CC BY
9
УДК 538.951, 620.18, 620.19
Особенности формирования структуры поверхностных слоев при плазменной резке алюминиевых и титановых сплавов
1 12 1 А.В. Чумаевский , А.В. Николаева , А.В. Гриненко , А.О. Панфилов ,
Е.О. Княжев1, А.М. Черемнов1, В.Р. Утяганова1, В.А. Белобородов1, П.С. Соколов1, Д.А. Гурьянов1, Е.А. Колубаев1
1 Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, Томск, 634055, Россия 2 ООО «ИТС-Сибирь», Красноярск, 660118, Россия
В работе проведены исследования организации структуры, изменения механических свойств, химического состава и морфологии поверхности алюминиевых сплавов АМг5, Д16Т и титанового сплава ВТ1-0 после высокоэнергетического воздействия при плазменной резке. Проведенные исследования показывают, что вблизи поверхности при плазменной резке происходит формирование слоя с типичной для литого строения дендритной структурой и частично измененным химическим составом. Материал слоя вблизи поверхности при резке термически упрочняемого сплава Д16Т значительно разупрочняется и слабо изменяется при резке сплава АМг5. В условиях плазменной резки в защитной атмосфере сплава ВТ1-0 наличие даже небольшого содержания атмосферного кислорода приводит к формированию в наиболее близком к поверхности слое оксидов с высокими значениями микротвердости, более чем в 5-7 раз превышающими твердость основного металла. Ниже поверхностного слоя с оплавленной структурой формируется зона термического влияния со структурой основного металла, измененной в результате термического воздействия. Значительные изменения в данной области характерны только для термически упрочняемого сплава Д16Т. Течение металла в зоне резки, инициируемое плазменной струей и потоком защитного газа, происходит как в ламинарном, так и вихревом режимах. Неравномерное течение металла в зоне реза и неоптимально подобранные параметры процесса приводят к формированию неоднородностей структуры и дефектов различного структурно-масштабного уровня на поверхности образцов.
Ключевые слова: титановые сплавы, алюминиевые сплавы, плазменная резка, деградация структуры, течение металла, окисление, разупрочнение зоны реза
DOI 10.55652/1683-805X_2023_26_5_5
Structure formation in surface layers of aluminum and titanium alloys during plasma cutting
A.V. Chumaevskii1, A.V. Nikolaeva1, A.V. Grinenko2, A.O. Panfilov1, E.O. Knyazhev1, A.M. Cheremnov1, V.R. Utyaganova1, V.A. Beloborodov1, P.S. Sokolov1, DA. Gurianov1, and E.A. Kolubaev1
1 Institute of Strength Physics and Materials Science SB RAS, Tomsk, 634055, Russia 2 ITS-Siberia LLC, Krasnoyarsk, 660118, Russia
This paper explores the structure and changes in the mechanical properties, chemical composition and surface morphology of aluminum alloys AA5056, AA2024 and Grade2 titanium alloy after high energy impact during plasma cutting. The studies show that plasma cutting causes the formation of a subsurface layer with a dendritic structure typical of cast material and with a partially altered chemical composition. The subsurface layer material is significantly softened when cutting thermally hardened alloy AA2024, but changes slightly when cutting AA5056 alloy. During plasma cutting of Grade2 titanium alloy in protective atmosphere, the presence of even a small amount of atmospheric oxygen leads to the formation of oxides in the layer closest to the surface, which have microhardness values more than 5-7 times higher than the base metal hardness. Below the surface layer with a molten structure, a heat affected zone is formed where the structure of the base metal is changed as a result of thermal influence. Significant changes in this area are characteristic only for thermally hardened alloy AA2024. Metal flow in the cutting zone initiated by the plasma jet and shielding gas flow occurs in both laminar and vortex modes. Inhomogeneous metal flow in the cutting zone and nonoptimal process parameters lead to the formation of structural heterogeneities and defects of different structural and scale levels on the surface of the samples.
