Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса 10
1.1. Основные методы изготовления колец 10
1.2. Технология раскатки колец 11
1.3. Методы расчета параметров раскатки колец 15
1.4. Прогнозирование эволюции микроструктуры титановых сплавов при горячей обработке давлением 34
Выводы по первой главе 53
Глава 2. Разработка математической модели технологического процесса раскатки колец из сплава ВТ6 54
2.1. Основные допущения 54
2.2. Математическая модель пластической деформации 54
2.3. Математическая модель теплопередачи 58
2.4. Модель трения 63
2.5. Методика прогнозирования микроструктуры сплава ВТ6 при обработке давлением 64
2.6. Конечно-элементная модель ковки заготовки 67
2.7. Конечно-элементная модель раскатки колец 69
2.8. Анализ влияния учета теплопроводности инструментов на результаты решения тепловой задачи 71
Выводы по второй главе 73
Глава 3. Экспериментальные исследования 74
3.1. Используемые материалы, методы и оборудование 74
3.2. Определение температуры полного полиморфного превращения сплава ВТ6 з
3.3. Идентификация реологической модели сплава ВТ6 при горячей обработке давлением 82
3.4. Определение фактора трения сплава ВТ6 с инструментом 94
3.5. Исследование статической глобуляризации сплава ВТ6 98
3.6. Идентификация параметров математической модели динамической глобуляризации сплава ВТ6 102
Выводы по третьей главе 112
Глава 4. Исследование технологического процесса изготовления колец 113
4.1. Исследование технологического процесса ковки 114
4.2. Исследование технологического процесса раскатки колец 123
Выводы по четвертой главе 132
Глава 5. Использование результатов работы 133
5.1. Методика проектирования технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6 с учетом изменения микроструктуры 133
5.2. Разработка технологии изготовления заготовки армирующего кольца сильфона ракетного двигателя РД-171 137
5.3. Моделирование изменения микроструктуры при формовке резьбы ниппеля шельфовых труб из сплава ВТ6 138
Выводы по пятой главе 142
Общие выводы 143
Список литературы
- Технология раскатки колец
- Математическая модель теплопередачи
- Идентификация реологической модели сплава ВТ6 при горячей обработке давлением
- Исследование технологического процесса раскатки колец
Введение к работе
Актуальность работы. Одними из наиболее широко применяемых материалов в современной технике являются титановые сплавы и, в частности, сплав ВТ6. Из этого сплава производят детали авиационных и ракетных двигателей, насосно-компрессорные трубы (НКТ) для шельфовых месторождений, оборудование химической промышленности, машиностроения и энергетики. При этом особый класс деталей составляют кольца, являющиеся в большинстве своем особо ответственными.
Одним из основных методов производства деталей из титановых сплавов является обработка давлением. Это связано с тем, что для многих титановых сплавов пластическая деформация является не только способом формоизменения, но и средством получения требуемой микроструктуры в отличие от большинства сталей и алюминиевых сплавов, в которых требуемую микроструктуру можно получить термической обработкой.
Выбор правильных режимов деформации и термообработки для титановых сплавов особенно важен, так как их механические свойства очень сильно зависят от типа и параметров микроструктуры. При неправильном выборе режима деформации в титановых сплавах могут произойти необратимые микроструктурные изменения, которые нельзя будет исправить термической обработкой.
Изучением технологических процессов изготовления колец, в том числе из титановых сплавов, занимались А.И. Целиков, П.И. Полухин, В.А. Костышев, И.Л. Шитарев, К.Н. Богоявленский, А.А. Королев, С.А. Микульчик, Е.В. Арышенский, E. Eru, R. Shivpuri, J.B. Hawkyard, W. Johnson, A.G. Mamalis и другие исследователи.
Исследованием закономерностей формирования микроструктуры в титановых сплавах занимались Н.Ф. Аношкин, В.К. Александров, Г.А. Бочвар, А.А. Ильин, S.L. Semiatin, G. Ltjering, N. Stefansson и другие.
