Особенности формирования сварных соединений жаропрочного деформируемого никелевого сплава ВЖ 175, полученных ротационной сваркой трением Саморуков Максим Львович

Диссертация - 480 руб., доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Автореферат - бесплатно, доставка 10 минут, круглосуточно, без выходных и праздников

Саморуков Максим Львович. Особенности формирования сварных соединений жаропрочного деформируемого никелевого сплава ВЖ 175, полученных ротационной сваркой трением: диссертация ... кандидата Технических наук: 05.16.09 / Саморуков Максим Львович;[Место защиты: ФГУП Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов], 2017.- 145 с.

Содержание к диссертации

Введение

1. Cварка трением в машиностроении 11

1.1 Ротационная сварка трением 12

1.2 Инерционная сварка трением 14

1.3 Линейная сварка трением (ЛСТ) 17

1.4 Оборудование для сварки трением (ротационной / инерционной) 18

1.5 Свариваемость жаропрочных никелевых сплавов сваркой трением 24

1.5.1 Исследование свариваемости ротационной сваркой трением сочетания сплавов ЭК79 с ВЖ172

1.5.2 Исследование свариваемости ротационной сваркой трением одноименного сочетания жаропрочного никелевого сплава ЭП975

1.5.3 Исследование свариваемости ротационной сваркой трением сочетаний сплавов ВЖ172Л + ВЖ172Л и ВЖ172Л + ВЖ172

1.5.4 Исследование свариваемости сваркой трением зарубежных жаропрочных никелевых сплавов (в т. ч) . гранульных

1.6 Моделирование ротационной (инерционной) сварки трением 40

Выводы 56

2. Материалы, оборудование, оснастка, методики исследования 57

2.1 Жаропрочный деформированный сплав ВЖ175 57

2.2 Установка ротационной сварки трением ПСТ-50-2М 58

2.3 Сварочная оснастка 60

2.4 Определение механических свойств 65

2.5 Исследования структуры и химического состава 69

2.6 Математическое моделирование методом конечных элементов 70

2.7 Определение реологических свойств сплава ВЖ175 71

2.8 Определение температуры 74

3. Математическое моделирование технологического процесса ротационной сварки трением методом конечных элементов

3.1 Исследование влияния параметров этапа нагрева на распределение температур и деформаций в соединяемых заготовках

Выводы 82

4. Исследование влияния давления нагрева на качество сварных соединений

4.1 Изготовление сварных образцов для исследования влияния технологических параметров процесса сварки

4.2 Исследование структуры сварных соединений 84

4.3 Определение статического угла изгиба сварных соединений 85

4.4 Исследование фрактографии изломов сварных соединений 88

4.5 Исследование влияния параметров технологического процесса сварки на микротведость (HV) в зоне сварного шва

4.6 Исследование структуры сварных соединений просвечивающей электронной микроскопией и определение плотности дислокаций

4.7 Образование сварного соединения в твердой фазе 97

4.8 Определение оптимальных параметров технологического процесса сварки (давления и времени нагрева)

Выводы 101

5. Выбор оптимального диапазона параметров ротационной сварки трением

5.1 Объекты исследования 102

5.3 Построение моделей 106

5.2 Методика построения модели 102

5.4 Анализ полученных результатов 107 Выводы 115

6. Разработка технологии ротационной сварки трением заготовки ротора малоразмерного газотурбинного двигателя

6.1 Выбор режима термической обработки сварных соединений 116

6.2 Исследование механических свойств сварных соединений после эксплуатационных нагревов

6.3 Исследование структуры сварных соединений после эксплуатационных нагревов

6.4 Выбор режимов ротационной сварки трением имитаторов ротора малоразмерного ГТД

Выводы 130

Заключение 131

Список сокращений и условных обозначений 133

Словарь терминов 134

Список литературы

Инерционная сварка трением
Исследование свариваемости сваркой трением зарубежных жаропрочных никелевых сплавов (в т. ч) . гранульных
Математическое моделирование методом конечных элементов
Исследование влияния параметров технологического процесса сварки на микротведость (HV) в зоне сварного шва

