CC BY
58
_ МЕТАЛЛОВЕДЕНИЕ_
Научный редактор раздела докт. техн. наук В.В. Захаров
УДК 621.791.14
DOI: 10.24412/0321-4664-2022-4-14-25
ДЕФЕКТЫ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ПРИ СВАРКЕ
ТРЕНИЕМ С ПЕРЕМЕШИВАНИЕМ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ
СИСТЕМЫ А1-Мд, И СПОСОБЫ ИХ УСТРАНЕНИЯ
Александр Михайлович Дриц1, канд. техн. наук, Виктор Васильевич Овчинников2, докт. техн. наук, Руслан Борисович Резцов2
1Арконик - СМЗ, Москва, Россия, dritsam@gmail.com
2Московский политехнический университет (Мосполитех), Москва, Россия
Аннотация. Представлены результаты экспериментальных исследований влияния способов устранения дефектов соединений алюминиевых сплавов на примере сплава 1565ч системы Al-Mg, выполненных сваркой трением с перемешиванием, на механические свойства и структуру соединений. Повторные проходы СТП для устранения дефектов швов не оказывают существенного влияния на структуру и свойства сварных соединений листов из сплава 1565чМ. Поэтому возможно использование двух- и трехкратных повторных проходов для подварки дефектных участков в виде протяженных несплавлений и дефектов в корневой части шва. Установлена возможность исправления непротяженных дефектов соединений СТП свариваемых алюминиевых сплавов типа 1565чМ ручной аргоно-дуговой сваркой.
Ключевые слова: алюминиевый сплав, сплав 1565чМ, сварка трением с перемешиванием, дефекты соединений, несплавление, повторные проходы, механические свойства, микроструктура
Defects Arising in Friction Stir Welding of Al -Mg A lloys and Methods for their Elimination. Cand. of Sci. (Eng.) Alexander M. Drits1, Dr. of Sci. (Eng.) Viktor V. Ovchinnikov2, Ruslan B. Reztsov2
1 Arconic SMZ, Moscow, Russia, dritsam@gmail.com
2 Moscow Polytechnic University (Moscow Polytech), Moscow, Russia
Abstract. The paper presents results of experimental studies of the effect of methods for eliminating defects in aluminum alloy joints on the mechanical properties and structure of the joints, which were carried out taking Al-Mg alloy 1565ch joints made by the friction stir welding (FSW) as an example. Repeated passes of FSW made to eliminate the weld defects do not have a significant effect on the structure and properties of welded joints of 1565chM alloy sheets. Therefore, it is possible to use two or three repeated passes for back running of defective areas in the form of extended incomplete fusion and defects in the weld root. The ability to repair the non-extended defects in the FSW joints of 1565chM-type weldable aluminum alloys by manual argon-arc welding has been established.
Key words: aluminum alloy, 1565chM alloy, friction stir welding, joint defects, incomplete fusion, repeated passes, mechanical properties, microstructure
Введение
Сварка трением с перемешиванием находит в настоящее время широкое применение при создании сварных конструкций из алюминиевых сплавов [1-6]. Формирование неразъемного соединения при сварке трением с перемешиванием (СТП) протекает в твердой фазе без расплавления основного металла, что позволяет избежать появления в швах алюминиевых сплавов таких характерных для сварки плавлением дефектов, как горячие трещины, поры и включения оксидной пленки. Ввиду невысоких температур нагрева соединения в процессе сварки наблюдается снижение разупрочнения металла в зоне термического влияния и протяженности указанной зоны. Сварка трением с перемешиванием характеризуется также отсутствием существенных деформаций свариваемых конструкций после сварки, что во многих случаях исключает необходимость их механической правки.
Вследствие нарушения требований к сборке и подготовке поверхности свариваемых за-
а
готовок, выбору инструмента, а также режимов сварки трением с перемешиванием и технологии возникают дефекты сварных соединений.
При СТП алюминиевых сплавов можно выделить несколько видов характерных дефектов, возникающих по разным причинам, а именно: несплавление на лицевой поверхности шва, перегрев металла на лицевой поверхности шва, несплавление в корневой части шва и внутренние дефекты в виде несплошностей.
