Результаты исследований свариваемости высокопрочных сплавов системы Al-Cu-Li-Mg, легированных серебром, скандием и цирконием

УДК 621.791

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ СВАРИВАЕМОСТИ ВЫСОКОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ СИСТЕМЫ Al-Cu-Li-Mg, ЛЕГИРОВАННЫХ СЕРЕБРОМ, СКАНДИЕМ И ЦИРКОНИЕМ

А.М. Дриц, канд. техн. наук, В.В. Овчинников, докт. техн. наук

Изучены особенности структуры сварных соединений алюминиевых сплавов системы Al-Cu-Li-Mg, полученных аргонодуговой сваркой, лазерной сваркой и сваркой трением с перемешиванием. Приведены результаты исследования механических свойств соединений.

Ключевые слова: алюминиевые сплавы, алюминиево-литиевые сплавы, аргоно-дуговая сварка, лазерная сварка, сварка трением, механические свойства, структура сварных соединений.

The Results of Studies of Weldability of High-Strength Al-Cu-Li-Mg Alloys Alloyed with Silver, Scandium and Zirconium. A.M. Drits, V.V. Ovchinnikov.

Special features of a structure of aluminium Al-Cu-Li-Mg alloy welded joints made by argon-arc welding, laser welding and friction welding with stirring have been studied. The results of the investigation of mechanical properties of the welded joints are given.

Key words: aluminium alloys, aluminium-lithium alloys, argon-arc welding, laser welding, friction welding, mechanical properties, structure of the welded joints.

На протяжении нескольких десятилетий как за рубежом, так и в России ведутся исследования, направленные на разработку алюминиевых сплавов, легированных литием.

В начале 70-х годов прошлого века в России из сверхлегкого алюминиево-литие-вого сплава 1420 впервые были изготовлены на клепке фюзеляжи палубных самолетов вертикального взлета Як-36 и Як-38, что снизило массу конструкции на 10 %. Еще большее снижение массы (на 24 %) дало применение сплава 1420 при изготовлении впервые в мире сварного фюзеляжа истребителя МиГ-29М.

В последние годы в мировой авиакосмической промышленности начался решительный переход на алюминий-литиевые сплавы. В начале 90-х годов прошлого столетия в РКК «Энергия» по заказу американского концерна «Макдональд-Дуглас» построено несколько сварных баков для жидкого кислорода диаметром 4,5 м с применением разработанного в ВИАМе алюминиево-литиевого сплава 1460

вместо сплава 2219. Это обеспечило снижение массы бака на 37 %. Баки использовали в американской многоразовой ракете «Дельта», предназначенной для вывода спутников связи на низкую орбиту. Они успешно прошли испытания при комнатной температуре и в среде жидкого кислорода как в России, так и в США и летные испытания в США. Снижение более чем на 11 % массы стрингеров, выполняющих роль элементов жесткости в конструкции гигантского расходуемого подвесного топливного бака третьего поколения для космического корабля Space Shuttle, было получено за счет применения гнутых профилей из листов алюминиево-литиевого сплава 2090 вместо сплава 2024.

В настоящее время как за рубежом, так и в России разрабатываются алюминиево-литиевые сплавы нового поколения, дополнительно легированные серебром, скандием и другими микродобавками. Сплав 2195, содержащий серебро, применяется для изготовления топливных баков ТКА, что обеспечивает ~13 %-е снижение веса по сравнению с

ранее применявшимся сплавом 2219. Также имеются сведения об использовании сплавов 2096, 2097, 2099 в конструкциях военных и транспортных самолетов вместо сплава 2124.

В настоящее время для изготовления сварных конструкций из сплавов на основе системы А!-Си-Ы-1М наибольшее распространение получила ручная и автоматическая арго-нодуговая [1], контактная и электронно-лучевая сварка [2]. Сообщается о перспективности и успешном применении в лабораторных и промышленных условиях для сварки конструкций из алюминиево-литиевых сплавов лазерной сварки и сварки трением с перемешиванием (фрикционной сварки) [3-5].

