CC BY
51
УДК 621.791
Материаловедение
ВЛИЯНИЕ МИКРОГЕОМЕТРИИ ПОВЕРХНОСТИ НА КИНЕТИКУ РАЗВИТИЯ КОНТАКТА ПРИ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ТЕРМОДЕФОРМАЦИОННОЙ ОБРАБОТКЕ ТИТАНА В.В. Пешков, С.В. Сафонов, А.Б. Булков, А.И. Стрыгин, Д.Н. Балбеков
На основании экспериментальных исследований, выполненных на образцах из титанового сплава с модельными выступами, имитирующими шероховатость реальных поверхностей, показано, что фактором, влияющим на развитие процесса сварки и качество диффузионного соединения, является микроструктура свариваемых заготовок и чистота обработки их поверхностей. В результате обработки экспериментальных данных и результатов физикоматематического моделирования процесса образования физического контакта установлено, что в качестве интегральной характеристики развития контакта между соединяемыми заготовками в условиях диффузионной сварки можно использовать некоторую постоянную і*, имеющую размерность времени
Ключевые слова: диффузионная сварка, титановые сплавы, физический контакт, чистота обработки поверхности, математическое моделирование
Одним из видов термодеформационной обработки является диффузионная сварка. Согласно работам [1-3 и др.] при диффузионной сварке титановых сплавов с низкоинтенсивным силовым воздействием процессом, контролирующим формирование соединения, является развитие физического контакта.
Одним из факторов, влияющих на кинетику развития физического контакта, является чистота обработки контактных поверхностей, которую можно характеризовать, например, углом в между образующей микровыступа и его основанием. В работе [4] рассмотрены модели расчетов длительности “сглаживания” микронеровностей в условиях ползучести, согласно которым изменение угла в в 10 раз должно сопровождаться изменением длительности образования контакта в 100 раз.
В работе [5] для оценки длительности образования физического контакта приводится выражение, в котором форма микронеровностей на контактных поверхностях учитывается коэффициентом, изменяющимся от 0,3 до 0,7, при этом длительность образования контакта за счет этого фактора может изменяться не более чем в 10 раз.
В работах [1-3, 6 и др.] приводятся экспериментальные данные по кинетике развития физического контакта в условиях диффузионной сварки, но они носят частный характер и не позволяют выполнить систематический анализ по влиянию
Пешков Владимир Владимирович - ВГТУ, д-р техн. наук, профессор, e-mail: otsp@vorstu.ru
Сафонов Сергей Владимирович - ВГТУ, канд. пед. наук, доцент, тел. 8(473) 278 38 84
Булков Алексей Борисович - ВГТУ, канд. техн. наук, доцент, e-mail: otsp@vorstu.ru
Стрыгин Александр Иванович - ОАО КБХА, начальник отдела, тел. 8(473) 278 38 84
Балбеков Дмитрий Николаевич - ВГТУ, аспирант, тел. 8(473) 278 38 84
технологических параметров сварки на процесс формирования диффузионного соединения.
Поэтому целью данной работы являлось установление закономерностей влияния микрогеометрии поверхности на кинетику развития физического контакта. Исследования проводили на образцах, на контактных поверхностях которых микровыступы моделировались в виде фигур, имеющих геометрически правильную форму, например, треугольников.
В экспериментах использовали цилиндрические образцы диаметром 16 мм и высотой 30 мм из сплава ВТ 14, имеющего в исходном состоянии глобулярную микроструктуру. Другую часть образцов для получения крупнозернистой пластинчатой микроструктуры отжигали при 1000 0С в среде аргона.
Контактные поверхности одной партии образцов были полированными (Яа составляло от 0,01 до 0,03 мкм), а другой - обработаны на токарном станке, при этом эквидистантно расположенные микровыступы с шагом 0,1 мм имели в сечении форму треугольника с углом между образующей и основанием в = 150, 30°, 450, 600 (соответственно с углом между образующими а = 1500, 1200, 900, 600). Такие образцы получали совместным точением их в специальном приспособлении, что обеспечивало одинаковую обработку. Угол в изменяли за счет угла заточки резца.
