CC BY
12
УДК 621.791.14
Влияние ультразвукового воздействия на морфологию границы раздела и прочность биметаллического соединения титанового и алюминиевого сплавов, полученного при помощи сварки
трением с перемешиванием
11 12 С.А. Ермакова , А.А. Елисеев , Е.А. Колубаев , Д.В. Ермаков
1 Институт физики прочности и материаловедения СО РАН, Томск, 634055, Россия 2 Национальный исследовательский Томский политехнический университет, Томск, 634050, Россия
В исследовании найдены закономерности формирования границы раздела в биметаллах, полученных из титанового сплава ВТ1-0 и алюминиевого сплава АМг5 при помощи сварки трением с перемешиванием, в том числе с ультразвуковым воздействием. Сварка выполнена внахлест со стороны титанового сплава. Проанализированы геометрические характеристики шва, такие как ширина шва, глубина погружения инструмента, суммарная площадь дефектов в поперечном сечении и морфология границы раздела разнородных слоев. Исследования показали, что применение ультразвукового воздействия во время сварки интенсифицирует перемешивание титана и алюминия в соединении и усложняет морфологию границы раздела между ними, что обычно приводит к упрочнению соединения. Показано, что этот эффект при низкой аксиальной нагрузке может нивелировать антифрикционный эффект. Экспериментально показано, что использование ультразвукового воздействия в процессе сварки трением с перемешиванием позволяет достичь прочности биметаллического соединения до 87 % от прочности алюминиевого сплава.
Ключевые слова: сварка трением с перемешиванием, титановый сплав, алюминиевый сплав, механические свойства, ультразвуковое воздействие
DOI 10.55652/1683-805X_2022_25_5_114
Effect of ultrasound on interface morphology and strength of titanium and aluminum alloys joints produced by friction stir welding
S.A. Ermakova1, A.A. Eliseev1, E.A. Kolubaev1, and D.V. Ermakov2
1 Institute of Strength Physics and Materials Science SB RAS, Tomsk, 634055, Russia 2 National Research Tomsk Polytechnic University, Tomsk, 634050, Russia
The interface formation mechanisms were investigated in bimetals of commercially pure titanium alloy and aluminum alloy 5056 produced by friction stir welding, including with ultrasonic assistance. The alloys were welded in the lap joint configuration with the titanium plate on top of the aluminum one. Macrostructural geometric characteristics were analyzed such as the weld width, plunge depth, total cross-sectional area of defects, and complexity of the interface morphology between dissimilar layers. It was shown that the use of ultrasound during welding enhances the stirring of titanium and aluminum in the joint and makes their interface more complex, due to which the weld strength usually increases. This effect at low axial load can outweigh the antifriction effect. Experiments showed that ultrasonic-assisted friction stir welding provides the joint strength up to 87% of the aluminum alloy strength.
Keywords: friction stir welding, titanium alloy, aluminum alloy, mechanical properties, ultrasonic assistance
1. Введение
Биметаллические материалы перспективны для применения в автомобилестроении, судостроении и аэрокосмической промышленности, поэтому
разработка научно обоснованных подходов к их получению в последнее время вызывает все больший интерес у исследователей. Биметаллы титан-алюминий имеют уникальные свойства, такие как
© Ермакова С.А., Елисеев А.А., Колубаев Е.А., Ермаков Д.В., 2022
высокая удельная прочность, термостойкость и стойкость к окислению [1]. Однако такие материалы трудно получить из-за значительных различий в температурах плавления, теплопроводности, коэффициентах теплового расширения и удельной теплоемкости титана и алюминия. Использование традиционных плавящих методов сварки для получения биметаллов титан-алюминий приводит к укрупнению зерна в зоне шва, а также слабой адгезии между титаном и алюминием [2]. В полученных сварных швах образуются хрупкие интер-металлиды системы Al-Ti, которые разупрочняют соединение. Также на границе раздела разнородных слоев формируются высокие напряжения, что вызвано различием приведенных выше термодинамических свойств сплавов [3, 4].