Keywords: titanium alloys, aluminum alloys, plasma cutting, structure degradation, metal flow, oxidation, cutting zone softening
© Чумаевский А.В., Николаева А.В., Гриненко А.В., Панфилов А.О., Княжев Е.О., Черемнов А.М., Утяганова В.Р.,
Белобородов В.А., Соколов П.С., Гурьянов Д.А., Колубаев Е.А., 2023
1. Введение
На настоящее время плазменная резка является одной из наиболее производительных технологий, применяемых для получения заготовок из листового проката из металлов и сплавов [1], не уступающей по своим характеристикам лазерной или гидроабразивной резке [2]. Существенным преимуществом плазменных технологий является высокая плотность энергии плазменной струи, что позволяет использовать ее не только для резки, но и для напыления [3], обработки изделий [4] или получения покрытий [5] на поверхности деталей из различных металлов и сплавов. Плазменная резка, хотя и уступает по качеству поверхности реза лазерной или механической резке, обладает хорошим сочетанием стоимости оборудования, производительности и простоты использования в условиях промышленного применения как в серийном производстве, так и при получении единичных партий готовых деталей. Несмотря на высокую плотность энергии плазменной струи при резке формируется достаточно узкая зона термического влияния [6], обусловленная быстрым удалением из зоны реза расплавленного металла. Также широкая вариативность касательно резки заготовок из металлов или сплавов больших толщин [2] позволяет считать плазменную резку достаточно эффективным процессом получения крупногабаритных заготовок для последующей механической обработки.
Несмотря на достаточно широкое применение плазменной резки в промышленном производстве, на данное время имеется ряд нерешенных проблем технического и фундаментального характера. Одним из направлений исследований является оптимизация параметров процесса резки [7], таких как ток и напряжение горения дуги [8]. Увеличение диапазонов возможных толщин разрезаемых изделий также является важным направлением развития технологии плазменной резки. Особенно это актуально при применении плазмотронов с обратной полярностью [9, 10]. С точки зрения повышения качества получаемых изделий наиболее значимыми задачами являются снижение шероховатости поверхности [11, 12] и степени влияния плазменной резки на структуру и свойства материала [13, 14]. Основные технические характеристики как технологии плазменной резки, так и качества получаемых изделий неразрывно связаны с процессами, происходящими в зоне резки, что делает актуальным проведение исследований фундаментального характера.
Плазменная резка производится посредством расплавления металла плазменной струей и его вытеснения из зоны реза потоком защитного газа. Вытеснение расплавленного металла из зоны реза зависит от параметров процесса, толщины и теп-лофизических характеристик материала заготовок. На поверхности получаемых заготовок при этом образуется ярко выраженный рельеф, обусловленный быстрой кристаллизацией потоков расплавленного металла [6].
Организация структуры и изменение свойств металла в зоне реза в поверхностных слоях имеют определяющее значение для последующей механической обработки полученных изделий. Формирование различных фаз или химических соединений вблизи поверхности реза может не только определять величину припуска, но и изменять условия износа режущего инструмента. Особенно важным данное положение является с точки зрения развития современного отечественного оборудования для плазменной резки, в том числе на токах обратной полярности, разработка которого производится, в частности, в рамках совместного проекта ИФПМ СО РАН и ООО «ИТС-Сибирь». На данном этапе исследований в литературных источниках недостаточно данных по формированию поверхностных слоев в зависимости от интенсивности подвода и отвода тепла при резке, влиянию физических процессов, происходящих как при плавлении и кристаллизации, так и при последующем термическом воздействии на структуру зоны реза и др. По вышеперечисленным причинам важным является установление не только параметров режимов плазменной резки, обеспечивающих получение необходимой геометрии заготовок, но и выявление закономерностей реализации различных процессов при резке и их влияния на структуру и свойства материала поверхностных слоев.
Целью настоящей работы является исследование особенностей течения металла, организации структуры и изменения механических свойств в поверхностных слоях изделий, формируемых методом плазменной резки из термически упрочняемого алюминиевого сплава Д16Т, деформируемого алюминиевого сплава АМг5 и титанового сплава ВТ 1-0.
2. Материалы и методы исследования
В качестве экспериментального материала был использован листовой прокат титанового сплава
ВТ 1-0 и алюминиевых сплавов Д16АТ и АМг5 толщиной 10-12 мм. В табл. 1 приведены основные параметры процесса плазменной резки и соответствующие значения погонной энергии. Погонная энергия определялась как отношение энергии горения дуги к скорости резки.
Плазменная резка осуществлялась по схеме, представленной на рис. 1, а. Заготовка 1 разрезалась посредством воздействия плазменной струи 2, формируемой за счет горения дуги, инициируемой разрядом от охлаждаемого электрода 3, и потока плазмообразующего газа 4. Резка титанового сплава проводилась в среде защитного газа 5 в виде азота, плазмообразующим газом являлся также азот. Для резки алюминиевых сплавов применялся воздух. Расплавленный металл 6 из зоны реза вытеснялся потоком защитного газа. В результате резки в материале формировалась зона расплавленного металла, или зона плавления 8, и зона термического влияния 7.