Низкая теплопроводность и высокий фактор трения титановых сплавов являются причиной локализации деформации и формирования неоднородной структуры. При этом в зонах интенсивной деформации за счет теплового эффекта деформации температура металла может значительно превышать температуру фазового превращения сплава. Из-за колебаний химического состава температура полного полиморфного превращения сплава ВТ6 может изменяться от 930 до 1010 С.
Указанные факторы приводят к нестабильности получаемой микроструктуры поковок из сплава ВТ6, что, в свою очередь, приводит к нестабильности получаемых механических свойств.
Таким образом, работы, направленные на повышение стабильности механических свойств колец из титановых сплавов, являются актуальными.
Целью работы является обеспечение стабильности механических свойств колец из титанового сплава ВТ6 за счет управления технологическим процессом обработки давлением.
Для достижения цели необходимо решить следующие задачи:
провести анализ методов изготовления колец из титановых сплавов и технологических факторов, влияющих на механические свойства колец из титановых сплавов;
разработать математическую модель технологического процесса изготовления колец из титановых сплавов с учетом изменения микроструктуры;
экспериментально определить параметры и коэффициенты математической модели технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6;
исследовать влияние параметров технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6 на формоизменение, энергосиловые параметры и микроструктуру;
разработать методику проектирования технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6 с учетом изменения микроструктуры.
Область исследования (по паспорту специальности). Закономерности деформирования материалов и повышения их качества при различных термомеханических режимах, установление оптимальных режимов обработки.
Объектом исследования является технология получения колец из титановых сплавов. В качестве предмета исследования выбраны параметры режима деформации при ковке и раскатке колец из титанового сплава ВТ6.
Методы исследования. Экспериментальные исследования проводились на современном сертифицированном оборудовании. Определение химического состава проводилось на сканирующем электронном микроскопе Tescan Vega 3 и спектрометре Спекс Лаэс Матрикс Континуум. Механические испытания проводились на универсальной испытательной машине Zwick/Roell Z050 и комплексе Gleeble-3800. Заливка образцов для металлографических исследований осуществлялась на установке для заливки образцов Struers CitoPress-20, шлифовка и полировка проводилась на полуавтоматическом шлифовально-полировальном станке Struers Tegramin-30. Металлографические исследования проводились при помощи микроскопа Olympus GX51, оборудованного специализированной цифровой камерой высокого разрешения UC30. Обработка изображений проводилась в бесплатных программах ImageJ 1.49v, IrfanView, Microsoft Image Composite Editor. Средний размер зерен рассчитывался методом подсчета пересечений границ зерен и методом измерения длин хорд, доля глобулярной -фазы в бимодальной структуре определялась путем наложения сетки с размером ячейки 5х5 мкм.
Теоретические исследования базировались на положениях теории пластичности и теории обработки металлов давлением. Исследование проводилось путем математического моделирования в программном комплексе DEFORM 2D/3D 11.0 (лицензия № 8144) с использованием метода конечных элементов.
Все исследования проводились с использованием методов активного планирования экспериментов и многофакторного регрессионного анализа.
Достоверность результатов подтверждается многочисленными экспериментами, проведенными на современном оборудовании.
Получены следующие результаты, имеющие научную новизну и выносимые на защиту:
конечно-элементная модель технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6, позволяющая определять напряженно-деформированное состояние заготовки, температуру и параметры микроструктуры на любой стадии технологии изготовления колец;
методика прогнозирования микроструктуры титанового сплава ВТ6 при обработке давлением, учитывающая динамическую глобуляризацию, прямое и обратное полиморфное превращение;
зависимости, позволяющие определять величину средней объемной доли глобулярной структуры от начальной температуры ковки, времени выдержки между ударами и степени деформации при осадке.
