Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой

Проведен сравнительный анализ вязкости разрушения металла швов высокопрочных алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460, выполненных плазменной сваркой на весу и на подкладке при использовании серийных сварочных проволок СвАМг63 и Св1201. На основании анализа изломов образцов установлены особенности ми...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2007
Hauptverfasser:	Лабур, Т.М., Гринюк, А.А., Таранова, Т.Г., Костин, В.А., Покляцкий, А.Г.
Format:	Artikel
Sprache:	Russian
Veröffentlicht:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2007
Schriftenreihe:	Автоматическая сварка
Schlagworte:	Научно-технический раздел
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/101851
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой / Т.М. Лабур, А.А. Гринюк, Т. Г. Таранова, В.А. Костин, А.Г. Покляцкий // Автоматическая сварка. — 2007. — № 9 (653). — С. 16-22. — Бібліогр.: 11 назв. — рос.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-101851
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1018512016-06-09T03:02:16Z Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой Лабур, Т.М. Гринюк, А.А. Таранова, Т.Г. Костин, В.А. Покляцкий, А.Г. Научно-технический раздел Проведен сравнительный анализ вязкости разрушения металла швов высокопрочных алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460, выполненных плазменной сваркой на весу и на подкладке при использовании серийных сварочных проволок СвАМг63 и Св1201. На основании анализа изломов образцов установлены особенности микромеханизма разрушения сварных соединений при внецентренном растяжении. Comparative analysis of the weld metal fracture toughness of high-strength aluminium-lithium alloys 1420 and 1460, produced by plasma welding without and with backings using serial welding wire SvAMg63 and Sv1201, is carried out. On the basis of analysis of fractures of specimens the peculiarities of fracture micromechanism of welded joints in case of out-of center tension are determined. 2007 Article Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой / Т.М. Лабур, А.А. Гринюк, Т. Г. Таранова, В.А. Костин, А.Г. Покляцкий // Автоматическая сварка. — 2007. — № 9 (653). — С. 16-22. — Бібліогр.: 11 назв. — рос. http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/101851 621.791.052:539.56 ru Автоматическая сварка Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Russian
topic	Научно-технический раздел Научно-технический раздел
spellingShingle	Научно-технический раздел Научно-технический раздел Лабур, Т.М. Гринюк, А.А. Таранова, Т.Г. Костин, В.А. Покляцкий, А.Г. Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой Автоматическая сварка
description	Проведен сравнительный анализ вязкости разрушения металла швов высокопрочных алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460, выполненных плазменной сваркой на весу и на подкладке при использовании серийных сварочных проволок СвАМг63 и Св1201. На основании анализа изломов образцов установлены особенности микромеханизма разрушения сварных соединений при внецентренном растяжении.
format	Article
author	Лабур, Т.М. Гринюк, А.А. Таранова, Т.Г. Костин, В.А. Покляцкий, А.Г.
author_facet	Лабур, Т.М. Гринюк, А.А. Таранова, Т.Г. Костин, В.А. Покляцкий, А.Г.
author_sort	Лабур, Т.М.
title	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой
title_short	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой
title_full	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой
title_fullStr	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой
title_full_unstemmed	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой
title_sort	особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2007
topic_facet	Научно-технический раздел
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/101851
citation_txt	Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой / Т.М. Лабур, А.А. Гринюк, Т. Г. Таранова, В.А. Костин, А.Г. Покляцкий // Автоматическая сварка. — 2007. — № 9 (653). — С. 16-22. — Бібліогр.: 11 назв. — рос.