Введение к работе

Актуальность работы

В настоящее время возможность производства перспективных образцов техники определяется в т.ч. технологиями получения неразъемных соединений – технологиями сварки и пайки. Применение того или иного метода сварки обусловлено конструктивными особенностями свариваемого узла и применяемыми материалами. Повышающиеся требования к техническим характеристикам конечных изделий определяют сложность подходов к разработке и производству материалов. Усложнение материалов, как то: применение новых легирующих элементов и / или увеличение их количества, приводит к усложнению или к изменению оптимальных методов работы с материалом в т.ч. методам сварки. Так, методы сварки плавлением не применимы для соединения многих современных металлических материалов со специальными свойствами, применение которых при изготовлении элементов конструкций самолетов, двигателей, корпусов специальной техники является условием, определяющим возможность обеспечения данными образцами техники повышенных требований к их эксплуатационным характеристикам. Для соединения подобных материалов применяются различные методы в т.ч. методы сварки в твердой фазе. Для соединения листовых материалов и плит из высокопрочных алюминиевых и алюминий-литиевых сплавов широко применяются методы сварки трением с перемешиванием. Для соединения цилиндрических деталей с целью получения сварных узлов типа «вал-вал», «диск-вал», «цилиндр-цилиндр» и т.д. из жаропрочных никелевых сплавов, титановых сплавов в конструкциях газотурбинных двигателей за рубежом применяют ротационную или инерционную сварки трением. Внедрение данных технологий при изготовлении отдельных узлов и деталей ГТД позволит не только значительно снизить себестоимость процесса изготовления, но и использовать более жаропрочные сплавы, которые не могут быть соединены методами сварки плавлением.

Одним из узлов, при изготовлении которого перспективно внедрить ротационную сварку трением, является ротор малоразмерной турбины. Сегодня производство подобных деталей заключается в деформации их из прессованного прутка жаропрочного никелевого сплава. Применение ротационной сварки трением для изготовления заготовок роторов малоразмерных ГТД диаметром диска до 300 мм, диаметром вала до 40 мм и суммарной длиной до 400 мм позволит значительно снизить уровень остаточных напряжений, повысить качество, а также снизить себестоимость получаемых заготовок. Кроме того, ротационная сварка трением позволяет получать сварные соединения современных жаропрочных никелевых сплавов с коэффициентом ослабления не менее 0,8 – 0,9 от прочности основного материала.

Таким образом, исследование, направленное на разработку технологии ротационной сварки трением ротора малоразмерного ГТД для применения ее вместо используемых сегодня деформационной обработки или методов сварки плавлением, является актуальной задачей.

В рамках данной работы исследована свариваемость жаропрочного
деформируемого никелевого сплава ВЖ175 ротационной сваркой трением с
применением методов математического моделирования и масштабирования
технологических параметров применительно к ротору турбины

малоразмерного ГТД. Определена требуемая последовательность сварки и термической обработки для обеспечения максимально высокого уровня прочностных характеристик сварных соединений.

Цель работы: Определение влияния технологических параметров

ротационной сварки трением на структуру и механические характеристики
сварных соединений жаропрочного деформируемого никелевого сплава
ВЖ175 для обеспечения требуемых прочностных характеристик

применительно к деталям ГТД.

Задачи работы:

Построить модель ротационной сварки трением жаропрочного деформируемого никелевого сплава ВЖ175 методом конечных элементов для исследования влияния технологических параметров ротационной сварки трением (давление и время нагрева) на распределение температур и деформаций в сварном соединении.
Исследовать особенности образования сварного соединения при ротационной сварке трением жаропрочного деформируемого никелевого сплава ВЖ175.

3. Исследовать методом математического моделирования влияние
технологических параметров ротационной сварки трением на прочностные
свойства сварных соединений.

4. Выбрать технологическую схему сварки жаропрочного деформируемого
никелевого сплава ВЖ175 для получения требуемых прочностных
характеристик сварных соединений.

Научная новизна работы:

1. Методом конечных элементов построена модель ротационной

сварки трением жаропрочного деформируемого никелевого сплава ВЖ175, показывающая зависимость температур, степеней и скоростей деформаций по зонам сварных соединений от давления нагрева (P_н) и времени нагрева (t_н), которые определяют условия образования сварного соединения в твердой фазе и уровень механических свойств.