Исследовали три варианта сочетания микроструктур свариваемых образцов: I вариант - оба образца имели исходную глобулярную (мелкозернистую) микроструктуру; II вариант - оба образца имели крупнозернистую пластинчатую микроструктуру; III вариант - образец, контактная поверхность которого обрабатывалась точением, имел крупнозернистую пластинчатую микроструктуру, а образец с полированной контактной поверхностью имел глобулярную микроструктуру (рис. 1).
М3 КЗ КЗ
іАЛААЛЛу кЛАЛЛАЛ/ ^ЛЛЛЛЛЛу
М3 КЗ М3
а б в
Рис. 1. Сочетания микроструктур свариваемых образов: I вариант - а; II вариант - б; III вариант - в
Площадь образовавшегося физического контакта определяли по фрактограммам с поверхностей разрушения сваренных образцов "полированный -точеный" (рис. 2).
По результатам экспериментальных исследований строили кинетические зависимости ¥отн = ф(т), (Ротн = Рк/¥н , где Еотн - относительная площадь физического контакта; Ек - площадь образовавшегося контакта; ¥н - номинальная площадь контакта поверхности образца).
Рис. 2. Типичный вид фрактограммы с поверхности разрушения образов поверхность одного из которых полированная, а другая точеная, *150
Исследование процесса развития деформации в зоне контакта при диффузионной сварке выполнялось с помощью математического моделирования численными методами (методом конечных элементов). В качестве среды численного моделирования использовался программный продукт АК8У8/ББ 10.
Задача моделирования заключалась в определении напряженно-деформированного состояния (НДС) в объемах свариваемых заготовок с учетом микроструктуры и геометрии микровыступов.
При анализе процессов деформации предполагалось, что шероховатость поверхности можно представить в виде достаточно протяженных выступов. Исходя из того, что длина выступов шероховатости значительно больше других размеров расчеты выполнялись для плоского напряженного состояния.
Расчетная модель представляет собой один выступ шероховатости соединенный контактом с плоской поверхностью сопряженной детали. Размер деталей по высоте принят таким, чтобы исключить влияние граничных условий на распределение напряжений и деформаций в контакте (Н > 10Н, Н -общая высота образца, Н - высота выступа). На боковых границах модели заданы условия симметрии
(перемещения по оси х равны нулю), нижняя граница принята неподвижной.
Считаем, что в условиях диффузионной сварки после введения поверхностей деталей в контакт практически сразу происходит их схватывание, поэтому при задании опций контакта указано, что после вступления поверхностей в контакт проскальзывание не происходит.
Упругие, пластические деформации и деформации ползучести вычисляются независимо на основе текущего напряженного состояния, но не на основе друг друга. В соответствии с обобщенным принципом наложения составляющих деформаций и напряжений различных типов общая деформация вычисляется по формуле:
е= £е + £р + е , (1)
где ее, ер - деформации мгновенной упругости и мгновенной пластичности соответственно, ес - деформации ползучести.
Механические свойства материалов, относящиеся к упругой и пластической деформации, приняты по данным источников [1, 2, 7], законы ползучести определены экспериментально.
Для выполнения анализа используем закон ползучести в виде
е = С1аСг е~С3 Т , (2)
где а - эквивалентное напряжение по Мизесу; Т - абсолютная температура; Сь С2, С3 - эмпирические константы.
Экспериментальные данные для сплава ВТ 14 в интервале температур ниже окончания а+в^в -превращения хорошо описываются уравнениями: глобулярная (мелкозернистая) микроструктура
е = 1,40• 104 -а1’2е“205000/КТ, (3)
мз 7 ? \ /
крупнозернистая пластинчатая микроструктура
ёъ = 4,0 -108 - а2,8е-362000/КТ, (4)
а в интервале температур выше окончания а+в^в -превращения
емз = 1,44 -а2’5е“130000/ КТ . (5)
Сеточные модели приведены на рис. 3. В областях с повышенным градиентом напряжений -вдоль профиля выступа - выполнено измельчение сетки для повышения точности расчетов и улучшения сходимости задачи.