Цель исследований, результаты которых представлены ниже, - изучение свариваемости листов из высокопрочных конструкционных сплавов, разработанных на основе системы А1-Си-Ы-М^, легированных серебром, цирконием и скандием, при лазерной и фрикционной сварке с перемешиванием в сравнении с аналогичными показателями при аргонодуговой сварке.

Исследования проводили на карточках размером 100x300 мм, вырезанных из листов толщиной 3,0 мм двух химических составов, которые представлены в табл. 1. Сплавы

использовали в полностью термообработан-ном состоянии - закалка+искусственное старение. Механические свойства листов приведены в табл. 2.

Непосредственно перед сваркой торцевую поверхность свариваемых кромок, а также лицевую поверхность и поверхность со стороны проплава на расстоянии 5-10 мм от кромки зачищали шабером до металлического блеска. Указанный метод подготовки поверхности дает возможность избежать дефектов при сварке и, в первую очередь, пористости. После сварки образцов сварные соединения подвергали рентгеновскому контролю.

Для соединения образцов использовали автоматическую аргонодуговую сварку вращающимся электродом с подачей присадочной проволоки.

Режим сварки выбирали из условия полного проплавления стыка и формирования шва с выпуклостью с лицевой стороны величиной 0,3-0,6 мм и проплава с корневой стороны величиной 1,2-1,5 мм.

Для сварки использовали источник питания переменного тока ИСВУ-315. Защиту металла сварочной ванны можно осуществлять аргоном или смесью аргона с гелием. При сварке пользовались присадочной проволокой св. 1217 диаметром 2 мм.

В качестве источника нагрева использовали излучение полупроводникового лазера Spectra Physics с максимальной мощностью

излучения 10 кВт. При лазерной сварке с присадочной проволокой мощность излучения увеличивали на 10-12 % по сравнению с мощностью излучения в варианте сварки без присадки.

Для ротационной сварки с перемешиванием использовали вертикальный фрезерный станок, который оснащен системой поддержания постоянства усилия прижатия инструмента к обрабатываемой поверхности детали.

Схема ротационной сварки исследуемых сплавов показана на рис. 1. Основными

Таблица 2

Механические свойства листов

из исследуемых сплавов толщиной 3 мм

после закалки и искусственного старения

Сплав а , МПа в' о02, МПа S, % KCU, кДж/м2

1 590-600 545-560 6,8-8,2 150-172

2 480-495 362-380 9,0-10,0 185-210

Таблица 1

Химический состав исследуемых сплавов, %

Сплав Al Cu Li Zr Ag Zn Mg Sc Mn

1 Основа 4,2 1,1 0,13 0,45 0,20 0,50 0,12 -

2 Основа 2,75 1,72 0,10 - 0,46 0,26 0,05 0,36

Рис. 1. Схема процесса ротационной сварки с перемешиванием

параметрами процесса являются размеры и профиль рабочего инструмента, скорость перемещения Усв и скорость вращения ю инструмента, угол наклона инструмента а, величина заглубления инструмента. При сварке использовался инструмент, показанный на рис. 2. Инструмент выполнен с заплечиком диаметром 16 мм и стержнем диаметром 4 мм с винтовой канавкой на поверхности глубиной 0,3-0,4 мм.

Рис. 2. Инструмент для ротационной сварки исследуемых материалов

Механические свойства сварных соединений определяли в соответствии с ГОСТ 699666. Для испытаний сварных соединений на статический изгиб применяли образцы размерами 100x15x3 мм со снятыми усилением и проплавом шва.

Влияние режима и способа сварки на коэффициент трещинообразования при сварке плавлением исследовали на образцах типа «рыбий скелет» (проба Хоулдкрофта) размерами 130x90x3 мм. Коэффициент тре-щинообразования определяли по формуле

к =1 д,

тр тр' '

где ^тр - длина трещины, мм;

I - длина рабочей части образца, мм.

Исследование аргонодуговой сварки. Испытания стойкости против образования горячих трещин при сварке исследуемых сплавов осуществляли в двух вариантах - при сварке без присадочной проволоки и при сварке с присадкой.