Практическую значимость представляют следующие результаты:
методика проектирования технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6, учитывающая изменение микроструктуры в процессе обработки давлением;
пользовательские подпрограммы для программных комплексов DEFORM и QForm для расчета объемной доли глобулярной структуры сплава ВТ6 при обработке давлением;
параметры режима технологии изготовления заготовки армирующего кольца сильфона ракетного двигателя РД-171 из сплава ВТ6, обеспечивающие формирование глобулярной микроструктуры.
Апробация работы. Основные положения работы были доложены на следующих конференциях и научных семинарах: Международный Форум «Инженерные системы», М., 2011, 2012, 2015; XI Конгресс «Кузнец-2012», Рязань, 2012; XVI Международная научно-техническая конференция «Достижения и проблемы развития технологий и машин обработки давлением», Краматорск, Украина, 2011; VI Всероссийская конференция молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России», М., 2015; Международная научно-практическая конференции «Теоретические и прикладные задачи обработки металлов давлением и автотехнических экспертиз», Винница, 2011; Четвертая и Пятая Всероссийская научно-техническая конференция «Студенческая весна: Машиностроительные технологии», М., 2011, 2012.
Публикации. Основное содержание работы изложено в 16 научных работах общим объемом 4,93 печ. л., в том числе 5 в изданиях, входящих в Перечень рецензируемых научных изданий ВАК РФ.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав основного текста, общих выводов. Общий объем диссертации составляет 160 страниц. Диссертация содержит 156 рисунков, 19 таблиц и список литературы из 164 наименований.
Работа выполнена в рамках ФЦП «Исследования и разработки по приоритетным направлениям развития научно-технического комплекса на 2014-2020 г.» при государственной поддержке Минобрнауки по Соглашению № 14.576.21.0030 от 30.06.2014 г. Уникальный идентификатор проекта RFMEFI 57614X0030.
Технология раскатки колец
Так как при анализе технологического процесса изготовления колец принимается, что пластические деформации значительно превышают упругие, то последними можно пренебречь. Таким образом эквивалентную (эффективную) деформацию можно рассчитать следующим образом: rt є = edt, (2.1) где эквивалентная (эффективная) скорость деформации, с-1. 55 В каждой материальной точке заготовки в любой момент времени выполняются условия равновесия (для декартовых координат): ij,j = (2-2) Эквивалентная скорость деформации (интенсивность скоростей деформации) для несжимаемых материалов: i = biijiij, (2-3) где iij - тензор скоростей деформации. Также должно выполняться условие постоянства объема: iv = зіт = І1 + І2 + І3 = О, (2.4) где EV объемная скорость деформации, с"1; Ет средняя скорость деформации, с"1; 4 2, 3 главные скорости деформации, с"1. Компоненты тензора скоростей деформации определяется через скорости движения частиц среды при помощи уравнений Коши: ij=-(yij + vu) (2-5) Связь напряженного и деформированного состояния материала для вязкопластической среды осуществляется при помощи уравнений Сен-Венана-Леви-Мизеса: Зє ij= sij, (2.6) sij где Sj,- девиатор напряжений, МПа; эффективное напряжение, МПа. Девиатор напряжений рассчитывается следующим образом: sij - ij &i)Gm (2.7) 0 \ J- - символ Кронекера; і от = - Оц - среднее напряжение, МПа. Условием перехода в пластическое состояние (критерием пластичности) называется закон, описывающий связь тензора напряжений и свойств материала, который определяет переход тела в пластическое состояние: f( rij rs) = 0 (2.8)
Для изотропных материалов переход в пластическое состояние зависит только от величины главных напряжений, но не от их направлений.