series	Автоматическая сварка
work_keys_str_mv	AT laburtm osobennostimikromehanizmarazrušeniâsoedinenijalûminievolitievyhsplavovpolučennyhplazmennojsvarkoj AT grinûkaa osobennostimikromehanizmarazrušeniâsoedinenijalûminievolitievyhsplavovpolučennyhplazmennojsvarkoj AT taranovatg osobennostimikromehanizmarazrušeniâsoedinenijalûminievolitievyhsplavovpolučennyhplazmennojsvarkoj AT kostinva osobennostimikromehanizmarazrušeniâsoedinenijalûminievolitievyhsplavovpolučennyhplazmennojsvarkoj AT poklâckijag osobennostimikromehanizmarazrušeniâsoedinenijalûminievolitievyhsplavovpolučennyhplazmennojsvarkoj
first_indexed	2025-07-07T11:29:01Z
last_indexed	2025-07-07T11:29:01Z
_version_	1836987441456611328
fulltext	УДК 621.791.052:539.56 ОСОБЕННОСТИ МИКРОМЕХАНИЗМА РАЗРУШЕНИЯ СОЕДИНЕНИЙ АЛЮМИНИЕВО-ЛИТИЕВЫХ СПЛАВОВ, ПОЛУЧЕННЫХ ПЛАЗМЕННОЙ СВАРКОЙ Т. М. ЛАБУР, д-р техн. наук, А. А. ГРИНЮК, инж., Т. Г. ТАРАНОВА, В. А. КОСТИН, А. Г. ПОКЛЯЦКИЙ, кандидаты техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины) Проведен сравнительный анализ вязкости разрушения металла швов высокопрочных алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460, выполненных плазменной сваркой на весу и на подкладке при использовании серийных сварочных проволок СвАМг63 и Св1201. На основании анализа изломов образцов установлены особенности микромеханизма разрушения сварных соединений при внецентренном растяжении. К л ю ч е в ы е с л о в а : плазменная сварка, алюминиево-ли- тиевые сплавы, сварные соединения, шов, зона сплавления, технологическая подкладка, сопротивление разрушению, рельеф излома Благодаря высокой удельной прочности и повы- шенному модулю упругости использование алю- миниево-литиевых сплавов в конструкциях аэро- космической техники позволяет уменьшить массу последних на 8…15 % [1], что способствует уве- личению полезной нагрузки и улучшению так- тико-технических характеристик сварных конс- трукций — элементов силового каркаса, шпан- гоутов, балок и лонжеронов. Указанные сплавы применяются также для планеров, фюзеляжа, крыльев самолета, их обшивки и панелей. В условиях технологического нагрева, включая сварочные процессы, сплавы с добавкой лития проявляют склонность к охрупчиванию. В метал- ле сварных соединений, полученных различными способами дуговой сварки (плавящимся и неп- лавящимся электродом) и электронным лучом, наблюдается образование неоднородной структу- ры и разупрочнение в зоне термического влияния [2–4]. Это обусловлено многокомпонентным сос- тавом сплавов и наличием включений упрочня- ющих фаз, расположенных параллельно направ- лению прокатки. Кроме того, перегрев металла при сварке приводит к развитию в соединении неоднородности по содержанию легирующих эле- ментов и примесей вследствие их сегрегации вдоль границ зерен, а также к образованию хруп- ких межзеренных прослоек эвтектики [5]. Свя- занное с этим повышение концентрации напря- жений на границах фаз способствует зарождению трещин, происходящему в результате растрески- вания фаз или нарушения контакта с матрицей, что снижает такие интегральные показатели, как прочность и вязкость сварных соединений. Вслед- ствие этого усложняется технология качествен- ного изготовления сварных узлов конструкций и снижается надежность эксплуатации изделий в ус- ловиях воздействия предельно высоких нагрузок и низких температур [2, 6, 7]. Поиск рациональных теплофизических усло- вий сварки алюминиево-литиевых сплавов ведет- ся и в настоящее время. Одним из технологи- ческих решений, обеспечивающих надежность со- единения элементов конструкций из алюминие- во-литиевых сплавов, является применение плаз- менной дуговой сварки. Обеспечивая высококон- центрированный ввод тепла в сварочную ванну, этот способ сварки позволяет получить незначи- тельный перегрев металла при термическом цикле и качественную структуру металла шва [8, 9]. Процесс сварки осуществляют с использованием технологических подкладок с формирующими ка- навками и без них (на весу со сквозным проник- новением плазменной струи). Для обоснования эффективности выполнения плазменной сварки необходимо определить вли- яние указанных технологических вариантов на физико-механические свойства