Одна из возможностей избежать упомянутых недостатков при получении биметаллов титан-алюминий — это использование сварки трением с перемешиванием (СТП), которая происходит без плавления материала. В процессе СТП материалы механически перемешиваются при высокой температуре, поэтому материал соединения представляет собой механическую смесь свариваемых компонентов [5]. Тем не менее между разнородными слоями происходит диффузия и образуются интер-металлиды, но они уже не так сильно разупрочня-ют соединение, как при сварке плавлением [6]. Наиболее часто сварка производится внахлест со стороны алюминия. Поскольку традиционные сварочные инструменты из инструментальных сталей сильно изнашиваются при контакте с титаном, глубина погружения в нижний титановый слой при такой схеме обычно не превышает 0.1 мм. Это часто приводит к образованию сплошного слоя ин-терметаллидов на границе раздела разнородных материалов [7]. Кроме того, материалы слабо перемешиваются друг с другом, поэтому площадь контакта между верхним и нижним листом в сформированном сварном шве очень маленькая.
Нивелировать эти недостатки удается путем сварки со стороны титана при помощи инструмента из жаропрочного суперсплава ЖС6У [8]. В сочетании с большой глубиной погружения и высокой нагрузкой это может привести к улучшению перемешивания и повышению прочности соединения. Также увеличить прочность сварного шва может подведение ультразвуковых колебаний в процессе сварки. Ультразвуковое воздействие на материал в процессе сварки активирует акустопластический эффект, который способству-
ет перемешиванию компонентов [9]. Известно, что подведение ультразвуковых колебаний в заготовку при СТП алюминия и меди может уменьшить толщину слоя интерметаллидов на границе раздела разнородных материалов [10]. На данный момент сварка трением с перемешиванием с ультразвуковым воздействием (СТП-УЗ) таких материалов, как TiAl, изучена слабо.
Как правило, в исследованиях СТП биметаллов системы титан-алюминий исследователи ограничиваются в основном изучением образования интерметаллидов и их влияния на прочность полученных соединений [11]. Закономерности формирования макроскопической структуры соединений изучены далеко не полностью. По этой причине пока нет четких критериев для оценки структуры таких материалов. При этом если говорить об однофазных материалах, то в общем случае на прочность соединений влияют не только размер зерна в шве, объемная доля интерметалли-дов, остаточные напряжения, но также геометрические характеристики шва, например глубина погружения, ширина шва, геометрия границы раздела. Размер зерна в зоне перемешивания в случае СТП таких материалов, как правило, меняется мало [12]. Обычно, при сохранении условий теп-лоотвода, изменение технологических параметров сварки почти не влияет на размер зерна [12].
При интенсивной пластической деформации в процессе СТП в структуре материала происходит динамическая рекристаллизация и зерно значительно измельчается с последующим небольшим ростом при остывании [13]. Однако чем большей деформации подвергается материал при сварке, тем большее количество тепла в конечном счете диссипируется. Поэтому конечный размер зерна, как правило, изменяется в небольших пределах. Например, после СТП титанового сплава ВТ 1-0 размер зерна в зоне перемешивания составляет около 7± 2 мкм [14], если в процессе сварки не производилось форсированное охлаждение шва. Объемная доля интерметаллидов имеет важное значение: чем больше тепловложение в процессе СТП, тем больше интерметаллидов образуется в соединении и тем меньше его прочность [15]. При этом закономерности влияния геометрических характеристик шва на его прочность не ясны. Было показано, что основную нагрузку при испытаниях на растяжение несет на себе затянутая часть нижнего листа, так называемый «крючок» («hook») [16]. Известно, чем выше тепловложение
Образец для механических испытаний
Ультразвуковой волновод
Рис. 1. Схема сварки трением с перемешиванием биметаллов титан-алюминий и вырезки образцов для исследований
и деформация при СТП, тем больше размер этого крючка, но это верно только до определенного критического значения [17].
Целью данной работы является исследование влияния ультразвукового воздействия в процессе СТП на морфологию границы раздела и прочность соединения титанового и алюминиевого сплавов, полученного при помощи сварки трением с перемешиванием.