После получения экспериментальных образцов производилось исследование поверхности ре-за с применением лазерного сканирующего микроскопа Olympus LEXT 4100. После изучения поверхности методом электроэрозионной резки (станок DK-7750) получали образцы в виде поперечных шлифов для исследования структурных изменений в зоне реза методом оптической метал-
лографии. Особенности течения металла и изменения химического состава в поверхностных слоях выявляли с использованием растровой электронной микроскопии и энергодисперсионного анализа на приборе Zeiss LEO EVO 50. Изменения механических свойств в зоне реза определяли посредством измерений микротвердости на поперечных шлифах от поверхностных слоев вглубь материала на приборе Duramin 500.
3. Результаты и их обсуждение
В процессе плазменной резки на поверхности материала формируется специфический рельеф, представленный оплавленным материалом, частично вытесненным, а частично оставшимся в зоне реза (рис. 1, б-г). В нижней части образцов отмечается формирование наплывов, наиболее крупных при резке в условиях низкой погонной энергии и высокой скорости реза. Несмотря на проведение процесса в защитной атмосфере азота, для титанового сплава характерно окисление поверхности реза. Течение металла, расплавленного плазменной струей и вытесняемого из зоны реза, происходит в направлении F, являющемся результирующим между направлением резки X и направлением воздействия плазменной струи Z. В целом это характерно практически для всех об-
Таблица 1. Режимы плазменной резки образцов алюминиевых сплавов АМг5, Д16АТ и титанового сплава ВТ1-0, использованные в настоящем исследовании
Сплав Режим Рабочий ток I, А Рабочее напряжение U, В Скорость резки V, м/мин Погонная энергия E, кДж/м
T6 5.2 433
T7 5.7 395
ВТ 1-0 T8 4.7 479
T9 4.1 549
T10 3.6 625
D6 3.3 682
D7 3.6 625
Д16АТ D8 300 125 3.9 577
D9 2.9 775
D10 2.6 865
A6 5.2 433
A7 5.7 395
АМг5 A8 6.2 363
A9 4.7 479
A10 4.1 549
Рис. 1. Схема процесса плазменной резки (а), внешний вид поверхностей реза и фотографии процесса резки образцов сплава ВТ 1-0 (б, д), Д16АТ (в, е), АМг5 (г, ж): 1 — заготовка, 2 — плазменная струя, 3 — охлаждаемый электрод, 4 — плазмообразующий газ, 5 — защитный газ, 6 — расплавленный металл, 7 — зона термического влияния (ЗТВ), 8 — зона плавления (ЗП), X — направление процесса резки, I — направление действия плазменной струи, Г — направление течения металла (цветной в онлайн-версии)
разцов. Течение металла, таким образом, несколько отстает от движения плазмотрона, т.к. вблизи поверхности металл задерживается адгезионными связями с материалом заготовки и за счет быстрого теплоотвода кристаллизуется в виде тонких полос или струй. Процесс резки при этом обладает значительной неоднородностью и большое количество материала вытесняется из зоны реза не только вниз в виде капель, но и в остальные стороны в виде мелких искр, сгорающих в атмосфере (рис. 1, д-ж).
Структура поверхностных слоев зоны реза титановых сплавов характеризуется в основном малой толщиной зоны термического влияния и зоны плавления (рис. 2). Зона плавления имеет неоднородную структуру с наличием несплошностей и расслоений. Зона термического влияния характеризуется игольчатой мартенситной структурой и малой толщиной, не превышающей 250-500 мкм. В поверхностных слоях формируются тонкие прослойки, предположительно связанные с образованием окислов (рис. 2, а, б). Отклонение мак-
рогеометрии реза от прямолинейности находится на достаточно близком уровне для всех режимов резки и не превышает 1 мм (рис. 2, табл. 2). Поверхность образца имеет неравномерное строение и характеризуется наличием тонких струй металла, вытесняемых из зоны реза и кристаллизовавшихся в процессе течения. Направление расположения струй соответствует наблюдаемому на макрофотографиях на рис. 1. Высота кристаллизовавшихся потоков металла может превышать 350 мкм, ширина — 300 мкм, а длина — 5 мм. Для поверхности характерен значительный разброс параметров шероховатости как при различных режимах резки, так и в различных зонах в пределах одного реза (табл. 2).