Показано, что необходимым условием образования качественного сварного соединения при ротационной сварке трением является наличие структуры с повышенной плотностью дислокаций в зоне контакта, формирование которой происходит под действием давления нагрева (P_н) и времени нагрева (t_н) и свидетельствует о повышенной степени деформации в зоне сварного соединения, что подтверждается результатами исследования структуры и значениями механических характеристик сварных соединений.
Построены математические модели зависимостей механических свойств (_в⁺²⁰, _в⁶⁵⁰, KCU⁺²⁰) сварных соединений, полученных по технологическим схемам: сварка в закаленном состоянии с последующим старением и сварка в термически упрочненном состоянии от технологических параметров сварки: давления нагрева (P_н), времени нагрева (t_н) и давления проковки (P_п). Показано, что определяющими уровень механических свойств параметрами технологического процесса являются P_н, t_н.

Практическая значимость работы:

1. Разработана технология ротационной сварки трением

применительно к высоконагруженным дискам из сплава ВЖ175 «Изготовление дисков КВД и турбины сложной геометрической формы диаметром до 300 мм из сплава ВЖ175 с применением неразъемного соединения» (ТР 1.2.2278-2012).

Проведенные исследования позволили разработать технологию «Сварка трением заготовок фасонных деталей из жаропрочных сплавов ВЖ172Л и ВЖ172» (ТР 1.2.2296-2013).
Результаты проведенных расчетов и исследований формирования сварных соединений при ротационной сварке трением позволяют разработать рекомендации по выбору необходимых технических характеристик установок ротационной сварки трением для соединения деталей различной геометрии и типоразмеров.

На защиту выносятся:

1. Модель ротационной сварки трением заготовок жаропрочного
деформируемого никелевого сплава ВЖ175, показывающая влияние
технологических параметров сварки на распределение температур и
деформаций в контакте.

2. Результаты исследования влияния параметров ротационной сварки
трением на комплекс механических свойств сварных соединений,
полученных по исследуемым технологическим схемам.

3. Результаты исследования влияния технологической схемы
ротационной сварки трением жаропрочного деформируемого сплава ВЖ175
на комплекс механических свойств и структуру сварного шва.

4. Выбор технологической схемы и оптимальных параметров
технологического процесса ротационной сварки трением жаропрочного
деформируемого никелевого сплава ВЖ175 для получения требуемых
прочностных характеристик сварных соединений.

Апробация работы

Основные результаты работы докладывались на конференциях:

Заочные Климовские чтения, Санкт-Петербург, 2009 г.;
Научно-технический конгресс по двигателестроению, «Двигатель 2010», Москва, 2010 г.;
Всероссийская научно-техническая конференция молодых ученых «Новые решения и технологии в газотурбостроении», Москва, 5 – 8 Октября, 2010 г.;
Семинар «Технологии сварки в твердой фазе», ФГУП «ВИАМ», 1 Сентября, 2011 г.;
Семинар «Перспективы и направления развития жаропрочных сплавов и специальных сталей. Технологии переработки и изготовления», ФГУП ВИАМ, 26 Января, 2012 г.;
Симпозиум «Новые материалы и перспективные технологии металлургии», Научно – технический конгресс «Международный форум газотурбостроения», Москва, 15 – 18 Апреля, 2014 г.;
VI Всероссийская научно-техническая конференция молодых специалистов посвященная 90-летию образования «УМПО», Уфа, 6 Ноябрь, 2015 г.;
Круглый стол «Сварка и высокотемпературная пайка в авиастроении», Москва, ФГУП «ВИАМ», 3 Июня, 2016 г.;
II Международная научно-техническая конференция «Новые материалы и технологии глубокой переработки сырья – основа инновационного развития экономики России», ФГУП «ВИАМ» 27 Июня 2017 г. (стендовый).

Публикации

По результатам работы опубликованы 12 статей, в том числе 7 статей в журналах, входящих в перечень ВАК Минобрнауки России.

Структура и объем работы

Диссертация состоит из введения, шести глав, выводов, списка литературы из 126 наименований, 145 страниц машинописного текста, 87 рисунков и 45 таблиц.