В качестве критерия пластичности использовался критерий Максвелла-Губера-Мизеса-Генки, который можно представить в следующем виде: («"і - г)2 + (о"2 - з)2 + («"і - з)2 = 2o-s2 (2.9) Напряжение течения (эффективное напряжение) as зависит от ряда факторов: - независящих от процесса деформации, таких как химический состав, исходная микро- и макроструктура материала и т.д. - зависящих от процесса деформации, таких как температура, скорость деформации, степень деформации. Степень деформации и скорость деформации в случае общего нагружения определяется эффективной степенью деформации и эффективной скоростью деформации. Таким образом, напряжение течения os может быть представлено в виде функции температуры, деформации и скорости деформации: os = o = f(T,,) (2.10) В случае, если предполагается, что напряжение течения существенно зависит от влияния химического состава в пределах допуска, исходной микроструктуры материала и т.д., необходимо проводить экспериментальные исследования по определению напряжения текучести при различных температурах, деформациях и скоростях деформаций с учетом вышеперечисленных факторов.
Для процесса деформирования вязкопластических материалов краевая задача может быть сформулирована следующим образом: в определенный момент времени квазистатической деформации форма тела, распределение температуры, деформации и текущих параметров материала должно быть известно. В качестве граничных условий задаются скорости точек vt на части поверхности Fv и нагрузка pt на оставшейся части поверхности Fp. Решением задачи являются поля напряжений и скоростей точек, которые удовлетворяют определяющим уравнениям и граничным условиям.
Решение краевой задачи пластической деформации осуществляется при помощи вариационного метода, в котором необходимо найти поле скоростей деформированного тела, удовлетворяющее граничным условиям и условиям неразрывности, которое сообщает функционалу полной мощности несжимаемого вязкопластического тела минимальное значение. Следовательно, необходимо, чтобы был стационарен следующий функционал: Г aSsdV + Г amSivdV + Г SamsvdV - Г F dF = О, (2.11) V V V Fp где г і - кинематически возможное поле скоростей, м/с. Таким образом, математическая постановка, используемая при анализе процессов пластической деформации в программном комплексе DEFORM является строго обоснованной с точки зрения теории пластичности, а сам комплекс пригоден для расчета операций раскатки колец после экспериментального определения поведения сплава ВТ6 при горячей пластической деформации.
Процессы обработки давлением характеризуются значительными изменениями температуры заготовки. Распределение температуры в заготовке оказывает значительное влияние на процесс деформации, так как от температуры зависит пластичность материала, его сопротивление деформации, величина сил трения на поверхности контакта с инструментом. Кроме того, неоднородность температурного поля часто приводит к неоднородности деформации и структуры материала. Кроме того, скорость изменения микроструктуры существенно зависит от температуры. Все это приводит к необходимости решения совместной термопластической задачи, т.е. учету теплообмена в процессе деформации. [89]
Теплообмен - это процесс самопроизвольного необратимого распространения теплоты в пространстве. Под процессом распространения теплоты понимается обмен внутренней энергией между отдельными элементами и между областями рассматриваемой среды. Перенос теплоты осуществляется тремя основными способами: теплопроводностью, конвекцией и излучением [9].
Математическая модель теплопередачи
Для определения фактора трения использовался метод осадки кольца, предложенный Мейлом и Кокрофтом [98; 99].
Метод осадки кольцевого образца заключается в сжатии образца кольцевой формы плоскими бойками. Изменение внутреннего диаметра при заданной степени деформации определяется фактором трения между поверхностью заготовки и инструмента. Если фактор трения равен нулю, кольцо будет деформироваться без искажения формы, и радиальная скорость каждой точки кольца будет пропорциональна расстоянию от оси. При наличии трения будет наблюдаться искажение внутренней и наружной боковой поверхности кольца, а при аналогичной деформации наружный и внутренний диаметры будут меньше, чем без трения. С увеличением сил трения металлу для течения наружу от оси необходимо затрачивать значительную энергию, поэтому часть будет течь внутрь. Соответственно, чем больше будут силы трения, тем меньше внутренний диаметр кольца.
