CC BY
17
Telegin Viktor Valerievich,
Candidate of Engineering Sciences, Associate Professor
(e-mail: vv.telegin@yandex.ru)
Lipetsk state technical University, Lipetsk, Russia
DEVELOPMENT OF THE PROCESS OF COMBINED EXTRACTION OF FORGING IN THE QFORM PROGRAM
Abstract. The article is devoted to the development of hot forming processes for the manufacture of non-symmetrical forgings in the QForm-2D/3D program based on 3D models of stamp created in Autodesk Inventor. It is assumed that the final form of forging is formed in several stages.
Keywords: hot die forging, forging, stiffness, die insert, technological transition.
ВЛИЯНИЕ ВЕЛИЧИНЫ ПОДАЧИ РАБОЧЕГО ИНСТРУМЕНТА ПРИ СВАРКЕ ТРЕНИЕМ С ПЕРЕМЕШИВАНИЕМ НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СТЫКОВЫХ СОЕДИНЕНИЙ
СПЛАВА 1565ч Феофанов Александр Николаевич, д.т.н., профессор (e-mail: feofanov.fan1@yandex.ru) ФГБОУ ВО «СТАНКИН», Россия, Москва Овчинников Виктор Васильевич, д.т.н., профессор (e-mail: vikov1956@mail.ru) Губин Антон Михайлович, аспирант (e-mail: goobin a@yahoo.com) Московский политехнический университет, Россия, Москва
В данной статье показаны результаты применения технологии сварки трением с перемешиванием для соединения прокатанных пластин термически неупрочняемого алюминиево-магниевого сплава. Процесс сварки был реализован с использованием нескольких технологических режимов. Путем анализа образцов сварного шва соответствующих режимам были выявлены особенности, учитывая которые при выборе технологических параметров можно получить оптимальные свойства. Изучение структуры ядра шва позволило выявить её характерное слоистое строение в макрообъеме металла, состоящее из рекристаллизованных зерен, разделенных большеугловыми границами. Эта структура не зависит от исходного состояния и толщины свариваемых листов, что свидетельствует о самоорганизации микроструктуры в зоне ядра, формирование которой определяется такими факторами как температура и пластическая деформация. Экспериментально установлено, что при нарушении температурно-временных параметров на границе сварного шва и основного металла локализуются дефекты в виде несплошностей, образование которых вызвано несовместностью деформации металла шва и прилегающего к нему основного материала. Эффективное сечение сварного соединения снижается в результате влияния выявленных дефектов, что показано в при анализе микроструктуры
Ключевые слова: сварка трением с перемешиванием, алюминиевый сплав 1565ч, параметры режима, подача на один оборот инструмента, структура, дефекты, несплошности, прочность.
Широко применяемые в наши дни сплавы системы А1-М£, такие как АМг3, АМг5, АМг6, АМг61 и 1565ч достаточно хорошо свариваются методами сварки плавлением [1-4], хотя не всегда удается избежать образования пор и включений тугоплавких оксидов в металле швов [5-7].
Проблем от использования сварки плавлением можно избежать применением способа сварки алюминиевых сплавов без жидкой фазы, из которых наиболее перспективным является способ сварки трением с перемешиванием (СТП, англ. [8-11]. Такой способ соединения алюминиевых сплавов получает все большее распространение за счет принципиально иной сути технологического процесса - возможности формирования сварного шва в результате пластического течения материала, обусловленного движением вращающегося инструмента по стыку свариваемых поверхностей.
Целью настоящей работы явилось изучение закономерностей формирования структуры сварного шва, полученного сваркой трением с перемешиванием, и установление корреляции между параметрами технологического процесса и качеством полученного соединения сплава 1565ч системы А1-М£.
В ряде исследований в качестве обобщающего параметра режима сварки трением с перемешиванием была предложена подача на один оборот рабочего инструмента [12-14]. Введение этого параметра позволяет сравнивать режимы сварки различных алюминиевых сплавов и пластин разной толщины из одного сплава.