Наиболее легко с помощью визуального контроля выявляются внешние дефекты сварных соединений. К таким дефектам можно отнести протяженные и локальные несплавления, а также перегрев металла на лицевой поверхности шва (рис. 1).
К основным причинам возникновения несплавления на лицевой поверхности шва можно отнести малый диаметр заплечика инструмента; большой диаметр наконечника инструмента; значительное углубление на рабочей (торцевой) поверхности заплечика инструмента; недостаточное заглубление заплечика инструмента
б
Рис. 1. Внешние дефекты швов: протяженные (а), локальные несплавления (б) и перегрев металла на лицевой поверхности шва (в)
Рис. 2. Несплавление в корневой части шва, полученного СТП на полуфабрикате толщиной 7 мм из сплава 1565ч, х300
в свариваемым металл; недостаточное усилие прижатия инструмента к поверхностям свариваемых деталей в процессе сварки; малая частота вращения инструмента; значительная скорость сварки; большие зазор в стыке и смещение оси стыка относительно инструмента; ненадежная фиксация свариваемых кромок [7, 8].
Основные причины образования перегрева лицевой поверхности шва следующие: большой радиус заплечика инструмента; чрезмерное усилие прижатия инструмента; большой угол наклона инструмента относительно вертикальной оси; значительная частота вращения инструмента; малая скорость сварки; недостаточная чистота обработки рабочей поверхности заплечика инструмента; загрязнение поверхностей свариваемых деталей.
Грат при СТП возникает вследствие чрезмерного заглубления заплечика инструмента в свариваемый металл, большого угла наклона инструмента относительно вертикальной оси, чрезмерного завышения (депланации) кромки со стороны отхода инструмента; отклонения инструмента от вертикальной оси влево или вправо относительно стыка, ненадежной фиксации свариваемых кромок.
Наиболее часто встречаемым типом дефекта является непровар корня шва (^БвтдЬопС). Непровар - это отсутствие металлических связей по сечению свариваемых кромок деталей, возникающий из-за невозможности пластифицированного металла достичь корня шва (рис. 2) [9].
Причинами возникновения несплавлений в корневой части шва при СП являются недостаточные для данной толщины свариваемого металла длина наконечника, погружение за-плечика инструмента в свариваемый металл и усилие прижатия инструмента к поверхностям свариваемых деталей в процессе сварки; большое смещение оси стыка относительно инструмента; износ наконечника инструмента в процессе сварки.
Дефекты в виде рыхлоты (рис. 3) возникают в швах как в случае перегрева свариваемого ме-
Рис. 3. Схема образования (а) и дефект в виде рыхлоты (б, х500) в микроструктуре шва сплава 1565ч, обусловленный перегревом металла
талла, так и при недостаточном тепловыделении для пластификации металла в зоне сварки.
Чрезмерный нагрев металла в зоне сварки, приводящий к оплавлению межзеренных границ со скапливающимися там легкоплавкими эвтектиками, происходит в основном по тем же причинам, что и вследствие перегрева лицевой поверхности шва металла и образования грата. Только степень перегрева металла при этом более высокая.
В случае недостаточного тепловыделения в зоне сварки нарушается непрерывность потока пластифицированного металла, и в шве образуются внутренние, не заполненные металлом полости.
В структуре образцов, сварка которых была выполнена с самыми высокими значениями частоты вращения инструмента наблюдали дефекты сварки, получившие в англоязычной литературе название wormhole или «червоточина» (рис. 4) [10, 11].
Этот наиболее часто встречающийся тип дефекта при сварке трением с перемешиванием имеет вид несплошности на наступающей стороне шва и возникает, предположительно, вследствие чрезмерно высокой скорости поступательного движения инструмента относительно заготовки, когда увлекаемый инструментом слой металла не успевает заполнять пространство позади этого инструмента. В пластинах большей толщины этот дефект проявился наиболее масштабно.
Можно предположить, что при воздействии динамических нагрузок на сварное соединение снижение прочности будет более заметным, поскольку в этих условиях дефект будет активно играть роль концентратора напряжений.
Повышение частоты вращения инструмента и заметное уменьшение усилия прижима свариваемых пластин привело к появлению нового вида дефекта, описанного в литературе как Lazy S или линия стыка в прикорневой зоне сварного шва (рис. 5).