Анализ результатов эксперимента показал, что при сварке без присадочной проволоки на обоих сплавах трещины образуются по оси шва. Для сплава 1 коэффициент трещинообразования при сварке без присадки изменяется в диапазоне 48-60 %, в то время как Кт для сплава 2 существенно выше (65-82Тр%).

Использование при аргонодуговой сварке присадочной проволоки св. 1217 позволяет существенно снизить значения Ктр. Так, для сплава 1 коэффициент трещинообразования в этом случае составит 1-4 %, а для сплава 2-3-7 %.

Результаты механических испытаний сварных соединений исследуемых сплавов представлены в табл. 3.

Таблица 3

Механические свойства сварных соединений исследуемых сплавов,

полученных автоматической аргонодуговой сваркой с присадочной проволокой св. 1217

Сплав Предел прочности ов, МПа Угол загиба а, град Ударная вязкость КСи, кДж/м2

сварное соединение металл шва металл шва зона сплавления

1 354-368 240-275 28-50 125-148 80-117

360 260 44 136 98

2 317-335 230-265 45-70 140-168 70-127

322 250 55 155 108

В результате механических испытаний сварных образцов установлено, что при дуговой сварке коэффициент разупрочнения находится на уровне 0,60-0,65.

Анализ результатов эксперимента по сварке образцов показал, что листы исследуемых сплавов возможно сваривать за один проход без применения специальной разделки свариваемых кромок.

При исследовании макроструктуры установлено, что в сварных соединениях отсутствуют внутренние дефекты в виде пор и трещин (рис. 3, а), а структура шва в плане имеет довольно мелкозернистое строение без формирования центрального кристаллита (рис. 3, б).

Исследование лазерной сварки. Для получения сварных соединений использовали пластины шириной 100 мм и длиной 300 мм. Сварку выполняли поперек направления прокатки листов.

Торцы свариваемых кромок обрабатывали механически на фрезерном станке. После фрезерования свариваемых кромок образцы подвергали размерному химическому травлению с удалением поверхностного слоя на глубину 0,05-0,08 мм с каждой стороны образца.

Исходя из условий максимального про-плавления и качества шва, наибольшего эффекта при газовой защите металла сварочной ванны при лазерной сварке достигают

Рис. 3. Макроструктура сварного шва сплава 1 в поперечном сечении (а) и в плане (б), х5

Микроструктурный анализ металла шва и металла зоны сплавления (зоны термического влияния) показал, что металл шва имеет характерное литое строение (рис. 4, а). В высокотемпературной области зоны термического влияния (зоны сплавления) отмечается наличие оплавленных зерен (рис. 4, б).

при использовании гелия. Корневую часть соединения защищали аргоном, подаваемым в формирующую подкладку. Защита шва с двух сторон является обязательным условием лазерной сварки алюминиевых сплавов.

При лазерной сварке с присадочной проволокой мощность излучения увеличивали на

Рис. 4. Микроструктура шва (а) и зоны сплавления (б) сварного соединения сплава 1, х150

10-12 % по сравнению с мощностью излучения в варианте сварки без присадки.

Коэффициент трещинообразования при лазерной сварке исследуемого сплава определяли в двух вариантах: без присадочной проволоки и с присадочными проволоками.

Лазерную сварку осуществляли на скорости 1 м/мин при защите сварочной ванны с лицевой стороны гелием и со стороны проплава аргоном.

При анализе данных эксперимента установлено, что в случае лазерной сварки без присадочной проволоки обоих исследуемых сплавов наблюдается образование трещины по оси шва. В результате обработки полученных данных определено, что при сварке без присадочной проволоки коэффициент трещи-нообразования составляет: 68,2 % для сплава 1; 77,9 % для сплава 2 .

Применение присадочной проволоки позволило полностью исключить образование трещин.

При варьировании скорости сварки с соответствующим изменением мощности излучения выявлен факт снижения коэффициента трещинообразования с ростом скорости сварки, а при скорости сварки более 3 м/мин образование трещины по оси шва полностью устраняется (табл. 4).