Плазменная резка алюминиевого сплава Д16Т характеризуется значительно большей толщиной зоны плавления металла и зоны термического влияния (рис. 3). Зона плавления имеет типичную для литого металла дендритную структуру (рис. 3, а-в). В зоне термического влияния происходят менее заметные при использовании оптической
Рис. 2. Типичная структура образца сплава ВТ1-0 (режим Т10) в верхней (а, б) и нижней частях реза (в, г), макроструктура зоны реза (д), снимки поверхности реза и их ЗБ-изображения в верхней (е, и), центральной (ж, к) и нижней частях реза (з, л) (цветной в онлайн-версии)
микроскопии изменения, в данном случае наблюдающиеся за счет повышения травимости материала (рис. 3, а-в). В верхней части зоны реза можно выделить меньшую толщину зоны плавления и зоны термического влияния, что связано с большим вытеснением из нее расплавленного металла и, следовательно, лучшим теплоотводом в сравнении с центральной и нижней частями реза. Это обуславливает и изменения морфологии поверхности (рис. 3, д-к).
В верхней части реза можно выделить формирование тонких потоков металла с большим расстоянием между ними и относительно гладкой поверхностью (рис. 3, д, з). Расплавленный металл, более интенсивно вытесняемый из зоны ре-за, оставался на ее поверхности и кристаллизовался в данной области лишь в небольшом количестве. В то же время в нижней и центральной частях металл в большом количестве находился
на поверхности. В результате формировался менее однородный рельеф поверхностного слоя (рис. 3, е-к) с крупными выступами и впадинами, сформированными течением металла как ламинарного, так и вихревого типа. Величина отклонения геометрии реза от прямолинейности и шероховатость в данном случае ниже, чем при резке титанового сплава (табл. 2). При этом данные параметры для сплава Д16Т демонстрируют меньшие значения при небольших и средних значениях погонной энергии, а при избыточном значении энерговложения происходит ухудшение качества реза.
При резке алюминиевого сплава АМг5 в поверхностных слоях также формируются две основные зоны (рис. 4). Зона плавления, так же как и для сплава Д16Т, имеет малую глубину в верхней части зоны реза и существенно увеличивается в центральной и нижней частях (рис. 4, а-г). Для
Таблица 2. Влияние режима резки и энерговложения на шероховатость поверхности, макроискажения геометрии реза и микротвердость материала приповерхностных слоев при плазменной резке алюминиевых и титанового сплавов
Сплав/режим Погонная энергия Зона Яа, мкм Яю мкм Яшах, мкм Искажение реза, мм Микротвердость Иу, ГПа
ВТ1-0/Т6 433 кДж/м Верх 24-30 121-200 129-248 0.5-0.9 1.25 ± 0.12
Центр 22-40 181-228 162-313 -
Низ 14-21 102-215 155-249 1.60 ± 1.24
ВТ1-0/Т7 395 кДж/м Верх 15-28 148-220 133-280 0.25-1.0 1.34 ± 0.52
Центр 31-47 271-337 187-349 -
Низ 17-37 199-253 186-292 1.56 ± 1.29
ВТ1-0/Т8 479 кДж/м Верх 13-47 130-252 147-279 0.4-0.8 1.34 ± 0.52
Центр 21-5 188-290 145-357 -
Низ 15-19 138-160 77-188 1.27 ± 0.34
ВТ1-0/Т9 549 кДж/м Верх 37-41 266-297 109-330 0.3-0.9 1.33 ± 0.42
Центр 22-37 167-254 117-297 -
Низ 21-29 150-185 130-272 1.48 ± 0.69
ВТ1-0/Т10 625 кДж/м Верх 19-58 104-289 122-314 0.1-1.0 1.40 ± 0.84
Центр 18-30 122-173 138-259 -
Низ 12-32 113-303 113-338 1.16 ± 0.43
Д16ТЮ6 682 кДж/м Верх 4.9-7.1 68-87 81-115 0.1-0.5 1.41 ± 0.09
Центр 4.9-7.1 67-126 86-200 -
Низ 4.7-7.9 58-90 71-101 1.42 ± 0.10
Д16ТЮ7 625 кДж/м Верх 4.3-5.9 43-72 52-113 0.1-0.3 1.37 ± 0.11
Центр 4.8-6.7 62-120 96-197 -
Низ 3.3-5.3 44-63 57-79 1.44 ± 0.12
Д16ТЮ8 577 кДж/м Верх 3.6-4.5 33-72 37-83 0.1-0.5 1.44 ± 0.07