Для исследования был выбран промышленный термически неупрочняе-мый деформируемый алюминиево-магниевый сплав 1565ч [15] в виде прокатанных пластин толщиной 5,0 и 8,0 мм.
Стыковые сварные пробы из листовых полуфабрикатов были изготовлены на опытно-промышленном оборудовании ЗАО «Чебоксарское предприятие «Сеспель»». Разработанная инструментальная и сборочно-сварочная оснастка показана на рисунке 1.
Ширина сварного шва определялась размером заплечника (бурта) используемого рабочего инструмента. Все образцы сварных соединений, предоставленные для данной работы (рисунок 2), были выполнены инструментами, которые формировали для пластин толщиной 5 мм шов шириной ~16 мм и для пластин толщиной 8 мм шов шириной ~20 мм. Режимы сварки опробованные для данного способа СТП приведены в таблице 1.
Рис. 2. Внешний вид сварного шва
Таблица 1 - Режимы ^ сварки (FSW) образцов сплава 1565ч
Номер режима сварки Осевое усилие прижима рабочего инструмента Р (Н) Частота вращения инструмента (ю), об/мин Скорость подачи рабочего инструмента ^св), мм/мин Подача на один оборот инструмента П, мм/об
Толщина листа 5 мм
1 21000 620 320 0,51
2 21000 620 290 0,46
3 21000 620 260 0,42
4 21000 620 230 0,37
5 21000 620 200 0,32
6 21000 620 170 0,27
Толщина листа 8 мм
7 26000 800 190 0,23
8 26000 800 160 0,20
9 26000 800 130 0,16
10 26000 800 100 0,12
11 26000 800 70 0,08
12 26000 800 40 0,05
Оценка прочности при растяжении образцов сварных соединений проводилась на испытательной машине 1пб1;гоп 5982 при комнатной температуре. Образцы для испытаний соответствовали требованиям ГОСТ 6996. Это лопатки, вырезанные поперек сварного соединения, с расположением сварного шва посередине рабочей части образцов, с шириной рабочей части 15 мм и длиной 150 мм. Значения прочности для режимов были получены из правила «3 образца на точку». Статистическая обработка проводилась в соответствии с рекомендацией [15].
Испытания на статический изгиб выполнялись на универсальной испытательной машине УТС 110М-100. Образцы для испытаний соответствовали ГОСТ 6996, тип XXVI.
Для металлографических исследований структуры сварных швов, полученных сваркой трением с перемешиванием, использовались образцы в виде параллелепипедов длиной (20-22) мм (на 2-4 мм больше ширины сварного шва), шириной (5-7) мм и высотой равной толщине свариваемых пластин. Вырезка образцов производилась дисковой фрезой по схемам, представленным на рисунке 3.
С
Рис. 3. Схемы вырезки: а-в - образцов, предназначенные для металлографических исследований поперечного сечения сварного соединения;
ДВСБ - область фрактографических исследований
Для выявления микроструктуры было выполнено химическое травление образцов в 40 % растворе ортофосфорной кислоты. Полный анализ микроструктуры производили на металлографическом микроскопе МЕТАМ ЛВ-31 в диапазоне увеличений от х50 до х200. Фрактографические исследования поверхности излома после испытаний на растяжение были выполнены при помощи электронного сканирующего микроскопа МЫБЕМ (Южная Корея).
Результаты испытаний образцов сплава 1565ч в исходном состоянии, а также после сварки по указанным режимам на статическое растяжение, а также рассчитанный коэффициент прочности сварных соединений и виды дефектов приведены в таблице 2.