2. Материалы и методы исследования
Для сварки трением с перемешиванием были использованы листовой прокат титанового сплава ВТ1-0 толщиной 2.5 мм и алюминиевого сплава АМг5 толщиной 2.5 мм. Сварка производилась внахлест со стороны титанового сплава. Для сварки использовался инструмент из жаропрочного
никелевого суперсплава ЖС6У. Диаметр плеч инструмента составлял 20 мм, диаметр кончика пина 3 мм, длина пина 2.8 мм, угол конуса пина 30°.
Сварные соединения получали с использованием лабораторной установки для экспериментальных исследований технологических режимов сварки трением с перемешиванием. Схема сварки приведена на рис. 1. Параметры процесса сварки выбирались исходя из предыдущих исследований [8]. Для уменьшения тепловыделения была уменьшена скорость вращения инструмента, но при этом увеличена нагрузка, чтобы увеличить адгезию между материалами без существенного изменения тепловыделения. Технологические параметры сварки приведены в табл. 1. Часть образцов была сварена с ультразвуковым воздействием (УЗВ) в процессе СТП. Приложение ультразвуко-
Таблица 1. Технологические параметры сварки трением с перемешиванием, используемые в работе
Режим Скорость вращения инструмента, об/мин Скорость подачи, мм/мин Аксиальная нагрузка на инструмент, кг УЗВ
1 550 120 1800 -
2 450 90 1400 -
3 450 90 1800 -
4 350 120 1800 -
5 650 90 1400 -
6 450 150 2000 -
7 550 180 2000 -
8 650 90 1400 +
9 550 120 1800 +
10 450 90 1800 +
11 650 90 1800 +
Рис. 2. Металлографические изображения макроструктуры соединений: СТП-соединение, полученное по режиму № 1 (а); СТП-УЗ-соединение, полученное по режиму № 8 (б). ЗП — зона перемешивания (цветной в онлайн-версии)
вого воздействия к заготовке осуществлялось посредством жесткого закрепления магнитострик-ционного преобразователя на свободном крае заготовки (рис. 1). Частота ультразвуковых колебаний составляла 21.6 кГц. Мощность ультразвукового воздействия составляла 0.9 кВт.
Для исследования микроструктуры полученных биметаллов вырезали образцы размерами 25 х 5 х 4 мм в сечении, перпендикулярном направлению сварки, и приготовляли плоскопараллельные шлифы (рис. 1). Поверхность шлифов подвергалась полировке и травлению при помощи реагента Келлера, водного раствора плавиковой кислоты 2 % и водного раствора азотной кислоты 40 %. Микроструктура сварных соединений исследована при помощи светового микроскопа Альтами МЕТ-1С и растрового электронного микроскопа (РЭМ) Мюго1хас БМ3000.
Испытания сварных соединений на квазистатическое растяжение проводили на испытательной машине УТС 110М-100 при комнатной температуре. В процессе испытаний скорость перемещения траверсы составляла 1 мм/мин. Для ме-
ханических испытаний изготавливали образцы шириной 8.0 ± 0.1 мм, вырезанные в поперечном сечении шва (рис. 1). Фактически, испытание при такой конфигурации образца происходит на сдвиг. Прочность таких соединений обычно оценивают в ньютонах [6]. Для сравнения прочности сварных соединений с прочностью алюминиевого сплава как наименее прочного материала в составе биметалла были изготовлены и испытаны аналогичные по форме и размерам образцы из сплава АМг5.