Центр 4.5-6.7 60-84 67-119 -
Низ 3.1-4.3 37-60 76-82 1.41 ± 0.16
Д16ТЮ9 775 кДж/м Верх 3.7-4.6 40-51 47-62 0.1-0.2 1.39 ± 0.09
Центр 4.4-5.9 53-122 85-245 -
Низ 2.8-4.4 30-58 46-77 1.44 ± 0.15
Д16ТЮ10 865 кДж/м Верх 4.4-6.5 56-79 72-108 0.1-0.4 1.43 ± 0.12
Центр 4.5-7.3 81-124 135-167 -
Низ 3.9-4.8 59-73 74-147 1.38 ± 0.13
АМг5/А6 433 кДж/м Верх 3.8-5.2 34-108 41-149 0.1-1.4 0.94 ± 0.03
Центр 3.6-4.4 50-80 53-114 -
Низ 2.9-4.3 54-77 64-95 0.82 ± 0.04
АМг5/А7 395 кДж/м Верх 3.9-4.9 51-80 63-160 0.1-0.7 0.90 ± 0.02
Центр 3.3-3.8 46-59 62-97 -
Низ 3.5-3.8 44-54 64-70 0.92 ± 0.03
АМг5/А8 363 кДж/м Верх 3.7-4.0 46-61 58-125 0.1-0.6 0.88 ± 0.03
Центр 2.7-3.3 34-66 62-136 -
Низ 3.1-4.9 43-91 93-147 0.91 ± 0.03
АМг5/А9 479 кДж/м Верх 3.4-4.2 41-58 70-98 0.4-0.5 0.91 ± 0.04
Центр 4.6-6.6 59-90 73-130 -
Низ 3.1-3.6 31-47 46-60 0.84 ± 0.03
АМг5/А10 549 кДж/м Верх 4.4-6.9 53-94 94-140 0.1-0.4 0.87 ± 0.02
Центр 4.7-7.4 70-111 120-150 -
Низ 4.1-5.3 62-74 93-151 0.81 ± 0.02
Рис. 3. Типичная структура образца сплава Д16Т (режим D10) в верхней (а), центральной (б) и нижней частях реза (в), макроструктура зоны реза (г), снимки поверхности реза и их 3D-изображения в верхней (д, з), центральной (е, и) и нижней частях реза (ж, к) (цветной в онлайн-версии)
данной зоны характерно дендритное строение. Зона термического влияния в отличие от сплава Д16Т не демонстрирует существенных структурных изменений. Отклонение геометрии реза в нижней части является максимальным и существенно превосходит аналогичный параметр как для сплава Д16Т, так и для сплава ВТ 1-0 (табл. 2). Минимальное отклонение при этом характерно для режима с максимальным значением погонной энергии. На поверхности зоны реза в верхней части выделяется большее количество более крупных кристаллизовавшихся потоков металла (рис. 4, е, и). В нижней части наблюдается близкая
картина (рис. 4, з, л). Наиболее грубое строение поверхности характерно для центральной зоны (рис. 4, ж, к). На оптических снимках в центральной области можно отметить большее количество вихревых образований и большую локальную толщину зоны плавления. Можно предположить, что это связано с локальными завихрениями потоков защитного газа, вытесняющего металл из зоны реза неоднородно, что приводит к неравномерному отводу тепла и более интенсивному разогреву данной зоны.
Изменения механических характеристик в зоне резки, оцениваемые по изменению микро-
Рис. 4. Типичная структура образца сплава АМг5 (режим А10) в верхней (а), центральной (б) и нижней частях реза (в, г), макроструктура зоны реза (д), снимки поверхности реза и их 3Б-изображения в верхней (е, и), центральной (ж, к) и нижней частях реза (з, л) (цветной в онлайн-версии)
твердости, значительно отличаются для исследуемых сплавов. В сплаве ВТ 1-0 на поверхности величина микротвердости возрастает до 4.5-7.0 ГПа (рис. 5, а, б). Как показывает энергодисперсионный анализ, это связано с формированием оксидов различной стехиометрии, основными из которых являются ТЮ и Т1203. Это возможно за счет наличия в защитном газе небольших примесей атмосферного кислорода или при реакции титана с воздухом в еще разогретом состоянии после отхода плазмотрона. Толщина оксидных слоев находится на достаточно низким уровне, в основном не превышая 100 мкм. За их пределом твердость значительно снижается до уровня зоны термического влияния, постепенно переходящей к основному металлу. В областях с минимальным количеством оплавленного металла на поверхности такая зона не выявляется, например при резке по режимам Т8 и Т10 в верхней части реза.