а б
Рис. 3. Сеточные модели задачи: а - 600, б - 1500
Проверка модели осуществлялась путем сопоставления экспериментально построенных зависимостей Готн = ф(т) с расчетными. Разница в величинах физического контакта, определенных расчетным и экспериментальным путем не превышает 5 %, что свидетельствовало об адекватности разработанной модели.
Экспериментально полученные зависимости по кинетике развития контакта при температурах 900 и 1000 0С, давлениях: 2,0 МПа (для I и III вариантов сочетания микроструктур образцов) и 10,0 МПа (для
II варианта сочетания микроструктур образцов) приведены на рис. 4.
Из этих данных видно, что зависимости Готн = ф(т) имеют затухающий характер и при температуре испытания 900 0С (ниже окончания фазового а+в ^ в - превращения) существенно зависят как от микрогеометрии контактных поверхностей (характеризуемой углом в), так и от исходной микроструктуры свариваемых образцов. При температуре испытания 1000 0С (выше окончания фазового а+в ^ в - превращения) исходная микроструктура образцов не влияет на кинетику развития физического контакта. При 900 0С и давлении 2 МПа наиболее интенсивно развитие контакта происходит между образцами с I вариантом сочетания микроструктур (рис. 4, а) и значительно медленнее - между образцами со II вариантом сочетания микроструктур. Поэтому анализ кинетики развития контакта между образцами с пластинчатой микроструктурой проводили при давлении 10 МПа (рис. 4, б).
Из данных, приведенных на рис. 4 следует, что во всех случаях увеличение угла в сопровождается уменьшением относительной площади образующегося контакта при прочих одинаковых технологических параметрах, хотя степень этого уменьшения различна. Так, наименьшее влияние изменение угла в на развитие относительной площади контакта наблюдается при использовании образцов с III вариантом сочетания микроструктур (рис. 4, в).
Это можно объяснить тем, что развитие физического контакта в этом случае происходит в большей степени не за счет смятия микровыступов (имеющих большое сопротивление высокотемпературной деформации), а за счет деформации плоской поверхности образца с глобулярной мелкозернистой структурой.
Результаты моделирования процесса развития напряжений и деформаций в зоне контакта в зависимости от величины угла между образующей микровыступа и его основанием в приведены на рис. 5, 6.
Рассмотрены две геометрические схемы: с углом раскрытия конуса 600 (в =600), что соответствовало качеству поверхности с достаточно грубой обработкой и 1500 (в =150), соответствующей шероховатости поверхности после чистового точения при одинаковом шаге микровыступов.
Рис. 4. Кинетика развития контакта при 900 0С - а, б, в и 1000 0С - г; углах в, град: 1 - 15, 2 - 30,3 - 45, 4 - 60; давлении, МПа: 2,0 - а, в, г и 10,0 - б; вариантах сочетания микроструктур: а, г - I; б - II; в - III
а б
в г
Рис. 5. Кинетика изменения эквивалентных
напряжений при Т = 900 0С; р = 2 МПа; I варианте сочетания микростуктур образцов: в = 150 - а, б; в = 600 - в, г; в течение: а, в - 100 с; б, г - 900с
в г
Рис. 6. Кинетика изменения эквивалентных деформаций при Т = 900 0С; р = 2 МПа; I варианте сочетания микростуктур образцов: в = 150 - а, б; в = 600 - в, г; в течение: а, в - 100 с; б, г - 900с
Для рассмотренных моделей заметно различие в распределении напряжений по сечению в зависимости от формы микровыступа. В случае большого угла при вершине микровыступа (в) область повышенных напряжений располагается в непосредственной близости от зоны контакта, увеличение ее размеров с течением времени сварки незначительно. По мере уменьшения угла поле повышенных напряжений распространяется по сечению, захватывая объем материала детали в основании выступа.