Линия стыка хорошо проявляется при визуальном осмотре вследствие наличия оксидной пленки, а также других загрязнений, которые присутствовали на кромках соединяемых пластин перед началом сварки. Вышеописанный дефект, является наиболее опасным из-за своей значительной протяженности по длине сварного шва, что обусловливает затем потерю несущей способности конструкции и быстрое ее разрушение. Форма стыковой линии хорошо обнаруживается на металлографических шлифах при слабом травлении, при статическом растяжении образцов с таким дефектом поверхность разрыва материала повторяет ее очертания.
При изготовлении сварных узлов техническими условиями регламентируются нормы недопустимых без исправления дефектов, в соответствии с категорией соединения оговаривается их максимальный размер, количество и расположение.
При исправлении дефектов путем подварок наблюдается изменение свойств металла шва и близлежащих участков зоны термического влияния. Степень изменения свойств сварных соединений определяется технологией выполнения подварок.
Для устранения дефектов сварных соединений, выполненных сваркой трением с перемешиванием, как правило, используют повторный проход на режиме, на котором выполнялась сварка соединения. При этом для устранения дефектов,
Рис. 4. Дефект типа «червоточины» на стороне набегания шва сплава 1565ч
Рис. 5. Дефект в виде линии стыка в шве сплава 1565ч
расположенных ближе к корневой части соединения, применяют сварку с обратной стороны.
Целью данной работы являлось определение влияния повторных проходов сварки трением с перемешиванием, применяемых для устранения дефектов швов, на структуру и механические свойства стыковых соединений листов из сплава 1565чМ толщиной 5 мм. Также изучалась возможность устранения непротяженных дефектов соединений СТП путем под-варки с помощью ручной аргонодуговой сварки.
Материал и методики исследования
Эксперименты проводили на листах толщиной 5 мм из алюминиевого сплава 1565чМ, химический состав которого приведен в табл. 1.
Механические свойства листов из сплава 1565чМ после отжига представлены в табл. 2.
Стыковые соединения листов из сплава 1565чМ выполняли сваркой трением с перемешиванием (СТП) на экспериментальной установке, созданной на базе модернизированного вертикального фрезерного станка с числовым программным управлением марки MECOFCS-1040 (Италия) в комплекте со сборочно-сварочной оснасткой.
Режим СТП (частота вращения инструмента, скорость перемещения инструмента, усилие прижима инструмента к свариваемым листам, угол наклона инструмента в плоскости свариваемого стыка) выбирали из условия получения плотного шва без дефектов в виде несплошностей (табл. 3).
СТП осуществляли инструментом в виде державки со сменным наконечником, состоящим из буртика и стержня, на поверхности которого выполнена винтообразная канавка глубиной 0,8 мм. Стержень диаметром 4,0 мм имел высоту 4,8 мм для гарантированного соединения свариваемых листов по всей их толщине. Инструмент изготовлен из инструментальной стали Р18.
Подварку дефектов имитировали повторным проходом по оси шва, а также повторным проходом со смещением инструмента относительно оси основного шва в пределах 1-2 мм.
Подварку швов, выполненных СТП, осуществляли ручной сваркой от источника питания Форсаж-315 на переменном токе повышенной частоты с использованием присадочной проволоки СвАМг61.
Временное сопротивление соединений определяли на образцах по ГОСТ 6996-66
Химический состав (% мас.) листов толщиной 5 мм из сплава 1565чМ Таблица 1
Сплав А1 Мд Мп Zn Си Zr Сг Fe Si
1565ч Осн. 5,80 0,63 0,68 0,08 0,10 0,090 0,20 0,10
Таблица 2 Механические свойства листов толщиной 5 мм из сплава 1565чМ
Сплав Состояние полуфабриката Временное сопротивление ав, МПа Условный предел текучести а0,2, МПа Относительное удлинение 8, %
1565ч Отожженное (М) 350-358 212-220 17,5-19,4
Таблица 3 Параметры режима сварки трением с перемешиванием листов толщиной 5 мм из сплава 1565чМ
Толщина, мм Частота вращения инструмента, об/мин Скорость сварки, мм/мин Угол наклона инструмента в плоскости стыка, град. Усилие прижатия инструмента к поверхности деталей,кН
5,0 750-800 130-160 2 2,1-2,6
с шириной рабочей части 15 мм. Образцы испытывали на универсальной машине Ин-строн 5980. Для испытаний на статический изгиб применяли образцы шириной 10 мм, вырезанные поперек шва.