Использование оптимальных режимов лазерной сварки алюминиевых сплавов в диапазоне скоростей сварки 80-120 м/ч, позволяет существенно снизить деформацию образцов. Для лазерной сварки характерно снижение поперечной усадки с увеличением скорости сварки: диапазон оптимальных скоростей сварки 80-120 м/ч. Поперечная усадка при лазерной сварке в 5-6 раз меньше, чем при автоматической аргонодуговой сварке.

Металлографическими исследованиями установлено, что при увеличении скорости лазерной сварки с 1 до 4 м/мин наблюдается резкое различие в макроструктуре центральной части шва. Происходит переход от столбчатой структуры (рис. 5, а) при скорости сварки 1-1,6 м/мин к мелкой субдендритной

б

Рис. 5. Структура центральной части шва при лазерной сварке исследуемого сплава на скорости 1 м/мин (а) и 4 м/мин (б), х100

Таблица 4 Коэффициент трещинообразования при лазерной сварке без присадки сплава 2

Скорость сварки, м/мин Ширина шва, мм Длина трещины, мм Базовая длина образца, мм Коэффициент трещинообразования Ктр, %

с лицевой стороны со стороны проплава

1 3,1 3,0 116 85,9

1,6 3,0 2,5 92 68,2

2 2,8 1,6 0 135 28,4

3 2,7 1,6 0 0

4 2,6 1,0 0 0

4,8 2,5 1,0 0 0

структуре (рис. 5, б). Отличительная особенность этой структуры - различие в травимости разных участков центральной зоны шва. Возможно, это связано с неоднородностью распределения легирующих элементов.

Сварные соединения исследуемых сплавов, выполненные с присадочной проволокой св. 1217, помимо испытаний на предел прочности и угол изгиба были испытаны на предел текучести и прочность металла шва. Результаты представлены в табл. 5.

Сравнение полученных данных показывает, что сварные соединения сплава 2, выполненные с присадочной проволокой, имеют более высокие значения механических свойств по сравнению со сварными соединениями сплава 1.

На рис. 6 показана макроструктура сварных соединений исследуемого сплава при сварке без присадочной проволоки и с проволокой св. 1217. Следует отметить, что применение при лазерной сварке присадочной проволоки позволяет получать соединения без прожога при зазоре в стыке 0,5-0,6 мм против 0,10-0,15 мм в случае сварки без присадки.

а

В рамках данных исследований выявлено влияние скорости лазерной сварки на механические свойства сварных соединений. Лазерную сварку осуществляли без присадочной проволоки и с проволокой св. 1217. Полученные результаты (средние данные испытаний пяти образцов) приведены в табл. 6.

Из сравнения данных табл. 6 следует, что увеличение скорости сварки до 3 м/мин приводит к росту предела прочности соединений. Дальнейшее увеличение скорости сварки до 4 м/мин ведет к снижению предела прочности сварных соединений, выполненных без присадки. При сварке с проволокой св. 1217 прочность соединений даже несколько возрастает.

При сварке без присадки наблюдается рост угла изгиба до значения скорости 3 м/мин, а при скорости сварки 4 м/мин угол изгиба значительно снижается. Для случая сварки с присадочной проволокой св. 1217 наблюдается такая же зависимость угла изгиба от скорости сварки, только она менее выражена.

б

Таблица 5

Механические свойства сварных соединений исследуемых сплавов

при лазерной сварке с проволокой св. 1217

Сплав Предел прочности ов, МПа Предел текучести о02, МПа Угол загиба а, град Предел прочности металла шва, МПа

1 380-410 290-299 35-52 265-290

390 294 40 277

2 372-400 315-326 40-58 282-299

396 320 55 287

Рис. 6. Макроструктура сварного шва сплава 2 при лазерной сварке без проволоки (а) и с присадочной проволокой св. 1217 (б), х6

Таблица 6

Влияние скорости сварки с присадкой и без присадки

на механические свойства сварных соединений сплава 2

Свойства Скорость сварки, м/мин

1 2 3 4

Сварка без присадочной проволоки

Предел прочности ств, МПа 289 318 350 305

Угол загиба а, град 15 23 22 10

Сварка с присадочной проволокой св. 1217

Предел прочности ств, МПа 357 368 372 398

Угол загиба а, град 36 58 51 40

Исследованиями механических свойств сварных соединений установлено лучшее сочетание прочности и угла изгиба при скорости сварки 3 м/мин. В зоне сплавления наблюдается присутствие дисперсоидов. При повышении скорости сварки свойства ухудшаются, прочность и угол изгиба уменьшаются. После лазерной сварки со скоростью 6-8 м/мин наблюдается образование в зоне сплавления полиэдров - кристаллов особой формы в виде «снежинок». Подобная структура образуется при сверхвысоких скоростях охлаждения при наличии центров кристаллизации, которыми могут являться дисперсоиды.