Для определения фактора трения обычно сравнивают внутренний диаметр деформированного на 50% кольца с эталоном, полученным тем или иным образом. Широкое применение нашли номограммы для различных соотношений начальных размеров колец. Существующие номограммы для определения фактора трения строились методом верхней оценки или методом линий скольжения [158]. Так как при решении данными методами принимают множество допущений (например, не учитывают искажение формы цилиндра), то точность определения фактора трения невысока. Более точно определить фактор трения можно при помощи инверсного анализа, который заключается в варьировании фактором трения при расчете задачи каким-либо теоретическим методом до тех пор, пока геометрические размеры (или другие параметры) не совпадут с полученными экспериментально. Чем адекватнее будет теоретический расчет, тем более точное значение фактора трения может быть получено. В настоящее время широко применяется метод конечных элементов, который позволяет учитывать нелинейный характер зависимости сопротивления деформации от температуры, деформации и скорости деформации, тепловой эффект деформации, неоднородность деформации и т.д. Блок-схема алгоритма определения фактора трения представлена на Рисунке 3.37.
Перед испытанием торцы образцов и бойков обезжиривались (образцы 1, 2), либо на них наносился слой смазочного вещества в виде порошка: пластинчатого графита (образцы 3, 4) или дисульфида вольфрама (образцы 5, 6). Внешний вид кольцевого образца перед испытанием представлен на Рисунке 3.38.
Нагрев осуществлялся до 920 C со скоростью нагрева 60 С в минуту. После выдержки в 10 минут осуществлялось деформирование в изотермических условиях со скоростью 5 мм в минуту до конечной высоты 2 мм. Внешний вид образцов после деформации представлен на Рисунке 3.39.
Экспериментальные и расчетные размеры образцов из сплава ВТ6, а также полученные в результате инверсного анализа значения фактора трения представлены в Таблице 5. Был определен средний фактор трения при использовании разных смазок, который представлен в Таблице 6.
Также была построена теоретическая зависимость изменения внутреннего диаметра кольца от заданного фактора трения. Для удобства использования была рассчитана обратная зависимость (Рисунок 3.40) и аппроксимирована при помощи метода наименьших квадратов следующей функцией: m _ e-0,02471(Ad + 59,832) _ 0 (3.5)
График зависимости фактора трения от относительного изменения внутреннего диаметра при осадке кольцевого образца 3.5. Исследование статической глобуляризации сплава ВТ6
Для исследования статической глобуляризации сплава ВТ6 проводили серию испытаний на осадку. В качестве факторов варьирования были выбраны температура, скорость деформации, степень деформации и время выдержки (Таблица 7). Был разработан и выполнен план эксперимента 34//9 (Таблица 8).
Микроструктура образцов после испытаний является пластинчатой. Формирование глобулярной структуры при степени деформации 0,4 не началось. Таким образом, можно сделать следующие выводы: статическая глобуляризация не происходит при температурно-скоростных параметрах и времени выдержки, реализуемых в технологическом процессе изготовления колец; критическая деформация начала динамической глобуляризации превышает 0,4.
Идентификация реологической модели сплава ВТ6 при горячей обработке давлением
Для проверки возможности исправления ламеллярной структуры, получаемой при ковке, было проведено моделирование в программном комплексе QForm VX. Параметры модели были идентичны используемым в программном комплексе DEFORM. Проводилось исследование технологического процесса с режимом, который привел к формированию наименьшей средней объемной доли глобулярной структуры: - начальная температура ковки 925 C; - пауза между ударами 2 с; относительная степень деформации при ковке 0,67. После этого проводилась раскатка со следующими параметрами: - начальная температура 875 C; - скорость оправки 4 мм/с. Распределение объемной доли глобулярной структуры по сечению заготовки представлено на Рисунке 4.22.
Результат расчета объемной доли глобулярной структуры после осадки и прошивки совпадает с результатом, полученным в DEFORM. За счет повышения температуры заготовки из-за теплового эффекта пластической деформации материал перешел в однофазную область, что привело к формированию Объемная доля глобулярной структуры ламеллярной структуры в значительной части объема заготовки.