Таблица 2 - Статическая прочность сварных соединений сплава 1565ч
Номер режима сварки Подача на один оборот инструмента П, мм/об Предел прочности сварного соединения сВ, МПа Коэффициент прочности соединения Тип дефекта соединения
Толщина листа 5 мм
Основной металл - 359,4 1,0 нет
1 0,51 216,3 0,61 микрополости
2 0,46 277,6 0,77 микрополости
3 0,42 348,6 0,97 нет
4 0,37 355,8 0,99 нет
5 0,32 316,3 0,88 рыхлота и поры
6 0,27 294,7 0,82 рыхлота и поры
Толщина листа 8 мм
Основной металл - 344,3 1,0 нет
7 0,23 192,8 0,56 микрополости
8 0,20 216,9 0,63 микрополости
9 0,16 316,8 0,92 нет
10 0,12 333,9 0,97 нет
11 0,08 309,7 0,90 рыхлота и поры
12 0,05 292,6 0,85 рыхлота и поры
Рис. 4. Внешний вид образцов сварных соединений после испытаний на
статическое растяжение
Вид образцов разрушенных в результате статического растяжения показан на рисунке 4. Наглядно заметно, что разрушение реализовывалось в зоне термомеханического влияния, которая относится ко всей деформируемой области и часто используется для описания любой зоны сварного шва, полученного при СТП.
Рассмотрим взаимосвязь между величиной подачи рабочего инструмента на один его оборот на прочность сварных соединений листов сплава 1565ч толщиной 5 мм. Для листов толщиной 8 мм картина практически аналогичная, за исключением того, что области конкретных значений подачи инструмента имеют более низкие значения.
Эксперименты показали, что при сварке трением листов сплава 1565ч толщиной 5 мм с величиной подачи инструмента 0,53-0,66 мм/об наблюдается формирование несплавлений, выходящих на лицевую поверхность шва (рисунок 5).
Рисунок 5. Вид лицевой поверхности шва с дефектом типа несплавление, выполненного СТП на алюминиевом сплаве 1565чМ толщиной 5 мм
при подаче инструмента 0,58 мм/об.
К основным причинам возникновения таких дефектов можно отнести:
низкая частота вращения инструмента;
высокая скорость сварки;
малый диаметр бурта инструмента;
большой диаметр наконечника инструмента;
значительное углубление на рабочей (торцевой) поверхности бурта инструмента;
недостаточное заглубление бурта инструмента в свариваемый металл;
недостаточное усилие прижатия инструмента к поверхностям свариваемых деталей в процессе сварки;
большие зазор в стыке и смещение оси стыка относительно инструмента;
необеспечение надежной фиксации свариваемых кромок.
Все соединения сваривались при одних и тех же условиях фиксации свариваемых кромок и контролируемом осевом прижатии инструмента одним и тем же инструментом, следовательно в качестве основной причины образования несплавления можно считать малую частоту вращения инструмента и высокую скорость сварки, которые объединяются в обобщенный показатель подачи инструмента.
Скорость сварки и частота вращения инструмента существенно влияют на тепловыделение в зоне сварки. При определенных соотношениях частоты оборотов инструмента и скорости его перемещения по стыку выделяемого при трении тепла может оказаться недостаточно для пластификации объема металла, необходимого для заполнения образуемой наконечником инструмента полости. Повысить степень пластификации металла можно за счет уменьшения скорости сварки или повышения частоты вращения инструмента.
Образцы, сваренные при величине подачи 0,53-0,66 мм/об даже не подвергались испытаниям по причине наличия явного дефекта, уменьшающего сечение шва и, следовательно, значение прочности.
В структуре образцов, сварка которых была выполнена с более низкими значениями скорости сварки, т.е. при более низких значениях подачи на один оборот инструмента (режимы 1 и 2) наблюдаются дефекты сварки, получившие название микрополостей. Это самый распространенный тип дефекта при СТП. 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 за инструментом.
В тоже время в отличие от несплавления данный дефект зачастую не выходит на поверхность шва (рисунок 6). В листах большей толщины этот дефект проявился значительней: у образцов толщиной 5 мм дефект в виде микрополостей обнаруживается на внешней поверхности, в то время как у образцов, толщиной 8 мм, дефект распространился вглубь, с залеганием на 1690 мкм и 2340 мкм соответственно. Зависимость показателя прочности сварного соединения от протяженности дефекта существенна, это следует из результатов испытаний образцов, сваренных по режимам 1 и 2, приведенных в таблице 2.