Макроструктуру сварных соединений, а также характер их разрушения исследовали с помощью цифрового стереоскопического микроскопа Motic DM-39C-N9GO-A. Для выявления макро- и микроструктуры образцы соединений подвергали травлению в реактиве Келлера (5 % HCl, 5 % HNO3, 5 % HF, 85 % H2O).
Для исследования микроструктуры соединений применяли сканирующий электронный микроскоп Carl Zeisse evo-50 с приставкой для определения содержания легирующих элементов в различных зонах сварного соединения.
Результаты исследований и их обсуждение
Результаты механических испытаний соединений листов из сплава 1565чМ сваркой и сваркой трением с перемешиванием приведены в табл. 4.
Анализ полученных результатов испытаний показывает, что для листов из сплава 1565чМ временное сопротивление сварного соединения составляет 0,98 от временного сопротивления основного металла. В тоже время временное сопротивление металла шва при СТП существенно превышает временное сопротивление сварного соединения в целом. Разрушение сварных соединений при испытаниях происходило по основному металлу на расстоянии 3-5 мм от границы шва.
Следует отметить, что сварные соединения, выполненные СТП, отличаются высокими показателями пластичности (угол загиба составил 180°).
При сварке трением с перемешиванием вследствие формирования соединения в твердой фазе, удается избежать появления таких дефектов, как пористость и кристаллизационные трещины. С другой стороны, при нарушении режимов сварки трением с перемешиванием, а также требований к подготовке заготовок под сварку отмечается образование следующих внутренних дефектов: дефект типа wormhote, несплавление, линия стыка, несплавление в корневой части шва и перегрев металла на лицевой поверхности шва.
Влияние дефектов различного вида на временное сопротивление сварного соединения представлено в табл. 5.
Анализ данных табл. 5 показывает, что наиболее существенное влияние на временное сопротивление сварного соединения листов из сплава 1565чМ оказывают несплавления в металле шва и корневой части соединения, перегрев металла на лицевой поверхности шва и линии стыка (Lazy S).
При наличии дефектов в сварном шве наблюдается смещение зоны разрушения соединения при испытаниях с основного металла на металл шва.
Наличие дефекта в виде несплавления в корневой части шва приводит к существенному снижению угла изгиба соединения, особенно когда в растянутой зоне при испытаниях находится корневая область шва (рис. 6).
Таблица 4 Механические свойства соединений листов толщиной 5 мм из сплава 1565чМ, полученных сваркой трением с перемешиванием
Скорость сварки VCB, мм/мин (м/ч) Временное сопротивление сварного соединения ав, МПа Временное сопротивление металла шва 0ш, МПа Ударная вязкость металла шва KCU, кДж/м2 Угол изгиба а, град. Характер разрушения образцов при испытаниях
145 352 375 221 180 Разрушение по основному металлу при испытании соединений без механической обработки. Разрушение по металлу шва при испытании образцов с уменьшенным рабочим сечением в зоне шва
Таблица 5 Влияние различного вида дефектов на временное сопротивление сварного соединения листов толщиной 5 мм из сплава 1565чМ
Образец Временное сопротивление сварного соединения ав, МПа Коэффициент прочности сварного соединения Тип дефекта сварного соединения Изображение дефекта
Основной металл 355,0 1,0 Нет -
Металл шва 375,0 1,06 Нет -
Сварное соединение 352,0 0,99 Нет Нет
Сварное соединение 347,2 0,93 Дефект типа wormholе Рис. 4
Сварное соединение 350,8 0,94 Рыхлота Рис. 3
Сварное соединение 200,5 0,53 Линия стыка (Lazy S) Рис. 5
Сварное соединение 243,5 0,64 Несплавление Рис. 1, а
Сварное соединение 304,3 0,81 Несплавление в корневой части шва Рис. 2
Сварное соединение 311,5 0,83 Перегрев металла на лицевой поверхности шва Рис. 1, в
200
180
| 160 Б-
i 140
120
100
80
60
■ А ■ Д "
\
L
Рис. 6. Результаты испытаний на статический изгиб образцов сварных соединений листов из сплава 1565чМ без дефектов (А) и с несплавлением в корневой части (Д):
1 - зона растяжения, лицевая поверхность шва; 2 - зона растяжения, корневая сторона шва
Метод исправления дефектов соединений, выполненных сваркой трением с перемешивание, во многом определяется свойствами алюминиевого сплава, из которого изготовлены заготовки. В случае, если алюминиевый сплав относится к сплавам, не свариваемым сваркой плавлением (Д16, Д19, АК4-1), то подварка дефекта может быть осуществлена только повторным проходом рабочего инструмента СТП.