Как видно из рисунка 4.22, после раскатки кольцо имеет неоднородную структуру: наружная часть кольца имеет глобулярную структуру, в то время как часть материала внутри поковки имеет ламеллярную структуру. Это приведет к низким показателям механических свойств, и, как следствие, к браку. Таким образом, брак, получаемый на стадии ковки, последующей раскаткой не может быть исправлен.
1. Ковка играет определяющую роль в формировании глобулярной структуры при изготовлении колец из сплава ВТ6. Брак, получаемый на стадии ковки, последующей раскаткой не может быть исправлен.
2. Полученная математическая зависимость средней объемной доли глобулярной структуры от начальной температуры ковки, времени выдержки между ударами и степени деформации при осадке аппроксимирует данные моделирования с множественным коэффициентом детерминации, равном 0,975.
3. Разработанная математическая модель технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6 позволила спрогнозировать получение поковок с рациональной микроструктурой. Для получения наибольшей объемной доли глобулярной структуры колец необходимо: снижать начальную температуры ковки до ТПП – 80 C; увеличивать время выдержки между ударами до 5-8 с; увеличивать относительную степень деформации при осадке до 0,77; проводить раскатку с начальной температурой ТПП – 80 C; задавать скорость оправки от 2 до 4 мм/с.
Методика проектирования технологического процесса изготовления колец из сплава ВТ6 с учетом изменения микроструктуры
Исходной информацией для проектирования технологического процесса изготовления колец является чертеж детали. Путем назначения напусков и припусков на обрабатываемые поверхности, а также допусков формируется чертеж поковки.
В общем виде размеры раскатанных колец с прямоугольным поперечным сечением определяются следующим образом: Dn = (D + п) + А dn = (d-n)-A (5.1) Нп = (D + п) + Д, где Dn - наружный диаметр поковки, мм; dn - внутренний диаметр поковки, мм; Нп - высота поковки, мм; п - минимальный припуск, мм; Dn - допускаемое отклонение, мм. В случае, если разрабатывается технология изготовления профильного кольца, необходимо воспользоваться рекомендациями по разработке чертежа раскатанного кольца и расчету заготовки, изложенными в справочнике М.В. Сторожева [12]. При изготовлении титановых колец из заготовок, полученных методами обработки давлением, припуск на механическую обработку включает следующие составляющие: - припуск для удаления альфированного слоя; припуск, обеспечивающий удаление местных поверхностных дефектов (вмятины, зажимы, закаты и др.); припуск, необходимый для устранения погрешностей геометрической формы кольца (овальность, конусность и др.); - припуск на компенсацию неточностей механической обработки, обусловленных конструкцией и точностью станков и инструмента. Припуски и допуски на поковки из титановых сплавов назначаются исходя из способа изготовления, требуемой точности конечного изделия, а также предъявляемых к нему эксплуатационных требований согласно нормативной документации, например, по ОСТ 92-0966-75 [21].
Следующей стадией разработки технологического процесса изготовления колец является расчет заготовки для последующей раскатки. Ширина заготовки назначается равной ширине раскатанного кольца. Внутренний диаметр заготовки выбирается на 10…20 мм больше диаметра оправки для обеспечения свободного надевания на нее кольца. Такой выбор внутреннего диаметра заготовки для последующей раскатки обеспечивает минимальный отход при пробивке перемычки и наибольшую степень деформации при раскатке, что наилучшим образом обеспечивает формирование рациональной микроструктуры. Наружный диаметр заготовки рассчитывается из условия постоянства объема.
Исследование технологического процесса раскатки колец
Методика испытаний на сжатие соответствует ASTM E-209-00 [30]. Механические испытания со скоростями деформации от 0,01 до 1 с-1 проводились на универсальной испытательной машине Zwick/Roell Z050 с номинальной силой 50 кН (Рисунок 3.8). Максимальная скорость деформирования 10 мм/с. Машина оборудована трехзонной печью сопротивления Maytec с максимальной температурой 1200 С, управляемой контроллером температуры, и высокотемпературным экстензометром. Контроль температуры осуществляется тремя термопарами ХА. Испытательная машина оборудована системой подачи аргона для проведения испытаний в защитной атмосфере, а также новейшим блоком электроники testControl. Управление осуществляется через персональный компьютер при помощи программного обеспечения TestXpert. Деформирующий инструмент (бойки) изготовлен из сплава ЖС6У. Рабочие плоскости бойков обрабатывались на плоскошлифовальном станке.