2ПОО , т
б В
Рис 6. Дефект типа микрополости в поперечном сечении соединения (а), а также на глубине 2,3 мм от лицевой поверхности шва (б, в).
Коэффициент прочности сварных соединений в которых присутствует дефект в виде микрополостей составляет 0,69-0,77 и имеет тенденцию к увеличению с уменьшением велиины подачи до 0,42-0,43 мм/об.
В результате послойной металлографии показано расположение дефекта в ядре шва справа по ходу движения инструмента, на границе с основным материалом. Он представляет собой пористую квазипериодическую структуру с периодом идентичным периоду кольцевой структуры на лицевой стороне шва (рисунок 6). Полости ориентированы вдоль линий пластического течения материала и представляют собой микропустоты неправильной формы.
Рисунок 7 иллюстрирует результаты фрактографии поверхности испытанного образца, расположение дефекта здесь мы видим на поверхности излома. В результате анализа поверхности разрушения видно, что прилегающий к дефекту материал имел квазихрупкий характер разрушения. Данный дефект также является концентратором напряжений при усталостной долговечности.
Снижение величины подачи рабочего инструмента до 0,37-0,42 мм/об позволяет получить бездефектные сварные соединения с коэффициентом прочности на уровне 0,97-0,99 от прочности основного металла (таблица 2).
Рисунок 7. Строение излома сварного соединения сплава 1565ч в месте расположения дефекта типа микрополости
При дальнейшем снижении величины подачи рабочего инструмента до 0,27-0,34 мм/об наблюдается снижение прочности сварного соединения. Как показали исследования структуры сварных соединений и изломов образцов после механических испытаний снижение прочности в данном случае является следствием появление дефектов типа разрыхления и пор. Их появление вызвано непосредственно механизмом формирования сварного шва, имеющим вихреобразную структуру. При недостаточном тепловло-жении поток пластифицированного металла начинает прерываться, а в шве образуются внутренние, не заполненные металлом полости.
Дефекты в виде разрыхления и пор также образуются из-за чрезмерного тепловыделения при низкой скорости сварки и высокой частоте вращения, когда увлекаемый инструментом слой металла не успевает заполнять пространство за ним. Разный уровень степени деформации в объеме свариваемого материала и приводит к образованию подобного рода дефектов и, проявление последних тем более масштабней, чем выше частота вращения инструмента.
При одновременном уменьшении частоты вращения и скорости подачи инструмента в материале появлялись области «разрыхления». Также были обнаружены несплошности в изломе образцов материала размеры которых составляли 30 - 90 мкм (рисунок 8).
Анализ результатов позволяет представить следующую иерархию этапов процесса СТП:
а) выбор режима сварки;
б) процесс пластического течения материала в зоне рабочего инструмента;
в) формирование дефектной или бездефектной структуры;
г) физико-механические свойства соединения.
Очевидно, что первый этап процесса при верном выборе параметров величины подачи рабочего инструмента обеспечивает возможность получения плотной мелкозернистой структуры сварного шва с высокими прочностными свойствами.
Резюмируя полученные нами данные, можно утверждать, что вероятность протекания хрупкого разрушения и, как следствие, резкого падения прочностных свойств сварного соединения из алюминиево-магниевого сплава 1565ч намного выше в случае выбора таких технологических режимов, при которых в зоне сварки просиходит перегрев металла одновременно с интенсивной деформацией.
Поскольку при статическом нагружении разрушение образцов реализуется, как правило, в зоне термомеханического влияния, оценка прочности производилась непосредственно в ядре сварного шва, где структура материала однородна вследствие рекристаллизации. Для испытаний были подготовлены образцы сварных соединений пластин сплава 1565чМ толщиной 8 мм, сваренных по режиму 10 (см. таблица 1). Образцы для испытаний в количестве четырех (по 2 образца) были вырезаны вдоль и поперек направления сварки, рабочая часть их содержала только зону перемешивания, состоящую из рекристаллизованных зерен.