Практически на всех режимах не наблюдается структурных изменений в зоне термического влияния. Происходит резкий переход от структуры литой зоны к структуре основного металла. Такой результат особенно важен для термоупрочняемых сплавов.

В ходе испытаний сварных соединений обоих исследуемых сплавов на прочность их разрушение проходило по зоне сплавления при сварке с присадкой (рис. 7, а) и по металлу шва при сварке без присадки (рис. 7, б).

Следует отметить, что при исследовании большого количества сечений сваренных пла-

стин и по результатам рентгеновского контроля ни при одном режиме не обнаружены дефекты в виде расслоений материала и повышенной пористости.

Исходя из приведенных выше данных механических испытаний сварных соединений, выполненных при различных скоростях сварки, можно предположить, что изменение механических свойств связано с частичным выгоранием при лазерной сварке легирующих элементов, вызывающих упрочнение сплава, - лития и магния. Результаты измерения содержания легирующих элементов в швах представлены в табл. 7.

Анализ данных табл. 7 показывает, что при лазерной сварке без присадки, когда выго-

Таблица 7

Распределение легирующих элементов в металле шва сплава 2

Присадочная проволока Скорость сварки, Содержание легирующих элементов, % мас.

м/мин Си МЕ 7п

Без присадки 1,6 4 2,50 2,55 0,48 0,55 0,25 0,39

Св. 1217 1,6 3,8 0,41 0,30

¡йй

а б

Рис. 7. Разрушение образцов сварных соединений сплава 2 при испытании на прочность (х5):

а - сварка с присадочной проволокой св. 1217; б - без присадки

рание легирующих элементов проходит наиболее интенсивно, ощутимых потерь меди, магния и цинка не происходит. Это, по-видимому, связано с установлением равновесия между сварочной ванной и плазменной фазой над ней по содержанию упомянутых элементов.

Распределение микротвердости по сечению сварного соединения для сварки с присадочной проволокой св. 1217 и без присадки приведено в табл. 8. Из оценки представленных результатов следует, что увеличение доли присадки св. 1217 приводит к росту микротвердости металла шва.

Таблица 8

Распределение микротвердости по сечению соединения сплава 2 при нагрузке 10 г

Присадочная проволока Доля участия проволоки, % Микротвердость, МН/м2

центр шва зона сплавления основной металл

Без присадки 0 190,2 226,2 245,2

Св. 1217 7,5 22,5 190,2 211,4 217,7 215,6 248,5 245,2

Увеличение скорости сварки сопровождается в случае сварки без присадки ростом твердости литого металла шва.

Результаты исследований сварки трением с перемешиванием. Выполненными экспериментами установлено, что при сварке трением с перемешиванием (СТП) у исследуемых сплавов удается получить качественное формирование соединения. Анализ макрошлифов соединений показал отсутствие дефектов в виде пор, трещин, несплошнос-тей.

При этом важное значение имеет величина подачи инструмента на один оборот: Д=у /п,

св' '

где Усв - скорость сварки, мм/мин;

п - частота вращения инструмента, об/мин.

Установлено, что при СТП исследованных сплавов дефекты в швах отсутствуют при Д=0,08-0,09 мм/об. При значении А более

0,09 мм/об в швах обоих сплавов наблюдаются рыхлоты и несплавления, а при А менее 0,08 мм/об выявлено частичное оплавление свариваемого образца в области контакта его поверхности с поверхностью инструмента.