и механизмы раз- рушения металла швов сварных соединений алю- миниево-литиевых сплавов различных систем ле- гирования — 1420 (Al–Mg–Li) и 1460 (Al–Li–Cu). Это обусловлено тем, что надежность конструкций в условиях действия принципа безопасной повреж- даемости определяется не только пределом их проч- ности, но и действием напряжений, вызывающих образование трещин. Без исследования указанных свойств сварных конструкций, оценки их уровня и соответствия техническим требованиям эксплуа- тации трудно обосновать выбор материалов и тех- нологических процессов соединения. Методика исследования. Сварные соедине- ния алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 толщиной соответственно 4 и 3 мм получали плаз- менной сваркой на подкладке и на весу [7]. В © Т. М. Лабур, А. А. Гринюк, Т. Г. Таранова, В. А. Костин, А. Г. Покляцкий, 2007 16 9/2007 качестве присадочного материала использовали сварочные проволоки СвАМг63 и Св1201 диамет- ром 1,6 мм (табл. 1). Алюминиевые листы и присадочные проволо- ки перед сваркой подвергали химическому трав- лению, а торцы листов — дополнительной ме- ханической зачистке на глубину не менее 0,1 мм. Использование разнополярного асимметричного тока прямоугольной формы с преобладанием дли- тельности тока прямой полярности обеспечивало в процессе термического цикла сварки эффектив- ное катодное разрушение оксидной плены и вы- сокую стойкость электрода. Частота смены по- лярностей тока составляла 100 Гц. Режимы плаз- менной сварки представлены в табл. 2. Для плазменной сварки использовали комп- лекс технологического оборудования фирмы «Фрониус» (Австрия), в состав которого входят источник питания PT 450-02 WZ, механизм по- дачи присадочной проволоки KD 4000, плазмот- рон PMW 350 и система управления FPA 2003. Показатели вязкости разрушения оценивали при внецентренном растяжении образцов с ис- пользованием методики Кана, когда на металл од- новременно действует одноосное растяжение и изгиб, что моделирует условие эксплуатации свар- ной конструкции силовой оболочки топливного бака космической ракеты [9]. Условия испытания образцов сварных соединений соответствовали требованиям ГОСТ 25.506. При этом скорость наг- ружения не превышала 2 мм/мин (3,3⋅10–5 м/с). При внецентренном растяжении на осциллографе записывали диаграмму нагрузка–деформация, где фиксировали моменты зарождения и развития тре- щины в исследуемом образце до его полного раз- рушения. Это позволило выполнить количествен- ную оценку интенсивности напряжений в процес- се деформации образцов сварных соединений и определить удельную работу, затрачиваемую на развитие трещины. Экспериментальные результа- ты получены на базе испытаний пяти образцов с использованием универсальной машины РУ-5. Исходя из этих результатов определяли номи- нальное разрушающее напряжение σр и крити- ческий коэффициент интенсивности напряжения Kс, а также удельную работу зарождения (Jс-ин- теграл) и распространения (УРРТ) трещины [2] (табл. 3). Значения Jс оценивали путем расчета функции изменения энергии деформации в зави- симости от длины трещины с помощью соотно- шения Меркли–Кортена [9–11]. Полученные дан- ные сравнивали с соответствующими показате- лями для основного металла. Особенности характера разрушения и учас- тков возникновения трещины определяли фрак- тографическим методом на растровом электрон- ном микроскопе JSM-840 (фирма «JEOL», Япо- ния) с системой микроанализаторов при уско- ряющем напряжении 20 кВ и токе электронно- го пучка 10–10…10–7 А в режиме вторичных элек- тронов. Полученную информацию систематизи- ровали с помощью современных компьютерных технологий, включая программы Image Pro 30 и Statistica 5.0. Сравнительный анализ результатов исследований рельефа излома швов, выполненных по двум технологическим вариантам плазменной сварки на сплавах 1420 и 1460, и уровня сопро- тивления разрушению образцов сварных соеди- нений позволил выявить особенности их микро- разрушения на этапах зарождения и распростра- нения трещин. Результаты исследования. Анализ физико- механических свойств алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 показал, что они характе- ризуются близкими значениями не только