В результате проведенных испытаний образцов, вырезанных по указанной выше схеме, произошло разрушение всех образцов строго в зоне ядра сварного шва. При этом среднее значение максимального напряжения при разрушении образцов, вырезанных вдоль и поперек направления сварки, оказалось очень близким и составило около 376,8 МПа, т.е. выше прочности основного металла (344,3 МПа).
После проведения испытаний на растяжение были выполнены фракто-графические исследования поверхности разрушения. Характер разрушения обоих видов образцов оказался идентичен. В обоих случаях разрушение носило транскристаллитный характер с формированием развитого ямочного микрорельефа. Скопления крупных частиц и дефектов в виде трещин и расслоений не наблюдалось.
а
о
Рисунок 8. Дефекты в виде «разрыхления» (а) и несплошностей (б) металла шва
Исследование влияния возможных комбинаций технологических параметров режима СТП алюминиево-магниевого сплава 1565ч на формирование дефектов сварного шва и прочность сварного соединения показало, что при сварке с чрезмерно высокой подачей сварочного инструмента образуются дефекты в виде «пустот», предположительно, по причине ухудшения условий перемешивания слоев материала вокруг движущегося инструмента. Сварка с низкой скоростью подачи инструмента приводит к появлению другого дефекта - разрыхления и пустот. Присутствие в сварном соединении обоих типов дефектов влияет на характер разрушения образцов в одинаковой степени. В отличие от бездефектных образцов характер разрушения становится двухстадийным. С увеличением площади дефекта в изломе образца возрастает доля хрупкого разрушения и, соответственно, у сварного соединения снижается прочность.
Помимо прочности сварного соединения весьма чувствительным к наличию дефектов в сварном соединении оказывается такая характеристика металла шва, как угол изгиба (рисунок 9). Как показали испытания в соединениях без дефектов наблюдаются высокие значения угла изгиба достигают 140-155°.
Наличие пор и разрыхлений в металле шва (величина подачи инструмента 0,27-0,32 мм/об) приводит к снижению величины угла изгиба до 115-127°. Наиболее существенное снижение угла изгиба наблюдается при наличии в металле сварного соединения дефектов в виде микрополостей при величине подачи инструмента 0,69-0,77 мм/об.
Рисунок 9. Влияние величины подачи рабочего инструмента на угол изгиба сварного соединения сплава 1565ч толщиной 5 мм.
Список литературы
1. Дриц А.М., Овчинников В.В., Растопчин Р.Н. Технологические свойства листов из свариваемого алюминиевого сплава 1565ч для производства цистерн. // Технология легких сплавов. - 2012. - №3. -С.20-29.
2. Павлова В.И., Зыков С.А., Осокин Е.П. Оценка влияния конструктивно-технологических факторов сварки на свойства сварных соединений из алюминиево-
магниевых сплавов при криогенной температуре. // Вопросы материаловедения, 2014. -№2(78). - С.138-154.
3. Аникина В.И. Структура и свойства алюминиево-магниевых сплавов: монография / В. И. Аникина, Т. Р. Гильманшина, В. Н. Баранов. - Красноярск: Сибирский федеральный ун-т, 2012. - 112 с.
4. Дриц А.М., Овчинников В.В. Сварка алюминиевых сплавов (монография). - Москва, Издательство "Руда и металлы", 2017. - 440 с.
5. Лукин В.И. Сварка алюминиевых сплавов в авиакосмической промышленности / В.И. Лукин, О.Г. Оспенникова, Е.Н. Иода, М.Д. Пантелеев // Сварка и диагностика. -2013. - № 2. - С. 47-51.
6. Ищенко А.Я. Сварка алюминиевых сплавов (направления исследований, проводимых ИЭС им. Е.О. Патона). // Автоматическая сварка. 2007. - №11. - С.10-13.
7. Овчинников В.В. Пористость при сварке алюминиевых сплавов. // Заготовительные производства в машиностроении. 2008. - №1 - С.12-16.