3. Результаты и обсуждение
На рис. 2 приведены металлографические изображения макроструктуры биметаллов в поперечном сечении. В полученных соединениях выявляется только одна структурная зона, характерная для соединения СТП, — зона перемешивания, которая непосредственно контактирует с рабочим инструментом при сварке и практически повторяет его форму (рис. 2). Соединение разнородных слоев происходит в нижней части зоны перемешивания, где образуется развитая граница разде-
Таблица 2. Геометрические характеристики макроструктуры соединений и результаты испытаний на прочность
Режим Ширина шва, мм Глубина погружения, мм Длина границы раздела, мм Сложность морфологии границы раздела С Площадь дефектов, мм2 Усилие при разрушении, Н
1 4.06 ± 0.05 0.43 ± 0.09 8.0 ± 0.02 1.43 0.21 ± 0.02 2854 ± 3
2 4.07 ± 0.09 0.23 ± 0.08 5.0 ± 0.20 1.43 0.19 ± 0.04 2452±65
3 4.70 ± 0.07 0.18 ± 0.09 6.7 ± 0.30 1.44 0.64 ± 0.06 3172± 94
4 4.71 ± 0.03 0.46 ± 0.06 6.2 ± 0.60 1.31 0.29 ± 0.04 2237±156
5 4.44 ± 0.08 0.46 ± 0.06 6.3 ± 0.60 1.43 0.51 ± 0.03 3392 ± 3
6 4.09 ± 0.08 0.36 ± 0.09 5.9 ± 0.90 1.22 0.14 ± 0.02 3004±25
7 4.27 ± 0.06 0.37 ± 0.08 6.1 ± 0.70 1.13 0.83 ± 0.05 2527± 64
8 4.05 ± 0.05 0.31 ± 0.02 10.7 ± 0.60 1.97 0.66 ± 0.06 3441±50
9 3.75 ± 0.03 0.21 ± 0.06 7.3 ± 0.70 2.68 0.51 ± 0.04 3969±195
10 3.76 ± 0.04 0.39 ± 0.02 6.5 ± 0.40 1.76 0.34 ± 0.03 3321±171
11 4.34 ± 0.05 0.26 ± 0.06 7.5 ± 0.50 1.74 0.18 ± 0.02 3001±260
ла. В соединениях сформировались макроскопические дефекты (несплошности), они наблюдаются преимущественно в нижней части зоны перемешивания. Также при травлении поверхности шлифов выявляются слои интерметаллидов, которые выглядят как несплошности на металлографических изображениях. Данные объекты были обнаружены ранее, и отличить их от несплошнос-тей можно при сопоставлении металлографических и РЭМ-изображений по фазовому контрасту [18].
В качестве критериев для оценки макроструктуры в данной работе выбраны ширина шва, глубина погружения инструмента в нижний алюминиевый лист, суммарная площадь дефектов в поперечном сечении и морфология границы раздела. Зона перемешивания в целом повторяет форму инструмента, но ширина шва всегда больше диаметра инструмента. Чем интенсивнее происходит перемешивание, тем больше материала захватывает инструмент. При сильной адгезии между инструментом и свариваемым материалом (из-за увеличения аксиальной нагрузки) ширина шва может заметно превышать диаметр инструмента. Увеличение ширины шва может способствовать росту прочности сварного соединения, поскольку увеличивается область контакта разнородных слоев.
Глубина погружения инструмента может изменяться в зависимости от параметров СТП. Несмотря на то что инструмент имеет плечи с большим диаметром, которые упираются в верхнюю поверхность заготовки, они могут незначительно погрузиться в заготовку при сильном нагреве. Та-
ким образом глубина погружения инструмента может увеличиться на 0.1-0.2 мм. Кроме того, при сварке движение материала вокруг инструмента организовано сложным образом — помимо кругового движения материала также есть восходящие потоки материала за инструментом и нисходящие потоки перед инструментом, а под пином инструмента происходит квазитурбулентное течение материала, т.е. чем сильнее перемешивается материал, тем больше инструмент может захватывать материала, что может привести к увеличению глубины погружения и увеличению прочности соединения.
Морфологию макроскопической границы раздела, формируемой в соединениях и явно выявляемой даже при металлографических исследованиях, можно охарактеризовать численно, введя критерий — аналог фрактальной размерности. Сложность морфологии границы раздела С определяется как отношение длины линии границы раздела Ь к ее проекции, т.е. ширине шва Ь0:
с=Ь.
Ь0
(1)
Пример определения границы раздела Ь приведен на рис. 2, б (штриховая линия). Значения этого параметра для разных режимов сварки приведены в табл. 2.