Инерционная сварка трением

В начале технологического процесса свариваемые заготовки устанавливаются и зажимаются в оснастке патрона и траверсы. Запускается вращение шпинделя. При ротационной сварке трением шпиндель приводится во вращение трехфазным асинхронным электрическим двигателем через ременную передачу. В зависимости от технических характеристик оборудования скорость вращения шпинделя может варьироваться. Типовой скоростью вращения является 800 - 1000 мин-1. Для сварки деталей малых диаметров характерны более высокие скорости вращения - более 1500 - 2000 мин-1. Цилиндрические заготовки сводятся до соприкосновения торцов. Фаза нагрева определяется двумя параметрами: давлением нагрева (Рн) и временем нагрева (tH). Изменение этих параметров позволяет обеспечить требуемый уровень и динамику нагрева свариваемого стыка, требуемую осадку (рис. 1.3 а) [21, 22]. Сечение сварных соединений: а - сечение соединения «вал - вал» с указанием направления деформации металла при сварке; б - сечение соединения «труба - труба» с механически удаленным гратом с внешней поверхности сварного соединения. Значение давления нагрева определяется материалом и геометрическими характеристиками свариваемых заготовок. Значение времени нагрева определяется требуемой осадкой. Длительность этапа нагрева может быть задана точным указанием времени или величины требуемой осадки, по достижению которой этап нагрева будет окончен и начнется этап проковки [23]. Окончание стадии нагрева заключается в моментальной остановке вращения шпинделя и одновременном возрастании давления до значения давления проковки [7, 8].

Стадия проковки характеризуется двумя параметрами: давлением проковки (Рпр) и временем проковки (tnp). Как правило, давление проковки в 1,5 - 2,0 раза выше давления нагрева [9]. В рамках данного диапазона уровень давления проковки может быть выбран экспериментально. Давление проковки определяет конечную осадку сварного соединения (рис. 1.2). Длительность стадии проковки должна быть достаточной для снижения температур в зоне сварки на 30 - 50 % от максимальных значений.

Инерционная сварка трением близка по схеме к ротационной. Процесс может быть как одноступенчатый с одной стадией нагрева, так и двухступенчатый со стадиями нагрева и проковки (рис. 1.4, 1.5) [24]. скорость вращения время Окончание сварки

Отличие инерционной от ротационной сварки трением состоит в том, что в последнем случае шпиндель установки не вращается с постоянной скоростью. Скорость вращения шпинделя в процессе сварки изменяется от максимальных значений до минимальных. Энергия, затрачиваемая на нагрев сварного соединения в ходе технологического процесса, предварительно запасается в раскручиваемом до определенной угловой скорости маховике. Длительность стадии нагрева определяется временем до остановки вращения шпинделя или величиной необходимой осадки. Нагрев свариваемого стыка происходит при спадающей частоте вращения шпинделя [8, 25].

В литературных источниках отмечаются следующие положительные особенности инерционной сварки трением [7, 8, 11]:

1. машины инерционной сварки потребляют меньше электроэнергии, чем машины ротационной сварки, но, в то же время, отличаются большей производительностью за счет малого времени сварки;

2. температуры в сварном шве находятся в области максимальных значений лишь очень короткое время, что позволяет создать условия, затрудняющие образование хрупких интерметаллидных фаз при сварке разнородных материалов.

Основными параметрами технологического процесса инерционной сварки трением на стадии нагрева являются: давление нагрева (Рн) суммарный момент инерции маховика (Js), начальная окружная скорость вращения шпинделя (ю) [8].

Ориентировочное давление нагрева может быть выбрано на основании данных, предоставленных организацией MTI (Manufacturing Technology Inc.) (табл. 1.1) [26]. Таблица 1.1. Давление нагрева для различных материалов. Материал Давление нагрева, МПа Низкоуглеродистая сталь 110 Среднеуглеродистая сталь 130 Малоуглеродистая сталь 140 Сверхпрочные сплавы 460 Мартенситностареющая сталь 185 Коррозионно-стойкая сталь 170 Инструментальная сталь 370 Медь или латунь 47 Титан и его сплавы 76 Алюминий и его сплавы 55-78

На основании площади сечения свариваемых заготовок расчет требуемой кинетической энергии для соединения заготовок производится по формуле: Wk = coydS где юУд - удельная энергия, требуемая для сварки, Дж/м2; S - площадь сечения свариваемой заготовки, м2.

В литературных источниках приводятся значения удельных энергий (юуд) для групп материалов (табл. 1.2) [8, 26].