проч- ности (337…360 МПа), но и критического коэф- фициента интенсивности напряжений как при продольной (28,1…33,2 МПа√м), так и попереч- ной (27,5…31,0 МПа√м) ориентации образцов от- носительно проката (табл. 3). В первом случае Т а б л и ц а 1. Химический состав алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 и присадочных проволок, использу- емых при сварке, мас. % Марка сплава, прово- локи Cu Mg Mn Ti Zr Fe Si Прочие Сплавы 1420 0,1 5,60 0,3 — 0,10 0,30 0,1...0,30 1,9 Li 1460 3,2 — — 0,1 0,09 0,30 0,20 2,0 Li 0,1 Sc Сварочные проволоки СвАМг63 0,1 6,30 0,5 0,1 0,20 0,05 0,05 — Св1201 6,1 0,02 0,3 0,1 0,15 0,15 0,08 0,1 V Т а б л и ц а 2. Режимы плазменной сварки сплавов 1420 и 1460 Марка сплава Скорость сварки vсв,м/ч Свароч- ный ток Iсв, А Расход плазмо- образующего газа Qпл, л/мин Скорость пода- чи присадоч- ной проволоки vпр, м/ч 1460 36 180 0,1 123 1420 36 200 0,2 142 Т а б л и ц а 3. Характер изменения сопротивления разру- шению алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 Марка сплава σр, МПа Kс,МПа√м Jc УРРТ KCV Дж/см2 1420 353/337 28,1/27,5 4,1/3,0 2,5/3,0 6,0/4,0 1460 360/339 33,2/31,0 5,0/4,0 5,0/5,9 8,0/6,0 Пр и м е ч а н и е . В числителе приведены данные, полученные при продольном, а в знаменателе — при поперечном направлении проката. 9/2007 17 значения Jс обоих сплавов составляют 4,1…5,0 Дж/см2, а в во втором — 3,0…4,0 Дж/см2. УРРТ сплава 1420 изменяется в пределах 2,5…3,0 Дж/см2, а сплава 1460 — 5,0…5,9 Дж/см2, что указывает на низкую пластичность сплавов, ле- гированных магнием. Наличие в составе сплава 1420 этого элемента способствует уменьшению растворимости лития в твердом растворе и тем самым обеспечивает значительный эффект упроч- нения при термической обработке, однако при этом пластичность сплава уменьшается [1]. Сопоставление результатов испытаний свар- ных соединений алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460, выполненных плазменной сваркой, показало, что образцы, полученные на подкладке, отличаются бo′льшим уровнем номинального раз- рушающего напряжения σр и энергетического по- казателя, характеризующего работу зарождения трещины Jс, чем выполненные на весу (табл. 4). Прирост номинального разрушающего напряже- ния образцов таких сварных соединений состав- ляет 80…100 МПа по сравнению с выполненными без подкладки (322 МПа). Значения критического Kс, удельной работы распространения трещины УРРТ и KCV при этом в 1,5…2,0 раза выше, чем у сварных соединений, полученных на весу. Это может свидетельствовать о наличии более благоп- риятных теплофизических условий для качествен- ного формирования металла шва на исследуемых алюминиево-литиевых сплавах. В металле швов, выполненных на сплаве 1420, при этом образуется однородная микроструктура с равномерным распо- ложением фазовых включений в межкристаллитном пространстве, что обеспечивает прочность соеди- нений на уровне 379…356 МПа и трещиностой- кость 26…35 МПа√м. Исходя из значений прочности и сопротивле- ния разрушению сварных соединений сплава 1460 установлено, что при его соединении можно при- менять плазменную дуговую сварку как на под- кладке, так и без нее. Критерием выбора является требуемый для условий эксплуатации уровень прочности и коэффициента интенсивности нап- ряжения сварных соединений. Использование подкладки обеспечивает металлу шва прочность на уровне 403…408 МПа, однако при этом зна- чения Kс не превышают 36 МПа√м, что тем не менее близко к значению этого показателя у ос- новного металла. При выполнении сварки без подкладки прочность металла сварного соедине- ния составляет 341…356 МПа, а его трещинос- тойкость — 49…51 МПа√м. Визуальный осмотр изломов разрушенных об- разцов основного металла сплавов 1420 и 1460 выявил наличие в нем расслоений. Слои распо- лагались под углом 60…90° к плоскости магис- тральной трещины. Микроструктуры рельефа каждого отдельного слоя имела шевронный вид с мелкоскладчатым (ступенчатым, а иногда и че- шуйчатым) рельефом (рис. 1). Причем каждый исследуемый слой содержал как участки межзе- ренного разрушения, так и фрагменты квазискола. Образованные при разрушении вязкие ямки были мелкими и слаборазвитыми, что