На РЭМ-изображениях, полученных в режиме обратнорассеянных электронов, наблюдаются слои разнородных материалов в области соединения, которые отличаются по контрасту (рис. 3). Титановый сплав ВТ 1-0 представлен в более светлых оттенках серого, а алюминиевый сплав АМг5 — в более темных. Соединение представляет собой
Рис. 3. РЭМ-изображения границы раздела соединений: СТП-соединение, полученное по режиму № 6 (а); СТП-УЗ-со-единение, полученное по режиму № 8 (б); механически смешанный слой в соединении, полученном по режиму № 8 (в)
механическую смесь титанового и алюминиевого сплавов. Энергодисперсионный анализ материала в механически смешанных слоях показал наличие интерметаллидов Л12Т и Л13Т1. В работе [11] наблюдались аналогичные закономерности формирования интерметаллидных фаз в соединениях титана и алюминия. Визуально изменение технологических параметров сварки и ультразвуковое воздействие повлияли на перемешивание и геометрические параметры зоны перемешивания и границы раздела. Результаты измерения геометрических характеристик макроструктуры для всех режимов суммированы в табл. 2. Также в табл. 2 приведена суммарная площадь дефектов (не-сплошностей) в поперечном сечении, которая была измерена с использованием РЭМ-изображений.
В результате анализа макроструктуры не было выявлено влияние скорости вращения инструмента, аксиальной нагрузки и скорости подачи на ширину шва, глубину погружения и количество дефектов. Однако было обнаружено, что ультразвуковое воздействие в процессе сварки приводит к уменьшению ширины шва на 8-20 % и увеличению сложности морфологии границы раздела на 22-87 % (табл. 2).
Результаты испытаний на прочность (табл. 2) показали, что наибольшей прочностью обладают образцы, полученные по режиму № 9 с ультразвуковым воздействием. Прочность данных образцов составила 87 % от прочности алюминиевого сплава АМг5. Важно отметить влияние значения параметра С для этих образцов. Образцы, полученные при ультразвуковом воздействии, разрушались,
как правило, по основному металлу сплава АМг5 (рис. 4, б). Также на стороне титанового слоя обнаруживалась трещина по границе зоны перемешивания. Разрушение образцов, полученных без ультразвукового воздействия, происходило по границе раздела (рис. 4, а).
В целом влияние ультразвукового воздействия оценивается как положительное, но сравнение прочности (рис. 5) при разных режимах сварки показало, что воздействие ультразвука проявляется по-разному при разных условиях сварки. Например, при режиме сварки № 9 ультразвуковое воздействие позволило увеличить прочность соединения на 39 %, по сравнению с прочностью образцов, полученных по режиму № 1 с такими же параметрами сварки, но без ультразвукового воздействия. Однако при режиме № 8 ультразвуковое воздействие не привело к значительному увеличению прочности по сравнению с соединениями, полученными по режиму № 5 с такими же параметрами сварки, но без ультразвукового воздействия. Влияние ультразвука при СТП может быть описано с точки зрения двух физических эффектов — акустопластического и антифрикционного. Акустопластический эффект улучшает перемешивание компонентов биметалла, что приводит к упрочнению [9]. Антифрикционный эффект приводит к уменьшению коэффициента трения между контактными поверхностями, что ухудшает адгезию [19]. Таким образом, два этих эффекта конкурируют между собой. Повышение нагрузки позволяет уменьшить антифрикционный эффект и увеличить прочность, т.к. улучшается адгезия материалов.