Требуемый момент инерции маховика, который необходимо обеспечить для получения сварного соединения, рассчитывается по формуле: где Js - суммарный момент инерции вращающихся элементов машины (свариваемой детали и оснастки); со - начальная угловая скорость вращения, рад/с. Изменяя начальную угловую скорость вращения маховика и с учетом ограничений по максимальному суммарному моменту инерции конкретного оборудования, возможно определить технологические параметры стадии нагрева при инерционной сварки трением.

Основными параметрами технологического процесса инерционной сварки трением на стадии проковки являются: давление проковки (Рщ,) и время проковки (tnp) [8]. В литературных источниках показано, что уровень давления проковки целесообразно задавать в 1,5 - 2,0 раза выше давления нагрева. Оптимальный уровень целесообразно выбирать опытным путем.

ЛСТ становится ключевой технологией формирования сварных соединений из жаропрочных титановых и никелевых сплавов, сталей со специальными свойствами в одноименном и разноименном сочетании для соединений типа блиск ГТД и ГТУ (рис. 1.6) [11, 27, 28, 37]. Рисунок 1.6. Заготовка блиска, полученная линейной сваркой трением на ПАО «УМПО» [27].

Метод может быть применен как при производстве отдельных узлов и деталей, так и в ремонтном производстве. В процессе возвратно-поступательного движения с частотой порядка 60 Гц и амплитудой до 3-х мм, заготовки, подлежащие свариванию, сжимаются для образования плотного контакта. Генерируемая в плоскости сварки теплота, способствует пластической деформации приповерхностных объемов свариваемых материалов. В процессе сварки вязко-пластичные слои металла перемещаются к границам свариваемой поверхности. При этом происходит удаление окислов и загрязнений, которые могут присутствовать в зоне сварки. Короткая длительность процесса сварки (несколько секунд), обеспечивает малую зону термического влияния. Длительность процесса возвратно-поступательного движения составляет 0,2 сек. Для обеспечения точности сварки необходимо предусматривать мероприятия для устранения перекосов и погрешностей расположения свариваемых поверхностей. Процесс формирования сварного шва достаточно сложен и определяется трибологическими свойствами контакта, особенностями протекания процессов трения и пластической деформации, а также физико-химическими и металлургическими аспектами.

Исследование свариваемости сваркой трением зарубежных жаропрочных никелевых сплавов (в т. ч) . гранульных

Исследование влияния осевого усилия на величину осадки показало, что в начальный момент времени какое - либо изменение продольного размера отсутствует. Это означает, что в контакте не образовалось еще достаточно энергии для нагрева и пластифицирования приповерхностных объемов материала. С увеличением давления время до начала образования грата, т.е. уменьшения продольного размера сварного соединения, уменьшается. Из этого явления авторы делают вывод, что осевое усилие является критичным в процессе трансформации механической энергии в тепловую. Это, в том числе, выражено при исследовании влияния осевого давления на скорость деформации. Показано, что она возрастает экспоненциально при возрастании осевого давления.

Было исследовано влияние скорости относительного вращения свариваемых заготовок на температуру в контакте и величину осадки. Показано, что при всех скоростях вращения происходит резкое первоначальное увеличение температуры в контакте. С течением времени происходит достижение определенного уровня квазистационарной температуры, которая тем выше, чем выше скорость вращения.

Влияние скорости вращения шпинделя на величину осадки выражается в том, что при скорости 400 мин"1 заданный уровень осадки достигается за 3 секунды, тогда как при скорости вращения 2000 мин"1 тот же самый уровень достигается уже за 1,2 секунд. Далее величина осадки увеличивается линейно с течением времени сварки.

Таким образом, авторам удалось разработать двухмерную модель методом конечных элементов в программном продукте Abaqus и получить высокую сходимость смоделированных результатов с экспериментальными данными.