Если суммарная длина дефектных участков превышает 25-30 % от общей длины шва, то, как правило, осуществляют повторную переварку сварного шва на полную длину. Для выполнения подварки на всю длину шва для гарантированного устранения дефектов рекомендуется использовать инструмент, аналогичный по профилю рабо-
Рис. 7. Подварка вторым проходом дефектов типа несплавления,типа шогтИо!е и несплавления в корневой части шва: 1 - исходный шов с несплавлением; 2 - подварочный шов (второй проход СТП)
Таблица 6 Способы устранения дефектов в швах листов из сплава 1565чМ
Дефект соединения Способ устранения дефекта Временное сопротивление сварного соединения ав, МПа
до подварки после подварки
Дефект типа worm-iote Осуществление повторного прохода с увеличенной на 15-18 % частотой вращения рабочего инструмента и применением инструмента с диаметром стержня на 20 % больше, чем у рабочего инструмента для первого прохода 347,2 ± 3,8 350,2 ± 3,8
Рыхлота 350,8 ± 1,8 351,4 ± 1,8
Линия стыка (Lazy S) 200,5 ± 16,8 350,2 ± 2,1
Несплавление 243,5 ± 8,8 349,7 ± 2,4
Несплавление в корневой части шва Выполнение повторного прохода на всю длину шва инструментом с длиной стержня на 0,3 мм больше длины стержня для первого прохода. Одновременно на 0,15-0,2 мм увеличивается глубина формирующей канавки в подкладке сварочного приспособления 304,3 ± 12,4 348,6 ± 1,9
Выполнение повторного прохода с корневой стороны шва инструментом с длиной стержня 0,2-0,5 от толщины свариваемых листов 304,3 ± 12,4 349,1 ± 1,2
чему инструменту, но с увеличенными размерами бурта и стержня примерно на 20-25 % (рис. 7).
В табл. 6 приведены результаты механических испытаний сварных соединений с дефектами до и после выполнения подварки повторным проходом СТП.
После выполнения подварки дефектов с помощью второго прохода СТП наблюдается повышение коэффициента прочности соединения до 0,97-0,98. Так как при подварках дефекты в шве устраняются, а разрушение соединения происходит по основному металлу, то при рас-
чете коэффициента прочности бралось отношение временного сопротивления сварного соединения после подварки к значению временного сопротивления соединения без дефектов.
Подварка несплавления в корневой части шва обоими способами позволяет повысить значение угла изгиба соединения до 175-180°.
Металлографические исследования показали, что выполнение повторного прохода СТП приводит к некоторому увеличению среднего размера зерна в металле шва с 3,8-4,3 до 5,1-5,7 мкм (рис. 8).
Рис. 8. Микроструктура металла зоны перемешивания после сварки (а) и после выполнения подварки дефекта (б) вторым проходом
Таблица 7 Распределение зерен в ядре сварного шва листов толщиной 5,0 мм из сплава 1565чМ
Образец Доля, %
Размер зерен, мкм
1,5-4,5 4,6-7,5 7,6-10,5
Металл шва после сварки 43,7 52,4 3,9
Металл шва после подварки 37,4 56,5 7,1
Непосредственно после сварки трением с перемешиванием наибольшая доля зерен (52,4 %) приходится на зерна размером 4,6-7,5 мкм. После второго прохода СТП картина распределения зерен в металле шва по размерам в общем сохраняется (табл. 7).