свидетельствует о незначительной пластической деформации ме- талла в момент зарождения трещин. Края ямок большей частью ориентированы параллельно плоскости проката полуфабрикатов. На рис. 2 представлены характерные структурные особен- ности излома исследуемых сплавов — бороздча- тый рельеф (рис. 2, а), ямочный излом с неболь- шими плоскими участками (рис. 2, б), камневид- ные ступеньки (рис. 2, в). На основе анализа осо- бенностей рельефа основного металла сплавов с добавками лития можно заключить, что начальная стадия их разрушения зависит от объемной доли фазовых выделений. Это обусловлено сложным химическим составом сплавов, уровнем напря- женного состояния, зависящим от режима тер- мической или механической обработки металла, а также условиями нагрузки при эксплуатации. Зарождение микротрещин в сплавах предположи- тельно происходит вследствие протекания нес- кольких процессов — неоднородной пластичес- кой деформации в теле зерна, ее локализации вблизи границы и взаимодействия с выделениями, расположенными в межзеренном пространстве. В результате хрупкие частицы интерметаллидных Та б л и ц а 4. Сопротивление разрушению сварных соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плаз- менной дуговой сваркой Марка сплава (проволоки) Технологический вариант сварки σр, МПа Kс, МПа√м Jc УРРТ KCV Дж/см2 1420 (СвАМг63) На весу 303...341 322 45,0...50,0 47,5 6,8...7,3 7,1 9,6...10,7 10,2 7,2...7,6 7,4 На подкладке 379...428 404 26...35 30 5,3...12,4 8,3 5,3...7,5 6,8 4,4...7,9 5,9 1460 (Св2101) На весу 341...356 322 49...51 50 5,3...7,1 7,1 10,5...10,9 10,7 12,1...15,4 13,8 На подкладке 403...408 403 31...36 35 8,6...8,9 8,8 7,4...7,5 7,5 8,6...10,4 9,5 18 9/2007 фаз растрескиваются и происходит образование микропор в виде ямок среза, форма которых оп- ределяется характером воздействия нагрузки при испытании сплавов в условиях внецентренного растяжения (рис. 3). Внутренний рельеф микропор отличается от основного излома более хрупким Рис. 1. Расслоения на поверхности разрушения сплавов 1420 (а, в) и 1460 (б, г): а, б — макроскопическое изображение излома; в, г — ступеньки на поверхности расслоений Рис. 2. Морфологические особенности характерных участков изломов (стрелки) алюминиево-литиевых сплавов (пояснения а–в см. в тексте) 9/2007 19 строением. При этом преобладает квазискол, что связано с многоосностью напряженного состо- яния структуры на участках расположения интер- металлидных фаз. Дополнительный вклад в напряженное состо- яние структуры обоих сплавов вносят и микро- напряжения, образующиеся в металле на границах разнородных фаз. Они способствуют увеличению растрескивания наиболее хрупких участков струк- туры и появлению отдельных плоских фрагментов, образовавшихся вследствие транскристаллитного разрыва границ матрица–интерметаллидная фаза, что также делает эти участки структуры очагами разрушения. Слияние микротрещин и формирова- ние магистральной трещины происходит при низ- ких значениях УРРТ (см. табл. 3). При этом узор рельефа имеет вид ступенчатых смещений, вызван- ных периодичностью реализуемых процессов — сдвигами внутри зерен, обусловленными проте- канием пластической деформации, и остановкой фронта микротрещины на начальном этапе ее рас- пространения вдоль границ зерен (рис. 4). Отличительной особенностью рельефа сплава 1420 является большее по сравнению со сплавом 1460 количество хрупких фрагментов на изломе, свидетельствующих о его меньшей пластичности, что может быть обусловлено наличием магния, понижающего растворимость лития и алюминия и вызывающего пересыщение сплава и склон- ность к неравномерности микропластической де- формации структурных составляющих [1]. На это указывает наличие на изломах сплава 1420 мик- роразрывов в плоскости контакта более вязких фаз с матрицей наряду с характерным растрескиванием хрупких включений интерметаллидных фаз (рис. 5, а). Разрушение сплава 1460 происходит преиму- щественно по телу хрупких включений, а особенно в местах стыка зерен (рис. 5, б). Анализ изломов сварных соединений сплавов 1420 и 1460, выполненных с использованием тех- нологической подкладки, показывает, что разру- шение швов происходит по вязкому механизму, о