В работе [49] авторы разработали математическую одномерную модель сварки трением разноименного сочетания алюминиевого сплава и низкоуглеродистой стали на основе метода конечных разностей. Целью моделирования было определение термического цикла при нагреве и охлаждении в сварном соединении. Измеренные и рассчитанные данные по изменению температуры в контакте имеют хорошую сходимость. При построении математической модели были сделаны допущения, что теплообразование и давление распределены равномерно по площади контакта, отсутствует теплообмен поверхности свариваемых заготовок с окружающей средой и элементами установки, свариваемый материал гомогенный и изотропный. В работе была разработана модель теплообразования в контакте деталь - деталь: q\r) = = /лpаr, (1.12) dA где q - поток тепла, образующейся в контакте от трения по поверхности примитивного кольца dA; dA - площадь примитива - кольца с внутренним радиусом r и шириной dr на поверхности контакта свариваемых заготовок; dP - дифференциальная сила необходимая для вращения примитива с площадью dA;ju- коэффициент трения; p - осевое давление действующее в контакте свариваемых заготовок; а - угловая скорость относительного вращения заготовок. Авторы показывают, что мощность пластической деформации или внутренний энергетический уровень q свариваемой заготовки может быть определен как: q- рає , (1 13) где а - эквивалентное напряжение, є - скорость эквивалентной деформации и J3 - термическая эффективность пластической деформации. В соответствии с теорией пластической деформации, большая часть работы по деформации переходит в тепло с термической эффективностью р, которая обычно принимается равной 0,9. Остальная часть энергии сохраняется в энергии дислокаций и вакансий. Для простоты расчетов авторы не учитывают мощность пластической деформации вследствие ее незначительного объема по сравнению с объемом энергии, образующейся от действий сил трения в контакте. В статье [50] авторы приводят уравнение теплопроводности Фурье применительно к термомеханической задаче сварки трением: дТ дТ 1 д + и (, дТЛ hP (гт \ . к (Т-Тп)+а, (1.14) dt дх рСРдх{ дх) рСРАУ 0/ где Т - температура, Т0 - температура окружающей среды, и - скорость осадки, р- плотность материала, СР- теплоемкость, А - площадь сечения, Р- периметр зоны контакта, к - теплопроводность, h - коэффициент излучения, х - расстояние от зоны контакта, t- время. Для простоты это выражение может быть записано: + u = a -0(To)+q dt дх йг , (1.15) к п hP где а = ;/? = рСР рСРА Теплопотери через конвекцию происходят исключительно с цилиндрической поверхности заготовок при сварке. Расчет температуры при сварке трением проходит в два этапа. Первый - этап нагрева, второй - этап остывания. Для стадии нагрева начальные и граничные условия обозначены авторами как: Т(х, th)=T0, для th=0 , ST , -к = о,лг=0, ДЛЯ 1ь 0 (1.16) дх n И -к = UT0\x=L , ДЛЯ th 0, (1.17) где th - время этапа нагрева, Т0 - начальная температура образцов, которая равна 29 С, q - тепловой поток с поверхности контакта (х=0). Авторы принимают, что на стадии охлаждения происходит образование сварного соединения. Начальные и граничные условия в этом случае будут: T(XJ, tc)=Tn, для tc=0 дТ -к = h(T0),xJ = 0 , ДЛЯ1С 0, (1.18) где Xj - расстояние от левого торца сварного образца, tc - время стадии остывания, к - теплопроводность, Т - температура образцов, Тп - значение температуры, рассчитанное на этапе нагрева на п итерации. В статье применяется метод конечных разностей для расчета температурных значений. Авторы статьи приняли значение скорости осадки равным нулю.

Авторами были получены зависимости нагрева и остывания в точках, отстающих от зоны контакта на 2 мм, 10 мм. Рассчитанные и измеренные значения температур, в общем, не соответствуют друг другу. Это является следствием того, что в расчетах делались значительные допущения - не учитывалась скорость осадки и различное теплообразование по зоне контакта. Если второе допущение не оказывает серьезного влияния при незначительных радиусах свариваемых образцов, то не учитывание явления осадки при расчетах температурных полей приводит к погрешностям в расчетах. Так как тепло, образованное в контакте свариваемых заготовок, расходуется в значительной мере на нагрев объемов материала, переходящего под действием осевого давления в грат и остывающего с излучением энергии как в окружающую среду, так, и вследствие теплопроводности, в основной материал. Модель же, предложенная авторами, учитывает лишь теплопроводность в основной материал и не учитывает образование грата.