При механических испытаниях полученных СТП сварных соединений сплава 2 определен высокий уровень механических свойств: коэффициент прочности сварных соединений составляет 0,85-0,9 от уровня прочности основного металла (табл. 9).

Таблица 9

Механические свойства соединений

алюминиевых сплавов, полученных СТП

Сплав о , МПа в' а, град

1 342-383 95-110

2 420-445 115-130

В то же время коэффициент прочности сварных соединений сплава 1 не превышает 0,58-0,65.

На рис. 8, а показано расположение различных структур зон в сечении сварного шва. Металлографический анализ показал, что основные изменения структуры происходят в зонах Си О, где в основном имеет место перемешивание металла при сварке. Размер зерна в центре сварного шва (в зоне ядра) значительно отличается от размера зерна основного металла.

На рис. 8, б приведена микроструктура основного металла со средним размером зерна 80-100 мкм, а на рис. 8, в - микроструктура металла зоны рекристаллизации сварного образца сплава 2, зерна в которой измельчились до 5-7 мкм. При этом в зоне ядра изменения химического состава не происходит, что подтверждается результатами микрорентгеноспектрального анализа.

Последнее подтверждает перспективность использования способа СТП для соединения алюминиевых сплавов, содержащих легкоис-паряющиеся элементы, а также сплавов в нагартованном состоянии.

В обобщенном виде полученные результаты механических испытаний представлены в табл. 10.

С А В О

Рис. 8. Схема расположения структурных зон при СТП (а), микроструктура (х150) основного металла - алюминиевого сплава 2 (б), и металла в зоне ядра шва (в):

А - основной металл; В - зона термического влияния; С - зона термомеханического влияния; О - зона динамической рекристаллизации

Таблица 10 Механические свойства сварных соединений исследуемых сплавов при различных способах сварки

Свойства Способ сварки

АрДЭС лазерная СТП

Предел прочности сварного соединения ств, МПа 360 322 390 396 355 432

Угол загиба а, град П р и м е ч а н и е. В числителе приведены значения для сплава 2. 44 55 свойств для сплава 40 55 1, в знаменателе - 100 125 значения свойств

Выводы

1. Исследованные алюминиевые сплавы системы А!-Си-1_1-1М имеют средние показатели свариваемости и по этой характеристике соответствуют сплаву 1460.

2. Применение автоматической дуговой сварки неплавящимся электродом в инертных газах позволяет обеспечить получение сварных соединений с прочностью на уровне 0,600,65 от прочности основного металла при использовании присадочной проволоки св. 1217.

3. При лазерной сварке исследуемых сплавов наилучшее сочетание свойств достигает-

ся при сварке с присадочной проволокой св. 1217 на скорости 2,5 м/мин. Максимальное значение предела прочности сварных соединений исследованных сплавов при этом составляет 0,75-0,80 (сплав 2) от предела прочности основного металла.

4. При СТП исследованных сплавов получены качественные швы без дефектов и без изменения химического состава в зоне перемешивания. Прочность сварных соединений сплава 1 составляет 0,58-0,65, а для сплава 2 - 0,85-0,90 от прочности основного материала.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Дриц А.М., Овчинников В.В., Крымова Т.В.

Опыт использования алюминиево-литиевого сплава 1460//Сварочное производство. 1997. № 12. С. 12-20.

2. Овчинников В.В., Егоров Р.В. Пористость швов при электронно-лучевой сварке алюминиевых сплавов, легированных литием//Вестник ИГОУ. 2006. Вып. 4. С. 92-96.

3. Шиганов И.Н., Шахов С.В., Тарасенко Л.В., Плохих А.И. Влияние скорости лазерной свар-

ки на структуру и свойства алюминиевых сплавов, легированных литием и скандием//Техно-логия машиностроения. 2005. № 10. С. 23-28.

4. Дриц А.М., Овчинников В.В. Сварка трением с перемешиванием алюминиевых сплавов// Цветные металлы. 2005. № 2. С. 66-70.

5. Ищенко А.Я., Подъельников С.В., Покляц-кий А.Г. Сварка трением с перемешиванием алюминиевых сплавов (обзор)/Автоматичес-кая сварка. 2007. № 11. С. 32-38.