чем свидетельствует наличие мелких ямок раз- мером от 1,3 до 5,2 мкм (рис. 6, а, в). Образо- вавшиеся вокруг них в процессе пластической де- формации металла гребни более тонкие у соеди- нений сплава 1420. Плоские участки рельефа, ха- рактеризующие степень охрупчивания структуры шва при сварке, занимают примерно 30…35 % площади излома, что на 10…15 % меньше, чем у сплава 1460. Трещины зарождаются на грубых фазовых частицах и интерметаллидных включе- ниях, расположенных вдоль границ кристаллитов шва. Длина трещин определяется объемной долей Рис. 3. Микропоры (показаны стрелками) на участках разру- шенных интерметаллидных фаз в алюминиево-литиевых сплавах Рис. 4. Полосы (показаны стрелками) интенсивной дефор- мации на поверхности изломов сплава 1460 Рис. 5. Интерметаллидные фазы (показаны стрелками) на поверхности разрушения сплава 1420 (а) и в местах стыка трех зерен (б) 20 9/2007 частиц структурных составляющих исследуемых сплавов в исходном состоянии, а также условиями термического цикла сварки. У обоих сплавов на изломах соединений, полученных на подкладке, наблюдается наличие микротрещин большой про- тяженности. Подобный эфект может быть связан с образованием при термическом цикле хрупких межзеренных прослоек из пересыщенных фаз, по- явление которых обусловлено повышенной хими- ческой активностью легирующих элементов и примесей при нагреве. Это провоцирует развитие неоднородности по их содержанию вдоль границ кристаллитов шва, следствием чего является по- явление предпосылок для хрупкого зарождения микротрещин. Размеры фасеток на изломах швов сварных со- единений, выполненных без использования тех- нологической подкладки, колеблются от 3,1 до 11,5 мкм (см. рис. 2, б). Протяженность микрот- рещин на рельефе в 2…3 раза меньше, чем при плазменной дуговой сварке на подкладке. При этом поверхность разрушения металла шва, вы- полненного на алюминиево-литиевых сплавах, со- держит значительно большее количество плоских фрагментов рельефа. Обращают внимание сущес- твенные отличия в строении ямок на изломах сварных соединений, полученных по различным технологическим вариантам. При разрушении швов сплава 1420, выполненных без подкладки, образовавшиеся ямки неглубокие и ограничены острыми гребнями, что указывает на реализацию в процессе распространения магистральной тре- щины механизма квазискола, формирование ко- торого требует низких энергетических затрат и сопровождается незначительной пластической де- формацией. Наличие отмеченного факта может быть обусловлено перегревом металла шва сплава 1420, выполненного плазменной дуговой сваркой без подкладки вследствие малого теплоотвода в воздушную среду. На изломах сварных соедине- ний, полученных на подкладке, наблюдаются ям- ки большей глубины, а гребни у их края имеют четкие очертания. Это свидетельствует о полной завершенности пластической деформации образца на этапе распространения трещины и реализации при таком технологическом варианте более ра- циональных теплофизических условий, необходи- мых для качественного формирования неразъем- ных соединений. Рельефные ямки на изломах сварных соеди- нений сплава 1460, полученных при сварке как на весу, так и на подкладке, в основном равно- осные со ступенями, образовавшимися в резуль- тате пластического сдвига при внецентренном растяжении (см. рис. 3). Размер ямок колеблется от 1 до 10 мкм. Гребни вокруг фасеток более раз- Рис. 6. Фрактограммы поверхности разрушения сварных соединений сплавов 1420 (а, б) и 1460 (в, г), полученных плазменной сваркой на подкладке (а, в) и на весу (б, г) 9/2007 21 виты, чем при таком же способе сварки на под- кладке, их ширина составляет от 0,5 до 1,0 мкм. Ориентация гребней имеет произвольный харак- тер и не зависит от направления приложенной нагрузки. Площадь плоских участков сварного со- единения, полученного плазменной сваркой на ве- су, на 10…15 % меньше, чем при том же способе сварки на подкладке. Протяженность микротре- щин, образовавшихся в процессе распространения магистральной трещины, в 2 раза меньше. Рельеф изломов сварных соединений сплава 1460 типичен для пластичных материалов, для которых харак- терно высокоэнергоемкое разрушение по вязкому