Математическое моделирование методом конечных элементов

Исследование влияния параметров технологического процесса сварки на микротведость (HV) в зоне сварного шва

При изменении давления нагрева с 30 до 50 атм с учетом постоянства остальных технологических параметров уровень прочностных свойств сварных соединений, полученных по технологической схеме - сварка с последующей термической обработкой, изменяется на 55-80 % для предела кратковременной прочности при +20 С, на 50-90 % для предела кратковременной прочности при 650 С на 25-30 % для ударной вязкости при +20 С. Уровень прочностных свойств сварных соединений, полученных по технологической схеме - сварка в термически упрочненном состоянии, изменяется на 40-55 % для предела кратковременной прочности при +20 С, на 45-65 % для предела кратковременной прочности при 650 С, на 25-30 % для ударной вязкости при +20 С.

При изменении времени нагрева с 8 до 11 секунд с учетом неизменности остальных технологических параметров уровень прочностных свойств сварных соединений, полученных по технологической схеме - сварка с последующей термической обработкой, изменяется на 30-60 % для предела кратковременной прочности при +20 С, на 40-75 % для предела кратковременной прочности при 650 С, на 15-17 % для ударной вязкости при +20 С. Уровень прочностных свойств сварных соединений, полученных по технологической схеме - сварка в термически упрочненном состоянии, изменяется на 25-30 % для предела кратковременной прочности при +20 С, на 25-43 % для предела кратковременной прочности при 650 С, на 15-20 % для ударной вязкости при +20 С.

Это является результатом того, что давление нагрева и время нагрева обеспечивают полноту протекания стадий процесса образования сварного соединения в твердой фазе [106 - 108]: образование физического контакта, активацию контактных поверхностей с образованием активных центров схватывания и последующее объемное взаимодействие. Увеличение длительности действия давления нагрева или его величины в исследуемом диапазоне приводит к образованию большего количества центров схватывания на активированных поверхностях контакта и более полному объемному взаимодействию и, следовательно, к увеличению уровня прочности сварных соединений.

Изменение давления нагрева в диапазоне низких значений (от 10 до 30 атм) не приводит к значительному изменению механических свойств сварных соединений, и они не превышают 30-60 % от свойств сварных соединений, полученных в оптимальном диапазоне исследуемых параметров. Так, для образцов, полученных по технологической схеме -сварка с последующей термической обработкой, прочностные свойства изменяются не более чем на 10-15 % при времени нагрева 8 с и на 5-10 % при времени нагрева 11 с (рис. 5.5, 5.6). Эти показатели для образцов, полученных по технологической схеме - сварка в термически упрочненном состоянии, составляют в среднем 30 - 35 % от значений, полученных в оптимальном диапазоне исследуемых параметров. Значения ударной вязкости в этих условиях составляют 50 - 75 % от соответствующих значений, полученных на оптимальных режимах (рис. 5.11). Это подтверждает, что давление нагрева и время нагрева играют определяющую роль в образовании сварного соединения. При низких давлениях нагрева не обеспечиваются условия для пластической деформации приконтактных объемов металла (рис. 5.7), не происходит удаления окисных плен и загрязнений из зоны сварного шва, и, следовательно, последующая активация контактных поверхностей имеет ограниченный характер. В результате могут образовываться дефекты типа слипания, которые могут быть выявлены ультразвуковым методом контроля (рис 5.8).

С-скан сварного образца трубчатого сечения, полученного на режиме с минимальным значением давления нагрева. Амплитуда эхосигнала участков красного цвета в 3 раза превышает сигнал от КО 0,8 мм.

Величина давления проковки оказывает незначительное влияние на уровень механических свойств (рис. 5.9, 5.10, 5.13). При изменении давления проковки с 80 атм до 100 атм изменение уровня механических свойств не превышает 7-14 % для показателей предела кратковременной прочности при +20 и 650 С и ударной вязкости исследуемых технологических схем.

Влияние изменения давления проковки (х3) при времени нагрева 11 с (х2 = 1), и давлении нагрева ЗО атм (xi = 0) на предел кратковременной прочности (ав+20, ав650)

Анализ данных, полученных расчетным путем, показывает, что наиболее высокие механические свойства сварных соединений образцов жаропрочного никелевого сплава ВЖ175 обеспечиваются при применении режима сварки: давление нагрева 50 атм, время нагрева 10 - 11 с, давление проковки более 80 атм, что подтверждено данными механических испытаний.