Для образцов сплава Д16Т при резке практически во всех режимах характерно значительное снижение микротвердости до 1.5-2.0 раз по сравнению с основным металлом (рис. 5, в, г). В основном это происходит в зоне плавления, но также имеет место и в зоне термического влияния. Причем в данном случае существенных различий в верхней и нижней частях реза не наблюдается. Резка образцов сплава АМг5 хотя и приводит к формированию на поверхности зоны плавления металла достаточно большой толщины, но не проявляет тенденции к изменению микротвердости (рис. 5, д, е). Разброс значений твердости в основном металле выше, чем их изменения в зоне плавления.
Проведенные исследования особенностей организации структуры, течения металла и изменения химического состава материала образцов после плазменной резки показывают, что данные ас-
О 1 2 3 X, мм О 1 2 3 X, мм
О 1 2 3 4 X, мм О 1 2 3 4 X, мм
Рис. 5. Изменение микротвердости в приповерхностной зоне после плазменной резки образцов сплава ВТ1-0 (а, б), Д16Т (в, г) и АМг5 (д, е) в верхней (а, в, д) и нижней частях реза (б, г, е) (цветной в онлайн-версии)
пекты существенно отличаются для исследуемых сплавов (рис. 6). Для образцов сплава ВТ 1-0 по данным энергодисперсионного анализа характерно образование окислов в наиболее близких к поверхности слоях. Различия в структуре и свойствах оксидных слоев и титанового сплава приво-
дят к формированию расслоений и трещин в поверхностных слоях (рис. 6, а-в). В образцах сплава Д16Т в зоне плавления отмечаются также наличие кислорода и большие различия в содержании меди в разных участках слоя. Образцы сплава АМг5 демонстрируют незначительное окисле-
Рис. 6. Особенности формирования структуры и течения металла в приповерхностной зоне после плазменной резки образцов сплава ВТ 1-0 (а-в), Д16Т (г-е) и АМг5 (ж-и) в верхней (а, г, ж), центральной (б, д, з) и нижней частях реза (в, е, и), М — мартенситные структуры, О — оксиды титана, Т — микротрещины
ние в зоне плавления и не проявляют тенденции к изменениям химического состава.
Структура поверхностных слоев титанового сплава (рис. 6, а-в) не демонстрирует особенностей течения металла по контуру поверхности реза. Присутствующие следы расплавленного металла характеризуются, предположительно, ламинарным течением, трудно выявляемым из-за образующейся мартенситной структуры как в зоне плавления, так и в зоне термического влияния. В алюминиевом сплаве Д16Т происходит формирование как структур с преимущественно ламинарным течением, так и достаточно крупных зон с вихревым течением металла (рис. 6, г-е). Вихревое течение металла при этом является макроскопически неоднородным и обусловлено преимущественно изменениями условия вытеснения металла струей защитного газа из зоны реза (рис. 6, д). Для сплава АМг5 формирование ламинарных (рис. 6, ж) и вихревых (рис. 6, з, и) пото-
ков металла происходит также неоднородно и по близким к сплаву Д16Т причинам. В целом для алюминиевых и титановых сплавов более однородное и равномерное вытеснение металла из зоны реза приводит к меньшей глубине зоны плавления и более равномерному строению поверхности реза.