Рис. 4. Внешний вид образцов после разрушения: СТП-соединение, полученное по режиму № 3 (а); СТП-УЗ-соедине-ние, полученное по режиму № 9 (б)
Анализ макроструктуры и результатов механических испытаний показал, что прочность соединений прямо пропорционально зависит от параметра С (рис. 6). Коэффициент детерминации Я2 = 0.62. Такая точность низка, для того чтобы говорить об удовлетворительной аппроксимации, но это связано с тем, что сложность границы раздела — не единственный фактор, влияющий на прочность. В частности, в режимах 1-3 и 5 почти одинаковое значение параметра сложности мор-
фологии границы раздела, но прочность сильно отличается. С шириной шва, глубиной погружения и количеством дефектов прочность никак не коррелирует. Однако можно видеть связь прочности с тепловыделением. Согласно классическим представлениям, тепловыделение при сварке трением с перемешиванием прямо пропорционально аксиальной нагрузке и частоте вращения инструмента и обратно пропорционально скорости подачи [16]. На практике это не всегда оказывается
Рис. 5. Прочность сварных соединений
Рис. 6. Зависимость прочности соединений от параметра С. Прямая линия построена линейной аппроксимацией данных
так, поскольку, по сути, сочетание этих параметров дает только представление о суммарной энергии, которую затрачивает сварочная установка. Часть этой энергии тратится на работу по перемещению материала и разрыв межатомных связей, а другая часть — на нагрев в результате трения скольжения [16]. При перегреве же материал становится близок к жидкому состоянию и начинает работать как смазка, что ухудшает тепловыделение в результате трения. В конечном счете соотношение этих вкладов не до конца понятно. В случае же данных четырех режимов результаты трактуются однозначно — чем больше тепловыделение, тем больше прочность. Это может быть следствием взаимной термоактивируемой диффузии разнородных слоев алюминия и титана. Однако, как показано в работе [8], дальнейшее увеличение тепловыделения может привести к резкому росту доли интерметаллидов и уменьшению прочности.
4. Выводы
Изучены закономерности влияния ультразвукового воздействия в процессе СТП на морфологию границы раздела и прочность биметаллических соединений титанового сплава ВТ1-0 и алюминиевого сплава АMг5, полученных при помощи сварки трением с перемешиванием.
Экспериментально показано, что приложение ультразвуковых колебаний в процессе сварки приводит к уменьшению ширины шва на 8-20 % и увеличению сложности морфологии границы раздела на 22-87 %. Показано, что использование ультразвукового воздействия в процессе сварки трением с перемешиванием позволяет достичь прочности биметаллического соединения до 87 % от прочности алюминиевого сплава.
Благодарности
Исследование выполнено при финансовой поддержке РФФИ в рамках научного проекта № 20-32-90194.
Литература
1. Choi J.W., Liu H., Fujii H. Dissimilar friction stir welding of pure Ti and pure Al // Mater. Sci. Eng. A. -2018. - V. 730. - P. 168-176. - https://doi.org/i0. 1016/j.msea.2018.05.117
2. Dressler U., Biallas G., Alfaro Mercado U. Friction stir welding of titanium alloy TiAl6V4 to aluminium alloy AA2024-T3 // Mater. Sci. Eng. A. - 2009. -
V. 526. - P. 113-117. - https://doi.Org/10.1016/j.msea. 2009.07.006
3. Saravana Sundar A., Vishnu Vardhan T., Kumar A. Microstructural characterization of aluminium-titanium friction stir welds // Mater. Today Proc. - 2022. -V. 62. - P. 5845-5849. - https://doi.org/10.1016Zj.mat pr.2022.03.514
4. Li B., Shen Y., Luo L., Hu W. Effects of processing variables and heat treatments on Al/Ti-6Al-4V interface microstructure of bimetal clad-plate fabricated via a novel route employing friction stir lap welding // J. Alloys Compd. - 2016. - V. 658. - P. 904-913. - https:// doi.org/10.1016/j.jallcom.2015.10.288
5. Wei Y., Li J., Xiong J., Huang F., Zhang F., Raza S.H. Joining aluminum to titanium alloy by friction stir lap welding with cutting pin // Mater. Charact. - 2012. -V. 71. - P. 1-5. - https://doi.org/10. 1016/j. matchar. 2012.05.013