Исходя из результатов анализа, разницу в скорости образования физического контакта можно объяснить двумя факторами: локальным деформационным упрочнением материала выступов шероховатости в зоне контакта и формированием напряженного состояния неблагоприятного для развития деформации выступа.
Первый фактор связан с тем, что при сжатии образцов с большим углом выступа (в) начальный контакт происходит по меньшей площади. Высокие напряжения в контакте вызывают значительную деформацию на узком участке поверхности, сопровождаемую деформационным упрочнением материала. Напротив, для образцов с малым углом в деформационное упрочнение заметно меньше и материал в этой зоне оказывает меньшее сопротивление дальнейшей пластической деформации.
Второй причиной пониженной скорости развития физического контакта для образцов с большими углами выступа в является пониженная скорость деформации тела выступа, связанная с распределением напряжений по сечению.
При осадке выступа по высоте происходит течение металла в поперечном направлении (рис. 7). В
соответствии с принципом наименьшего сопротивления деформированию металл движется перпендикулярно периметру сечения. Для выступа с малым углом при вершине (а) это направление практически параллельно поверхности контакта и не может оказывать значительного влияния на увеличение его площади.
Рис. 7. Схема течения металла при деформации выступов с различными углами в
В случае если угол а более 1500 перемещение металла вследствие поперечной раздачи выступа происходит практически вертикально, что должно способствовать увеличению контактной площади. При этом перемещение деформируемого металла будет происходить путем обтекания мертвой зоны и образования новых участков контактной поверхности.
В простейшем приближении скорость развития относительной площади физического контакта в изотермических условиях может быть описана выражением:
dFomH /d т = (1 - FomH)/t*, (6)
где t* - постоянная, имеющая размерность времени и отражающая кинетические свойства процесса развития физического контакта (его запаздывания), являющаяся функцией чистоты обработки контактных поверхностей и микроструктуры материала.
Решение уравнения (6) при FomH = 0 и т = 0 имеет вид:
FomH = 1 - е-ТЛ*. (7)
После логарифмирования этого выражения получим уравнение:
ln(1 - FomH) = - т/t*, (8)
которое в координатах ln(1 - FomH) - т является уравнением прямой линии. Построение опытных данных (приведенных на рис. 4) в этих координатах позволяет определить численные значения постоянной t* для изучаемого процесса, как котангенс угла наклона прямых к оси абсцисс ln(1 - FomH) = ф(т) (рис. 8).
Зависимость найденных значений постоянной t* от угла в приведена на рис. 9.
Такой ход кривых t* = ф(в) может быть аппроксимирован зависимостями вида:
t* = t0* + ковт , (9)
где t0* - численное значение постоянной при в = 0; к0 - коэффициент пропорциональности; в -угол между образующей модельного выступа и основанием; т - показатель степени.
Это уравнение прямой линии в координатах ln(t*-t0*) - 1пв. Для построения зависимостей ln(t*-t0*)=ç(fi) численные значения t0* могут быть найде-
ны путем экстраполяции экспериментальных данных в область значений в~0 (рис. 9).
Найденные таким образом значения ї0* составили для 900 0С и вариантов сочетания микрострук-
тур: I - 1,9103 с ; II - 4,3 • 103 1000 0С - 1,8103 с.
с; III - 4,9-10 с; для
Рис. 8. Зависимости 1п(1 - Готн) = ф(т). Обозначения соответствуют рисунку 4
г,ыо3
12 -
10
*2
> ,3
А -и
У /
О 15 30 45 60 Дград
Рис. 9. Зависимости ї*=ф(в) при температурах, 0С: 900 - 1,2,3; 1000 - 4; и вариантах сочетания микроструктур образцов: 1, 4 - I; 2 - II; 3 - III
Для определения численных значений к0 и т выражение (9) можно представить в виде:
Іп(і*-і0*) = 1п к0 + т• 1пв.