4. Заключение
Проведенные исследования показывают, что структура и свойства материала поверхностных слоев после плазменной резки существенно зависят как от конкретного металла или сплава, так и от энерговложения при резке, определяемого параметрами режима. Механические характеристики материала поверхностных слоев титанового сплава ВТ 1-0 претерпевают существенные изменения, связанные как с образованием закалочной мартенситной структуры, так и с окислением ма-
териала в зоне резки атмосферным кислородом. Повышение микротвердости в наиболее близких к поверхности слоях до 4.5-7.0 ГПа обусловлено образованием оксидов титана, по данным энергодисперсионного анализа основными из которых являются ТЮ и Т1203. Строение поверхностных слоев слабо выявляет особенности течения сплава ВТ1-0, а в тех областях, где это возможно выделить, основным является, по-видимому, ламинарное течение металла. В поверхностных слоях алюминиевого сплава Д16Т происходит образование достаточно протяженных слоев оплавленного металла и выраженной зоны термического влияния со сниженной до 1.5-2.0 раз микротвердостью. Это обусловлено дисперсным упрочнением сплава системы Al-Cu-Mg за счет формирования частиц 8-фазы Al2CuMg, избыточный рост которых с образованием крупных некогерентных выделений приводит к разупрочнению материала. Течение металла в поверхностных слоях проявляет как ламинарную, так и вихревую природу. Причем размер зоны плавления может достигать более 250-300 мкм, что свидетельствует о быстрой кристаллизации материала в процессе течения, инициируемого потоком защитного газа и плазменным пучком. Структурные изменения в сплаве АМг5 после резки выявляются наиболее слабо. Хотя и выделяются ярко выраженные зоны плавления с ламинарным или вихревым течением, но изменение механических характеристик в них достаточно невелико. Структурных изменений в зоне термического влияния не выявляется. Для всех трех сплавов характерны значительные отличия структуры и морфологии поверхностных слоев зоны реза в ее верхней и нижней частях. В верхней части более четко проявляется наличие следов формирования тонких потоков металла вдоль результирующей между направлением резки и направлением плазменной струи. В центральной и нижней частях строение поверхности преимущественно более грубое, лишь в ряде случаев проявляющее тенденции к формированию отдельных потоков металла. Это связано, предположительно, с изменениями в течении струи газа при прохождении его в полости реза. В нижней части зоны реза для большого количества образцов характерно наличие наплывов, образование которых обусловлено высокой скоростью процесса и недостаточным энерговложением при резке, в результате чего расплавленный металл не успевает вытесняться из зоны реза и кристаллизуется в нижней ее части. В целом параметры процесса
резки, обеспечивающие высокую погонную энергию, позволяют получать наиболее качественный по структуре и морфологии поверхности рез, но избыточное тепловложение может приводить к нарушениям геометрии реза.
Финансирование
Результаты получены при выполнении комплексного проекта «Создание производства высокотехнологичного оборудования адаптивной высокоточной плазменной резки цветных металлов больших толщин для металлургической, авиакосмической и транспортной отраслей РФ» (соглашение о предоставлении субсидии от 06.04.2022 № 075-11-2022-012), реализуемого ИФПМ СО РАН при финансовой поддержке Минобрнауки России в рамках постановления Правительства РФ от 09.04.2010 № 218.
Благодарности
Исследования проведены с использованием оборудования ЦКП «Нанотех» (ИФПМ СО РАН, Томск). Исследования частично выполнены на оборудовании ЦКП «Структура, механические и физические свойства материалов» (соглашение с Минобрнауки России № 13.ЦКП.21.0034).
Литература
1. Ilii S.M., Coteata M. Plasma arc cutting cost // Int. J. Mater. Form. - 2009. - V. 2. - P. 689-692. - https:// doi.org/10.1007/s12289-009-0588-4
2. AkkurtA. The effect of cutting process on surface microstructure and hardness of pure and Al 6061 aluminium alloy // Eng. Sci. Technol. - 2015. - V. 18(3). -P. 303-308. - https://doi.org/10.1016/jjestch.2014.07. 004