механизму [9–11]. Выводы 1. Установлено, что алюминиево-литиевые спла- вы 1420 (Al–Mg–Li) и 1460 (Al–Cu–Li) характе- ризуются близкими значениями критического коэффициента интенсивности напряжений как при продольной (28,1…33,2 МПа√м), так и при поперечной (27,5…31,0 МПа√м) ориентации об- разцов относительно проката. Номинальные нап- ряжения, при которых происходит разрушение ос- новного металла также близки по значению и находятся в пределах 337…360 МПа. Значения Jc при продольной ориентации обоих сплавов из- меняются в пределах 4,1…5,0 Дж/см2, а при по- перечной — в пределах 3,0…4,0 Дж/см2. УРРТ сплава 1420 составляет 2,5…3,0 Дж/см2, а сплава 1460 — 5,0…5,9 Дж/см2. 2. Использование технологической подклад- ки при плазменной дуговой сварке сплава 1420 обеспечивает возможность формирования более однородной структуры металла шва, количество хрупких прослоек сокращается в 2…3 раза, что способствует приросту прочности на 80…100 МПа и увеличению значений Kс, Jс на 15…20 %, а KCV — в 1,5 раза по сравнению со швами, полученными без подкладки. Очагом за- рождения трещин являются грубые частицы фаз и интерметаллидные включения, расположенные вдоль границ кристаллитов шва. 3. Для соединения сплава 1460 рекомендовано использовать оба исследуемых технологических варианта плазменной сварки. В первом случае прочность металла шва составляет 403…408 МПа, а значения Kс не превышают 36 МПа√м; во вто- ром — не более 341…356 МПа, а трещиностой- кость — 49…51 МПа√м. Изломы независимо от использования технологической прокладки при обоих вариантах сварки имеют типичный для пластичных материалов рельеф, который образу- ется при высокоэнергоемком разрушении, проте- кающем по вязкому механизму. 1. Алюминий-литиевые сплавы. Структура и свойства / И. Н. Фридляндер, К. В. Чуистов, А. Л. Березина, Н. Н. Колобнев. — Киев: Наук. думка, 1992. — 192 с. 2. Фридляндер И. Н., Братухин И. Н., Давыдов В. Г. Алю- миний-литиевые сплавы для сварных авиационных конс- трукций // Металлы. — 1992. — № 3. — С. 117–119. 3. Рабкин Д. М., Лозовская А. В., Склабинская И. Е. Метал- ловедение сварки и его сплавов. — Киев: Наук. думка, 1992. — 156 с. 4. Влияние способа сварки на сопротивление разрушению соединений алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 / Т. М. Лабур, А. А. Бондарев, А. В. Лозовская и др. // Ав- томат. сварка. — 2001. — № 7. — С. 12–16. 5. Рязанцев В. И. Сварные конструкции из алюминиевых сплавов с литием // Авиац. пром-сть. — 2005. — № 2. — С. 32–41. 6. Херцберг Р. В. Деформация и механика разрушения кон- струкционных материалов / Под ред. М. Л. Бернштейна, С. П. Ефименко. — М.: Металлургия, 1989. — 576 с. 7. Лабур Т. М. Повышение надежности сварных соедине- ний конструкций аэрокосмической техники из алюмини- ево-литиевых сплавов // Технолог. системы. — 2003. — № 2 (18). — С. 71–79. 8. Покляцкий А. Г., Гринюк А. А. Устойчивость процесса плазменной сварки алюминиевых сплавов проникающей дугой // Автомат. сварка. — 1999. — № 4. — С. 42–46. 9. Особенности плазменно-дуговой сварки корпусных алюминиевых сплавов на постоянном токе обратной по- лярности / Г. Я. Богданов, О. Н. Ерышев, Л. М. Козлов и др. // Вопр. материаловедения. — 2001. — № 1 (25). — С. 35–45. 10. Нотт Дж. Микромеханизм разрушения и трещиностой- кость конструкционных сплавов // Механика разруше- ния. — Т.17. — М.: Мир, 1979. — С. 40–82. — (Сер. Но- вое в зарубежной технике). 11. Разрушение / Под ред. Г. Либовица. — В 6 т. Т.1. Мик- роскопические и макроскопические основы механики разрушения / Пер. с англ. — М.: Мир, 1973. — 616 с. Comparative analysis of the weld metal fracture toughness of high-strength aluminium-lithium alloys 1420 and 1460, produced by plasma welding without and with backings using serial welding wire SvAMg63 and Sv1201, is carried out. On the basis of analysis of fractures of specimens the peculiarities of fracture micromechanism of welded joints in case of out-of center tension are determined. Поступила в редакцию 02.11.2005, в окончательном варианте 29.11.2005 22 9/2007

Особенности микромеханизма разрушения соединений алюминиево-литиевых сплавов, полученных плазменной сваркой

Institution

Ähnliche Einträge