8. Овчинников В.В., Дриц А.М. Свойства соединений листов алюминиевых сплавов, выполненных сваркой трением с перемешиванием. // Заготовительные производства в машиностроении. 2015. - №10. - С.7-15.
9. Филиппов А.В. Определение дефектов в виде заглаженного непровара после сварки трением с перемешиванием / А.В. Филиппов, С.Ю. Тарасов, Е.А. Колубаев, В.Е. Рубцов // Фундаментальные исследования. - 2015. - № 6. - С.296-310.
10. Фролов В. А. Сварка трением с перемешиванием термически упрочняемого сплава В95 системы Al-Zn-Mg-Cu. / В. А. Фролов, В.Ю. Конкевич, П.Ю. Предко, В.В. Бе-лоцерковец // Сварочное производство. - 2013. - № 3. - С. 21-26.
11. Покляцкий А. Г. Характерные дефекты при сварке трением с перемешиванием тонколистовых алюминиевых сплавов и основные причины
их образования // Автоматическая сварка. - 2008. - № 6. - С. 48-52.
12. Hirata T. Influence of friction stir welding parameters on grain size and formability in 5083 aluminium alloy / T. Hirata, T. Ogiri, H. Hagino, T. Tanaka, Y. Chung // Materials Science and Engineering: A. - 2007. - Vol. 456. - P. 344-349.
13. Chen H.B. The investigation of typical welding defects for 5456 aluminum alloy friction stir welds / H.B. Chen, K. Yan, S.B. Chen, C.Y. Jiang, Y. Zhao // Materials Science and Engineering A. - 2006. - Vol. 433. - P. 64-69.
14. Овчинников В.В., Дриц А.М., Малов Д.В. Механические свойства сварных соединений сплавов 1565чМ и 1460Т1 в разноименном сочетании, полученных сваркой трением с перемешиванием. // Заготовительные производства в машиностроении. 2015. - №6. - С.11-17.
15. МИ 2083-90. Рекомендация. Государственная система обеспечения единства измерений. Измерения косвенные. Определение результатов измерений и оценивание их погрешностей. - М.: Изд-во стандартов, 1991. - 11 с.
Feofanov Alexander Nicolaevich, Doctor of Sc., full professor (e-mail: feofanov.fan1@yandex.ru)
Moscow State University of Technology STANKIN, Moscow, Russia
Ovchinnikov Viktor Vasilevich, Doctor of Sc., full professor
(e-mail: vikov1956@mail.ru)
Gubin Anton Mikhailovich, postgraduate
(e-mail: goobin_a@yahoo.com)
Moscow Polytechnic University, Moscow, Russia
INFLUENCE OF THE QUANTITY OF THE FEED OF A WORKING TOOL IN FRICTION STIR WELDING ON THE MECHANICAL PROPERTIES OF JOIN COMPOUNDS OF ALLOY 1565 h
Abstract. In this article the results of application of friction stir welding technology for joining rolled plates of non-heat-treatable alloy Al-Mn are showed. The welding process was implemented using several technological modes. Features, which taking into account, when choosing technological parameters, for optimal properties were identified by analyzing the samples of the weld corresponding to the modes. Researching of the structure of the weld core revealed a special layered metal structure, which consists of recrystallizedgrains separated by high-angle boundaries. The independence of this structure from the initial state and thickness of the sheets being welded indicates the self-organization of the microstructure of the core zone, the formation of which is determined by temperature and plastic deformation. It was experimentally established that when temperature and time parameters are violated, defects in the form of discontinuities are localized at the boundary of the weld and the base metal, the formation of which is caused by the incompatibility of the deformation of the weld metal and the adjacent base material. It is shown that the fracture mechanism of a welded joint is determined by the presence of defects that reduce the effective cross section of the welded joint.
Keywords: friction stir welding, aluminum alloy 1565h, mode parameters, feed per one turn of the tool, structure, defects, discontinuities, strength.