6. Chen Y.H., Ni Q., Ke L.M. Interface characteristic of friction stir welding lap joints of Ti/Al dissimilar alloys // Trans. Nonferr. Met. Soc. China. - 2012. -V. 22. - P. 299-304. - https://doi.org/10.1016/S1003-6326(11)61174-6
7. Yu M., Zhao H., Jiang Z., Zhang Z., Xu F., Zhou L., Song X. Influence of welding parameters on interface evolution and mechanical properties of FSW Al/Ti lap joints // J. Mater. Sci. Technol. - 2019. - V. 35. -P. 1543-1554. - https://doi.org/10.1016/j.jmst.2019. 04.002
8. Ermakova S.A., Eliseev A.A., Rubtsov V.E. Effect of feed speed on the quality of titanium-aluminum bimetal produced by friction stir welding // AIP Conf. Proc. - 2019. - V. 2167. - P. 020091. - https://doi.org/ 10.1063/1.5131958
9. Eliseev A.A., Kalashnikova T.A., Gurianov D.A., Rubtsov V.E., Ivanov A.N., Kolubaev E.A. Ultrasonic assisted second phase transformations under severe plastic deformation in friction stir welding of AA2024 // Mater. Today Commun. - 2019. - V. 21. - P. 100660. -https://doi.org/10.1016/j.mtcomm.2019.100660
10. Muhammad N.A., Wu C.S., Tian W. Effect of ultrasonic vibration on the intermetallic compound layer formation in Al/Cu friction stir weld joints // J. Alloys Compd. - 2019. - V. 785. - P. 512-522. - https://doi. org/10.1016/j.jallcom.2019.01.170
11. Chen Y.C., Nakata K. Microstructural characterization and mechanical properties in friction stir welding of aluminum and titanium dissimilar alloys // Mater. Des. - 2009. - V. 30. - P. 469-474. - https://doi.org/ 10.1016/j.matdes.2008.06.008
12. Eliseev A., Kalashnikova T., Tarasov S.Y., Rubtsov V., Fortuna S., Kolubaev E. Microstructure of fixed butt joints formed by friction stir welding on 2024T3 aluminum alloy // Key Eng. Mater. - 2016. - V. 683. -P. 203-208. - https://doi.org/10.4028/www.scientific. net/KEM.683.203
13. Mironov S., Sato Y.S., Kokawa H. Grain structure evolution during friction-stir welding // Phys. Meso-mech. - 2020. - V. 23. - No. 1. - P. 21-31. - https:// doi.org/10.1134/S1029959920010038
14. Amirov A.I., Eliseev A.A., Rubtsov V.E., Utyagano-va V.R. Butt friction stir welding of commercially pure titanium by the tool from a heat-resistant nickel alloy // AIP Conf. Proc. - 2019. - V. 2167. - P. 020016. -https://doi.org/10.1063/L5131883
15. Li B., Zhang Z., Shen Y., Hu W., Luo L. Dissimilar friction stir welding of Ti-6Al-4V alloy and aluminum alloy employing a modified butt joint configuration: Influences of process variables on the weld interfaces and tensile properties // Mater. Des. - 2014. - V. 53. - P. 838-848. -https://doi.org/10.1016Zj.matdes.2013.07.019
16. Mishra R.S., De P.S., Kumar N. Friction Stir Welding and Processing. - Cham: Springer, 2014.
17. Geyer M., Vidal V., Pottier T., Boher C., Rézaï-Aria F. Investigations on the material flow and the role of the resulting hooks on the mechanical behaviour of dissimilar friction stir welded Al2024-T3 to Ti-6Al-4V overlap joints // J. Mater. Process. Technol. - 2021. -V. 292. - P. 117057. - https://doi.org/10.1016/j.jmat protec.2021.117057
18. Chen Y., Ni Q., Ke L. Interface characteristic of friction stir welding lap joints of Ti/Al dissimilar alloys // Trans. Nonferr. Met. Soc. China. - 2012. - V. 22. -P. 299-304. - https://doi.org/10.1016/S1003-6326C11) 61174-6
19. Zhao W., Wu C., Shi L. Acoustic induced antifriction and its effect on thermo-mechanical behavior in ultrasonic assisted friction stir welding // Int. J. Mech. Sci. - 2021. - V. 190. - P. 106039. - https://doi.org/ 10.1016/j.ijmecsci.2020.106039
Поступила в редакцию 24.01.2022 г., после доработки 28.03.2022 г., принята к публикации 29.03.2022 г.
Сведения об авторах
Ермакова Светлана Александровна, мнс ИФПМ СО РАН, sae@ispms.ru Елисеев Александр Андреевич, к.т.н., нс ИФПМ СО РАН, alan@ispms.ru Колубаев Евгений Александрович, д.т.н., проф. РАН, дир. ИФПМ СО РАН, eak@ispms.ru Ермаков Дмитрий Владимирович, к.т.н., учебный мастер ТПУ, dvermakov@tpu.ru