На рис. 10 приведены экспериментальные данные, которые достаточно хорошо ложатся на
прямые линии, описываемые уравнениями для вариантов сочетания микроструктур образцов и температуры 900 0С (ниже окончания полиморфного превращения):
I вариант - /я(^*-/0*)= 0,79 + 2-/пР,
II вариант - /я(^*-/0*)= -0,29 + 2,3/яД
III вариант - /я(^*-/0*)= 1,15 + 1,7 /яв,
для температуры 1000 0С (выше окончания полиморфного превращения):
/п(?-г0*)= 1,22 + 1,8/яв.
Рис. 10. Зависимости /я(£*-£0*)=ф(в) для температур, 0С: 900 - а, б, в; 1000 - г при вариантах сочетания микроструктур: I - а, г; II - б; III - в и давлениях, МПа: 2 - а, в, г; 10,0 - б
Отсюда следует, что коэффициенты пропорциональности к0 и показатели степени т в уравнении (9) имеют следующие значения:
- для 900 0С
Вариант структуры I II III IV
т 2,0 2,3 1,7 2,1
к0 2,2 0,75 3,15 2,3
- для 1000 0С: т = 1,8 и к0 = 3,4.
Таким образом, проведенные исследования показали, что в качестве интегральной характеристики развития контакта между соединяемыми заготовками в условиях диффузионной сварки можно использовать некоторую постоянную ї*, имеющую размерность времени и отражающую кинетические свойства процесса, при этом с увеличением угла в (между образующей микровыступа и его основанием) величина ї* возрастает, увеличивается время, необходимое для образования физического контакта - Тф (тф -3-ї*).
Литература
1. Каракозов Э.С. Диффузионная сварка титана /
Э.С. Каракозов, Л.М. Орлова, В.В. Пешков. В.И. Григорьевский. - М.: Металлургия, 1977. - 272 с.
2. Бондарь А.В. Диффузионная сварка титана и его сплавов // А.В. Бондарь, В.В. Пешков, Л.С. Киреев, В.В. Шурупов. - Воронеж: ВГУ, - 1998. - 256 с.
3. Петренко В.Р. Металловедение диффузионной сварки титана / В.Р. Петренко. - М.: технология машиностроения. - 2005. - 315 с.
4. Гельман А.С. Основы сварки давлением / А.С. Гельман. - М.: Машиностроение, 1970. - 312 с.
Воронежский государственный технический университет ОАО «Конструкторское бюро химавтоматики», г. Воронеж
EFFECT OF THE SURFACE MICROGEOMETRY ON THE KINETICS DEVELOPMENT OF CONTACT WITH HIGH TEMPERATURE DEFORMATION PROCESSING OF TITANIUM V.V. Peshkov, S.V. Safonov, A.B. Bulkov, A.I. Strygin, D.N. Balbekov
Based on experimental studies performed on samples of titanium alloy model projections to simulate the roughness of real surfaces, it is shown that the factor in the development of the welding process and the quality of the connection diffusion is the microstructure of the welded blanks and purity of processing of their surfaces. As a result of processing the experimental data and results of physical and mathematical modeling of the process of formation of physical contact is established that, as an integral characteristic of the contact between the joined workpieces in diffusion welding, you can use some constant t*, which has the dimension of time
Key words: diffusion bonding, titanium alloys, temperature, physical contact, purity of processing of surfaces, mathematical modeling
5. Мазур А.И. Процессы сварки и пайки в производстве полупроводниковых приборов // А.И. Мазур, В.П. Алехин, М.Х. Шоршов. - М.: Радио и связь. - 1981.-224 с.
6. Каракозов Э. С. Расчет площади контакта при сварке металлов в твердой фазе / Э.С. Каракозов, Ю.В. Мякишев, В.А. Петросян и др. // Сварочное производство.
- 1973. - №2. - С. 50 - 51.
7. Булков А.Б. Анализ процесса деформации металла в зоне соединений при диффузионной сварке титановых оболочковых конструкций / А.Б. Булков, В.В. Пешков, В.Р. Петренко, Д.Н. Балбеков // Сварочное производство.
- 2011. - №11. - С. 20 - 25.