3. Wang L., Zhang F., Ma H., Yin S., He F. Microstructure evolution and mechanical properties of plasma sprayed AlCoCrFeNi2.1 eutectic high-entropy alloy coatings // Surf. Coat. Technol. - 2023. - V. 471. -P. 129924. - https://doi.org/10.1016/j.surfcoat.2023. 129924
4. Murua J., Ibanez I., Dianova A., Dominguez-Meis-ter S., Larranaga O., Larranaga A., Braceras I. Tribo-logical and electric contact resistance properties of pulsed plasma duplex treatments on a low alloy steel // Surf. Coat. Technol. - 2023. - V. 454. - P. 129155. -https://doi.org/ 10.1016/j. surfcoat.2022.129155
5. Колубаев А.В., Сизова О.В., Денисова Ю.А., Леонов А.А., Терюкалова Н.В., Новицкая О.С., Белый А.В. Структура и свойства многослойных по-
крытий CrN/TiN на меди и медно-бериллиевом сплаве, нанесенных методом вакуумно-дугового плазменно-ассистированного осаждения // Физ. ме-зомех. - 2022. - Т. 25. - № 2. - С. 35-46. - https:// doi.org/10.55652/1683-805X_2022_25_2_35
6. Rubtsov V.E., Panfilov A.O., Knyazhev E.O., Nikolae-va A.V., Cheremnov A.M., Gusarova A.V., Beloboro-dov V.A., ChumaevskiiA.V., IvanovA.N. Development of plasma cutting technique for C1220 copper, AA2024 aluminum alloy, and Ti-1.5Al-1.0Mn titanium alloy using a plasma torch with reverse polarity // Obrab. Met. Tekhnolog. Oborud. Instrument. (Met. Work. Mater. Sci.) - 2022. - V. 24(4). - P. 33-52. -https://doi.org/10.17212/1994-6309-2022-24.4-33-52
7. Cinar Z., Asmael M., Zeeshan Q. Developments in plasma arc cutting (PAC) of steel alloys: A review // J. Kejuruteraan. - 2018. - V. 30(1). - P. 7-16. - https:// doi.org/10.17576/jkukm-2018-30(1)-01
8. Peko I., Marie D., Nedie B., Samardzie I. Modeling and optimization of cut quality responses in plasma jet cutting of aluminium alloy EN AW-5083 // Materials. - 2021. - V. 14(19). - P. 5559. - https://doi.org/ 10.3390/ma14195559
9. Matushkina I., Anakhov S., Pyckin Yu. Design of a new gas-dynamic stabilization system for a metal-cutting plasma torch // J. Phys. Conf. Ser. - 2021. -
V. 2094(4). - P. 042075. - https://doi.org/10.1088/ 1742-6596/2094/4/042075
10. Shchitsyn V.Yu., Yazovskikh V.M. Effect of polarity on the heat input into the nozzle of a plasma torch // Welding Int. - 2002. - V. 16(6). - P. 485-487. -https://doi.org/10.1080/09507110209549563
11. Bini R., Colosimo B.M., Kutlu A.E., Monno M. Experimental study of the features of the kerf generated by a 200A high tolerance plasma arc cutting system // J. Mater. Process. Tech. - 2008. - V. 196(1-3). -P. 345-355. - https://doi.org/10.1016/jjmatprotec. 2007.05.061
12. Patel P., Nakum B., Abhishek K., Rakesh Kumar V., Kumar A. Optimization of surface roughness in plasma arc cutting of AISID2 steel using TLBO // Mater. Today. Proc. - 2018. - V. 5(9). - P. 18927-18932. -https://doi.org/10.1016/_j.matpr.2018.06.242
13. Nandan Sharma D., Ram Kumar J. Optimization of dross formation rate in plasma arc cutting process by response surface method // Mater. Today. Proc. -2020. - V. 32. - P. 354-357. - https://doi.org/10.1016/ j.matpr.2020.01.605
14. Gostimirovie M., Rodic D., Sekulie M., Aleksic A. An experimental analysis of cutting quality in plasma arc machining // Adv. Technol. Mater. - 2020. - V. 45(1). -P. 1-8. - https://doi.org/10.24867/ATM-2020-1-001
Поступила в редакцию 06.04.2023 г., после доработки 26.10.2023 г., принята к публикации 27.10.2023 г.
Сведения об авторах
Чумаевский Андрей Валерьевич, д.т.н., внс ИФПМ СО РАН, tch7av@gmail.com Николаева Александра Владимировна, мнс ИФПМ СО РАН, philip371g@gmail.com Гриненко Артем Васильевич, ген. дир. ООО «ИТС-Сибирь», giga2011@yandex.ru Панфилов Александр Олегович, мнс ИФПМ СО РАН, panf-o@mail.ru Княжев Евгений Олегович, мнс ИФПМ СО РАН, zhenya4825@gmail.com Черемнов Андрей Максимович, мнс ИФПМ СО РАН, www.acheremnov@gmail.com Утяганова Вероника Рифовна, к.т.н., нс ИФПМ СО РАН, veronika_ru@ispms.ru Белобородов Владимир Анатольевич, вед. инж. ИФПМ СО РАН, vabel@ispms.ru Соколов Павел Станиславович, гл. спец. ИФПМ СО РАН, sps11@sibmail.com Гурьянов Денис Андреевич, мнс ИФПМ СО РАН, desa-93@mail.ru Колубаев Евгений Александрович, д.т.н., проф. РАН, дир. ИФПМ СО РАН, eak@ispms.ru