Образцы устанавливались на нижний боек, нагревались до температуры испытания со скоростью 60 С/мин, выдерживались в течение 10 минут и деформировались в изотермических условиях по заданным режимам. В качестве смазки для уменьшения трения и предотвращения адгезии образцов к бойкам использовался пластинчатый графит. После деформации образцы немедленно закаливались в воду для фиксации микроструктуры.
Во время деформации регистрировалась сила и перемещение подвижной траверсы. Для точного определения истинной деформации образца из перемещения подвижной траверсы необходимо исключить упругую деформацию машины и оснастки. Для этого были проведены испытания на сжатие без образца при исследуемых температурах. Для предотвращения образования дефектов на рабочих поверхностях бойков использовалась прокладка из нержавеющей стали толщиной 0,5 мм. Упругая деформация системы «Машина-инструмент» отличалась не более чем на 1% при разных температурах испытания, поэтому для расчета взяты результаты испытаний при 860 С. График жесткости системы «Машина-инструмент» представлен на рисунке 3.7.
Механические испытания со скоростью деформации 50 с-1 проводились на комплексе Gleeble 3800. Для испытаний использовался модуль Hydrawedge II, предназначенный для высокотемпературных испытаний на сжатие ( Рисунок 3.9). Максимальная скорость деформирующего инструмента – до 2000 мм/с, максимальная сила 200 кН. Для предотвращения окисления испытание проводилось в вакууме. Нагрев осуществлялся электроконтактным способом. Температура контролировалась по термопаре ХА, приваренной к образцу. Охлаждение образца осуществлялось сжатым воздухом.
Заливка образцов для металлографических исследований осуществлялась на установке для заливки образцов Straers CitoPress-20, шлифовка и полировка проводилась на полуавтоматическом шлифовально-полировальном станке Straers Tegramin-30. Травление образцов проводилось следующим составом: HF - 1 часть, HN03 - 2 части, Н20 - 3 части. Металлографические исследования проводились на оптическом микроскопе Olympus GX51, оборудованном специализированной цифровой видеокамерой высокого разрешения UC30. Обработка изображений проводилась в бесплатных программах ImageJ 1.49v, IrfanView, Microsoft Image Composite Editor.
Средний размер зерен рассчитывался методом подсчета пересечений границ зерен и методом измерения длин хорд [5; 41], доля глобулярной -фазы в бимодальной структуре определялась путем наложения сетки с размером ячейки 5х5 мкм [42]. Глобулярной считалась морфология -фазы с соотношением сторон менее 3 к 1 [109; 145; 146]. 3.2. Определение температуры полного полиморфного превращения сплава ВТ6
Температура полного полиморфного (ТПП) превращения сплава ВТ6 определялась согласно инструкции ВИАМ № 1054-76 [8].
Для определения ТПП были изготовлены 18 образцов диаметром 12 мм и высотой 10 мм из сплава ВТ6 в состоянии поставки. Количество образцов было выбрано исходя из исследуемого диапазона температур от 930 до 1010 С с учетом дублирования экспериментов. Заготовки закладывались в печь, разогретую до температуры нагрева под закалку. Время выдержки в печи составляло 20 минут. Охлаждение после закалки производилось в воде с температурой 15-18 С. Микроструктура образцов из сплава ВТ6, закаленных с различной температуры, представлена на Рисунке 3.10.
За температуру полного полиморфного превращения принималась средняя температура между температурой закалки, после которой еще остаются участки глобулярной -фазы, и температурой закалки, после которой участи глобулярной -фазы отсутствуют, и структура является ламеллярной.