В случае, если конструкция изготавливается из алюминиевого сплава, относящегося к свари-
ваемым сплавам при сварке плавлением (АМг5, 1565ч, 1201, 1913 и др.), то возможны два варианта подварки дефекта: СТП вторым проходом и ручной аргонодуговой сваркой с присадочным металлом. Второй вариант выглядит особенно предпочтительным при устранении дефектов небольшой протяженности.
Поэтому актуальной является оценка влияния подварки аргонодуговой сваркой на временное сопротивление сварного соединения, временное сопротивление металла шва и угол изгиба. В табл. 8 представлены результаты механических испытаний соединений листов из сплава 1565чМ после СТП, АрДС и в сочетании СТП + подварка АрДС.
Из табл. 8 следует, что временное сопротивление сварного соединения после выполнения подварки приближается по своему значению к временному сопротивлению соединений листов из сплава 1565чМ, выполненных аргонодуговой сваркой. Разрушение соединений происходит по основному металлу.
Таблица 8 Механические свойства сварных соединений листов толщиной 5 мм из сплава 1565чМ
Способ сварки Временное сопротивление ав, МПа Ударная вязкость металла шва КСи, кДж/м2 Угол изгиба а, град. Характеристика разрушения образца
сварное соединение металл шва
АрДС 345 316 192 180 Разрушение по основному металлу при испытании соединений с выпуклостью и проплавом. При испытании образцов со швом, зачищенным заподлицо с основным металлом, разрушение по металлу шва
СТП 352 375 221 180 Разрушение по основному металлу при испытании соединений с незачи-щенным швом. При испытании образцов со швом, зачищенным заподлицо с основным металлом, разрушение по основному металлу. Разрушение по металлу шва при испытании образцов с уменьшенным рабочим сечением в зоне сварного шва
СТП + АрДС 344 350 205 180 Разрушение по основному металлу при испытании соединений с выпуклостью и проплавом. При испытании образцов со швом, зачищенным заподлицо с основным металлом, разрушение по металлу шва
Рис. 9. Аргонодуговая подварка непротяженного
несплавления в шве сплава 1565чМ, полученного сваркой трением с перемешиванием
Таблица 9 Влияние подварок ручной аргонодуговой сваркой соединений СТП сплава 1565чМ на их механические свойства
Количество подварок 0в, МПа авшва, МПа а, град.
Сварное соединение СТП 352 375 180
Сварное соединение АрДЭС 345 316 170
Сварное соединение СТП + 1 подварка АрДЭС 334 319 167
Сварное соединение СТП + 2 подварки АрДЭС 322 310 155
Сварное соединение СТП + 3 подварки АрДЭС 311 300 135
Примечание. Приведены средние значения по результатам испытаний 5 образцов на вариант.
Следует отметить, что после подварки соединения СТП аргонодуговой сваркой сохраняются высокие значения угла изгиба соединения.
Временное сопротивление металла шва после подварки АрДС занимает промежуточное положение между значениями, характерными для СТП и АрДС. По-видимому, временное сопротивление металла шва после подварки будет определятся во многом той площадью в поперечном сечении шва, которую займет расплавленный металл при выполнении подварки АрДС.
На поверхности шва, выполненного аргонодуговой сваркой, отмечается большое количество фрагментов оксидной пленки (рис. 9). Причина появления таких фрагментов кроется в том, что перед сваркой трением с перемешиванием не проводилось химической подготовки поверхности под сварку плавлением, которая включает травление в щелочи и осветление в 30 %-м растворе азотной кислоты. Поэтому при выполнении СТП протяженных швов алюминиевых свариваемых сплавов, таких как 1565чМ, по возможности следует осуществлять подготовку поверхности свариваемых заготовок по технологии, рекомендуемой для соединений, выполняемых сваркой плавлением.
В табл. 9 приведены результаты механических испытаний соединений СТП, которые подвергались подварке ручной аргонодуговой сваркой с присадочной проволокой св. АМг61.
Анализ полученных данных показывает, что подварки дефектов соединений СТП аргонодуговой сваркой вызывают снижение показателей механических свойств соединений. Сопоставление данных табл. 9 с данными табл. 8 позволяет заключить, что темп снижения прочностных и пластических свойств соединений при выполнении подварки сваркой плавлением существенно выше, чем при подварке повторным проходом СТП.
