajmowało się problematyką krystalizacji stopów Fe-Cr-Ni w trybie FA, ale przewidywanie ostatecznej struktury złączy spawanych konkretnych konstrukcji, które mają się charakteryzować założonym udziałem ferrytu δ o określonej morfologii jest trudne z uwagi na łączne oddziaływanie wielu czynników na proces krzepnięcia spoin.
W związku z tym przedmiotem pracy było zbadanie wpływu założonych wartości parametrów spawania metodą GTAW złączy spawanych, wymiennika ciepła zbiornika procesowego, dla zapewnienia im klasy jakości B oraz poznania ich wpływu na mikrostrukturę, a w szczególności morfologię ferrytu δ w spoinach.

Materiał i metodyka badań

Materiał i procedura spawania

Materiałem do badań były próbki odwzorowujące wycinki wymiennika ciepła, zbiornika procesowego, zawierające u podstawy płytki ze stali AISI 316L o wymiarach 255 x 58 x 4 mm. Do płytek tych przymocowano spoinami sczepnymi, pod kątem 60° płytki ze stali AISI 304L o wymiarach 250 x 25 x 1,5 mm (rys. 1).

Skład chemiczny materiału próbek do badań, oceniany z zastosowaniem spektrometru emisyjnego Q4 Tasman Bruker, podano w tabeli 1.

Proces spawania prowadzono z zastosowaniem urządzenia Tetrix 351 ARC AC/DC, prądem stałym
z biegunowością ujemną na elektrodzie. Gazem osłonowym była mieszanka Ar + 2% H₂. Przepływ gazu osłonowego ustalono na poziomie 12 l/min. Do ochrony grani zastosowano azot. Przepływ azotu ustalono na poziomie 15 l/min. Stosowano elektrodę wolframową z dodatkiem lantanu (E3), o średnicy ⌀ = 2,4 mm. Spoiwo stanowił drut ze stali AISI 316L o średnicy ⌀ = 1,2 mm. W dotychczasowym procesie wytwarzania
z zastosowaniem spawania ręcznego stosowano natężenie prądu spawania I = 90 A, prędkość spawania v_sp śr = 3,8 mm/s, prędkość podawania drutu wynosiła 0,5 m/min. W testach doboru parametrów procesu spawania dla przyszłego zrobotyzowanego stanowiska do wytwarzania wężownic uchwyt spawalniczy był zamontowany na wózku jezdnym PROMOTECH PRO 13 z programowaną szybkością jazdy.

Testy spawania prowadzono dla trzech wariantów wartości parametrów: wariant I (I = 140 A, v_sp śr = 5,0 mm/s, U = 11,8V), wariant II (I = 100 A, v_sp śr = 3,3 mm/s, U = 10,4V), wariant III (I = 100 A, v_sp śr = 6,7 mm/s, U = 10,4V).

(a)

(b)

Rysunek 1. Widok przykładowej próbki o grubości podstawy równej. 4 mm (stal AISI 316L) i ustawionej pod kątem 60° płytki o grubości 1,5 mm (stal AISI 304L) -a). Widok dotychczas stosowanego w procesie wytwarzania profilu wężownicy wymiennika ciepła, spawanego do płaszcza zbiornika metodą GTAW -b)

Tabela 1 Skład chemiczny stali

Kontrola geometrii spoin i zawartość ferrytu

Producent zbiorników procesowych przyjął w WPS, że spoiny złącza mają być wklęsłe o grubości 1,5 mm. W odniesieniu do zrobotyzowanego stanowiska wytwarzania przyjęto, że złącza spawane mają się charakteryzować poziomem jakości B (EN-PN ISO 5817). Do oceny grubości testowych spoin zastosowano spoinomierz SP140-02-004. Grubość spoiny uznawano za spełniającą wymagany poziom jakości, gdy suma obliczonej wartości wklęsłości h (h ≤ 0,3 mm + 0,1a) i zmierzonej grubości spoiny a nie była większa od założonej wartości a = 1,5 mm, czyli że wartość wklęsłości h nie mogła być większa od 0,45 mm.

Pomiary liczby ferrytowej FN (zawartość ferrytu) wykonano z zastosowaniem przyrządu Fischer FERRITSCOPE model FMP30, wyskalowanego wzorcem AWS A4.24, umieszczając czujnik w kolejnych 10-ciu punktach wzdłuż długości lica spoiny.

Sprawność cieplna procesu spawania

 Do określenia ilości ciepła wprowadzonego do spawanych próbek celem obliczenia sprawności cieplnej procesu spawania zastosowano kalorymetr przepływowy Orłowicza [24–28], który zapewnia większą precyzję pomiarów w porównaniu do kalorymetru Havaldy, czy też kalorymetru Sebeck’a. Dla zapewnienia dobrego kontaktu dolnej powierzchni testowej próbki z wodą w kalorymetrze i dla eliminacji pęcherzy pary wodnej, na rotametrze przewodu dopływowego ustalono przepływ na poziomie 7,5 l/min. Temperatura wody nagrzewanej, mierzona na jej wypływie z kalorymetru stabilizowała się po czasie t = 8 s, od momentu rozpoczęcia układania ściegu. Długość układanego ściegu z uwagi na wymiar długości próbki i sposób jej zamocowania w kalorymetrze wynosiła 200 mm. Z uwagi na stabilizację temperatury wody nie uwzględniono w pomiarach odcinka początkowego spoiny, o długości 50 mm.

Po zmierzeniu czasu układania ściegu na pozostałym odcinku (150 mm), na podstawie ilości przepływającej wody i jej temperatury na wlocie i wylocie obliczono ilość ciepła Q przejętego przez próbkę, stosując powszechnie znane zależności fizyczne.

Sprawność cieplną procesu spawania η obliczono z wyrażenia: , gdzie: U jest napięciem łuku elektrycznego [V], I jest natężeniem prądu spawania [A], t jest czasem spawania [s], a Q jest ilością ciepła przejętego z próbki przez kalorymetr [kJ].

Wszystkie pomiary i obliczenia odnosiły się do długości ściegu równej 150 mm.

Badania metalograficzne

Obserwacje mikrostruktury spoin wykonano na zgładach metalograficznych próbek wyciętych ze złączy spawanych, w płaszczyźnie prostopadłej od osi wzdłużnej spoin. Stosowano mikroskop skaningowy (SEM) Vega 3, wyposażony w przystawkę do mikroanalizy rentgenowskiej składu chemicznego INCA x-act firmy Oxford. Dla ujawnienia mikrostruktury próbki trawiono elektrolitycznie w 40% KOH z zastosowaniem polaryzacji plus na próbce, napięcia elektrycznego 6 V, natężenia prądu 1 A oraz czasu trawienia, w temperaturze otoczenia, równym 20 s. Jako katodę zastosowano austenityczną stal nierdzewną. Do wyeksponowania szkieletu ferrytu δ próbki trawiono elektrolitycznie w odczynniku wykonanym na bazie 100 ml CH₃OH + 45 ml C₃H₆O₃ + 45 ml HCl z zastosowaniem polaryzacji plus na próbce, napięcia elektrycznego 6 V, natężenia prądu 1 A oraz czasu trawienia, w temperaturze otoczenia, równego 80 s.

Autorzy :
Antoni Władysław Orłowicz , Andrzej Dec i Paulina Sobolewska.
Ciąg dalszy w Przeglądzie Spawalnictwa.