Металлографический анализ показал, что причиной этого может быть изменение структуры металла шва СТП под влиянием дугового нагрева. На рис. 10 приведена схема макроструктуры соединения СТП после подварки ручной аргонодуговой сваркой.
В структуре шва в зоне выполнения подвар-ки наблюдается зона литого металла подва-рочного шва (рис. 10, б). Границей литой зоны
Рис. 10. Схема расположения структурных зон (а) в соединении СТП сплава 1565чМ и микроструктура этих зон:
б - литая структура подварочного шва; в - зона сплавления шва АрДЭС и СТП; г - зона термического влияния подварочного шва на структуру шва СТП; д, е - микроструктура шва СТП и основного металла соответственно, х250
является изотерма плавления сплава 1565чМ, где наблюдается переход от структуры литого металла к деформированному (рис. 10, в).
В зоне термического влияния подвароч-ного шва на структуру шва СТП (зона 3) наблюдается постепенный переход от крупного зерна к структуре шва СТП, характеризующейся ультрамелким зерном порядка 4,6-7,5 мкм (зоны 3 и 4) (рис. 10, г, д). Участок зоны 3, в которой происходит собирательная рекристаллизация, ограничивается изотермами солидуса сплава 1565чМ и изотермой, соответствующей 500 °С. Ниже этой изотермы рекристаллизация тормозится и сохраняется структура шва СТП.
Вне пределов шва СТП располагается зона основного металла с вытянутыми в направлении деформации зернами (рис. 10, е).
Таким образом, чем сильнее изменения в структуре шва СТП при подварке аргонодуговой сваркой, тем ближе будут механические свойства соединения к значениям свойств соединения, полученного сваркой плавлением с наложением подварок.
Выводы
1. Повторные проходы СТП для устранения дефектов швов не оказывают существенного влияния на структуру и свойства сварных соединений листов из сплава 1565чМ. Поэтому возможно использование двух- и трехкратных повторных проходов для подварки дефектных участков в виде протяженных несплавлений и несплавлений в корневой части шва.
2. Если суммарная длина дефектных участков превы-
шает 25-30 % от общей длины шва, то, как правило, осуществляют повторную переварку сварного шва на полную длину. Для выполнения подварки на всю длину шва для гарантированного устранения дефектов рекомендуется использовать инструмент, аналогичный по профилю рабочему инструменту, но с увеличенными размерами бурта и стержня примерно на 20-25 %.
3. Установлена возможность исправления непротяженных дефектов соединений СТП свариваемых алюминиевых сплавов типа 1565чМ ручной аргонодуговой сваркой. При этом подготовка поверхности заготовок к СТП должна выполняться в соответствии с требованиями, существующими для сварки плавлением, а для исправления дефектов допускается однократная подварка АрДС.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Дриц А.М., Овчинников В.В. Сварка алюминиевых сплавов. М.: Руда и металлы, 2017. 440 с.
2. Фролов В.А., Иванюхин А.Н., Сабанцев А.Н. и др.
Сварка трением с перемешиванием - плюсы и минусы // Сварочное производство. 2008. № 10. С. 12-19.
3. Карманов В.В., Каменева А.Л., Карманов В.В. Сварка трением с перемешиванием алюминиевых сплавов: сущность и специфические особенности процесса, особенности структуры сварного шва // Вестник ПНИПУ. Аэрокосмическая техника. 2012. № 32. С. 67-80.
4. Лукин В.И., Оспенникова О.Г., Иода Е.Н., Пантелеев М.Д. Сварка алюминиевых сплавов в авиакосмической промышленности // Сварка и диагностика. 2013. № 2. С. 47-51.
5. Овчинников В.В. Технологические особенности сварки трением с перемешиванием алюминиевых и магниевых сплавов (обзор) // Машиностроение и инженерное образование. 2016. № 4. С. 22-45.
6. Ищенко А.Я., Подъельников С.В., Покляцкий А.Г. Сварка трением с перемешиванием алюминиевых сплавов (обзор) // Автоматическая сварка. 2007. № 11. С. 32-38.
7. Филиппов А.В., Тарасов С.Ю., Колубаев Е.А., Рубцов В.Е. Определение дефектов в виде заглаженного непровара после сварки трением с перемешиванием // Фундаментальные исследования. 2015. № 6. С. 296-310.
8. Дриц А.М., Овчинников В.В. Влияние подварок на свойства сварных соединений сплавов 1565ч и 1460, выполненных аргонодуговой сваркой и сваркой трением с перемешиванием // Технология легких сплавов. 2018. № 4. С. 65-77.
9. Gibson B.T., Lammleinb D.H., Praterc T.J., Lon-ghurstd W.R. et al. Friction stir welding: Process, automation and control // Journal of Manufacturing Processes. 2014. Vol. 16. Issue 1. P. 56-73. ISSN 1526-6125. DOI: 10.1016/j.jmapro.2013.04.002.
10. Sutton M.A., Yang B., Reynolds A.P., Taylor R. Microstructural studies of friction stir welds in 2024-T3 aluminum // Materials Science and Engineering A. 2002. Vol. 323. P. 160-166.
11. Rubtsov V., Tarasov S., Kolubaev E., Psakhie S. Ultrasonic Phase Array and Eddy Current Methods for Diagnostics of Flaws in Friction Stir Welds // AIP Conference Proceedings. 2014. Vol. 1623. P. 539-542.
REFERENCES
1. Drits A.M., Ovchinnikov V.V. Svarka alyuminiyevykh splavov. M.: Ruda i metally, 2017. 440 s.
2. Frolov V.A., Ivanyukhin A.N., Sabantsev A.N. i dr.
Svarka treniyem s peremeshivaniyem - plyusy i minusy // Svarochnoye proizvodstvo. 2008. № 10. S. 12-19.
3. Karmanov V.V., Kameneva A.L., Karmanov V.V. Svarka treniyem s peremeshivaniyem alyuminiyevykh splavov: sushchnost' i spetsificheskiye oso-bennosti protsessa, osobennosti struktury svarnogo shva // Vestnik PNIPU. Aerokosmicheskaya tekhnika. 2012. № 32. S. 67-80.
4. Lukin V.l., Ospennikova O.G., loda Ye.N., Pan-teleyev M.D. Svarka alyuminiyevykh splavov v avia-kosmicheskoy promyshlennosti // Svarka i diagnos-tika. 2013. № 2. S. 47-51.
5. Ovchinnikov V.V. Tekhnologicheskiye osobennosti svarki treniyem s peremeshivaniyem alyuminiyevykh i magniyevykh splavov (obzor) // Mashinostroyeniye i inzhenernoye obrazovaniye. 2016. № 4. S. 22-45.
6. Ishchenko АТа., Pod'yel'nikov S.V., Poklyats-kiy A.G. Svarka treniyem s peremeshivaniyem aly-uminiyevykh splavov (obzor) // Avtomaticheskaya svarka. 2007. № 11. S. 32-38.
7. Filippov A.V., Tarasov S.Yu., Kolubayev Ye.A., Rubtsov V.Ye. Opredeleniye defektov v vide za-glazhennogo neprovara posle svarki treniyem s peremeshivaniyem // Fundamental'nyye issledovani-ya. 2015. № 6. S. 296-310.
8. Drits A.M., Ovchinnikov V.V. Vliyaniye podvarok na svoystva svarnykh soyedineniy splavov 1565ch i 1460, vypolnennykh argonodugovoy svarkoy i svar-koy treniyem s peremeshivaniyem // Tekhnologiya lyogkikh splavov. 2018. № 4. S. 65-77.
9. Gibson B.T., Lammleinb D.H., Praterc T.J., Lon-ghurstd W.R. et al. Friction stir welding: Process, automation and control // Journal of Manufacturing Processes. 2014. Vol. 16. Issue 1. P. 56-73. ISSN 1526-6125. DOI: 10.1016/j.jmapro.2013.04.002.
10. Sutton M.A., Yang B., Reynolds A.P., Taylor R. Microstructural studies of friction stir welds in 2024-T3 aluminum // Materials Science and Engineering A. 2002. Vol. 323. P. 160-166.
11. Rubtsov V., Tarasov S., Kolubaev E., Psakhie S. Ultrasonic Phase Array and Eddy Current Methods for Diagnostics of Flaws in Friction Stir Welds // AIP Conference Proceedings. 2014. Vol. 1623. P. 539-542.
