СПОСОБ ЛИНЕЙНОЙ СВАРКИ ТРЕНИЕМ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ТИТАНОВЫХ СПЛАВОВ
METHOD OF FRICTION SEAM WELDING OF PARTS FROM TITANIUM ALLOYS

Изобретение относится к сварке трением и может быть использовано в различных отраслях машиностроения, например при производстве или ремонте моноблоков турбомашин из титановых сплавов.
Нагрев поверхностей соединяемых сваркой трением деталей может осуществляться либо за счет вращения одной из деталей относительно другой, либо за счет линейного колебательного движения [например, европейский патент №0719614, МПК B23K 20/12], либо за счет углового колебательного движения [европейский патент №0624420, МПК B23K 20/12, и патент РФ №2043891, МПК B23K 20/12]. При этом наиболее распространенными и разработанными способами сварки трением являются ротационная сварка и перемешивающая сварка трением [Сварка трением: Справочник / В.К.Лебедев, И.А.Черненко, Р.Михальски и др.; Под общ. ред. В.К.Лебедева, И.А.Черненко, В.И.Билля. - Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1987. - 236 с.].
Известен также способ сварки трением [АС СССР №1512740, опубл. 07.10.89, БИ №37], включающий стадию нагрева, на которой детали приводят в относительное вращение при постоянном приложении контактного давления, и стадию проковки, которую осуществляют после прекращения вращения. Сварка по этому способу производится в температурном интервале, обеспечивающем отсутствие условий закалки быстрорежущей стали в зоне термического влияния.
Недостатками известных способов сварки трением являются либо их непригодность [АС СССР №1512740], либо низкая стабильность качества сварных соединений [европейский патент №0624420, МПК B23K 20/12, и патент РФ №2043891, МПК B23K 20/12] применительно для таких деталей, как лопатки турбомашин, вследствие высокой вероятности возникновения непроваров и подрезов, вызываемых выхватыванием поверхностных слоев металла, прилегающего к стыку, гратом. Эти недостатки вызываются неравномерностью нагрева стыка по всему сечению.
Наиболее близким техническим решением, выбранным в качестве прототипа, является способ линейной сварки трением деталей из сплавов, включающий стадию нагрева, на которой заготовки прижимают друг к другу по контактным поверхностям с усилием, обеспечивающим давление процесса сварки стыка при заданной амплитуде и частоте относительного перемещения заготовок вдоль их контактных поверхностей, и стадию проковки, осуществляемую после прекращения возвратно-поступательных перемещений заготовок приложением давления проковки [патент США №7,125,227, МПК B23K 20/12, Process for manufacturing or repairing a monobloc bladed disc, 2006 г.]. Указанный способ позволяет изготавливать моноблоки лопаточных дисков турбомашин или производить их ремонт.
Процессы линейной сварки трением становятся ключевыми технологиями формирования сварных соединений из трудносвариваемых материалов и могут быть широко использованы в ремонтном производстве. Достоинством линейной сварки трением является минимальная подготовка поверхностей к свариванию. Линейная сварка трением достаточно активно применяется в авиадвигателестроении для соединения лопаток с дисками [Corzo M., Torres Y., Anglada M., Mateo A. Fracture behaviour of linear friction welds in titanium alloys // Anales de la Mecanica de Fractura. - V.1, 2007. - Pp.75-80].
Однако известный способ линейной сварки трением деталей [патент США №7,125,227, МПК B23K 20/12, Process for manufacturing or repairing a monobloc bladed disc, 2006 г.] не позволяет получать качественные сварные соединения, обеспечивающие высокие эксплуатационные свойства деталей.
Задача, решаемая предлагаемым способом, заключается в повышении качества сварных соединений, обеспечивающих высокие эксплуатационные свойства деталей, за счет совмещения стадии проковки с упрочняющей ультразвуковой обработкой.
Решение поставленной задачи достигается тем, что в способе линейной сварки трением деталей из титановых сплавов, включающем стадию нагрева, на которой заготовки прижимают друг к другу по контактным поверхностям с усилием, обеспечивающим давление процесса сварки стыка при заданной амплитуде и частоте относительного перемещения деталей вдоль их контактных поверхностей, и стадию проковки, осуществляемую после прекращения возвратно-поступательных перемещений деталей приложением давления проковки, в отличие от прототипа проковку детали проводят в два этапа: на первом этапе совмещают с ультразвуковой обработкой, которую проводят при частоте от 10 кГц до 100 кГц, а на втором этапе проковки процесс ультразвуковой обработки прекращают.
Решение поставленной задачи достигается также тем, что в способе линейной сварки трением деталей из титановых сплавов величину давления процесса сварки берут равной от 30 МПа до 180 МПа, время от 0,3 с до 6 с, амплитуду от 1 мм до 3 мм и частоту от 40 до 80 Гц, а на первом и втором этапах проковки величину давления задают от 160 МПа до 320 МПа, причем время первого этапа проковки берут от 0,1 с до 1,5 с, а время второго этапа проковки берут от 0,2 с до 2 с, при этом возможны следующие варианты способа: возвратно-поступательное перемещение деталей осуществляют с интервалом времени их остановки от 0,05 с до 0,3 с; в качестве свариваемых деталей из титановых сплавов используют перо лопатки и диск турбомашины.
Решение поставленной задачи достигается также тем, что в способе линейной сварки трением деталей из титановых сплавов коэффициент удельной подводимой мощности при сварке деталей турбомашин выбирают от 2,2 кВт до 3,2 кВт.
Решение поставленной задачи достигается также тем, что в способе линейной сварки трением деталей из титановых сплавов нагрев осуществляют в температурном интервале сверхпластичности металла одной из заготовок.
В процессе возвратно-поступательного движения деталей подлежащие свариванию поверхности прижимаются для образования плотного контакта. Генерируемая в плоскости сварки теплота способствует пластической деформации приповерхностных объемов свариваемых материалов деталей. 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. 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 внутреннего трения и пластической деформации, а также физико-химическими и металлургическими аспектами.
Для осуществления интенсивного нагрева поверхностей стыка соединяемых заготовок, а также для качественного удаления загрязнений и окислов из зоны контакта необходимо производить подвод значительной энергии, которая определяется, при прочих равных условиях, частотой и амплитудой возвратно-поступательного движения заготовок, а также усилием их прижатия. При этом одна и та же величина подводимой энергии может быть получена при различном сочетании указанных параметров процесса сварки и свойства сварного соединения во всех этих случаях будут различаться.
Первые стадии нагрева места стыка деталей требуют интенсивного нагрева и значительных амплитуд для удаления загрязнений через флеш. Так, например, диапазон амплитуд от 1 мм до 2 мм недостаточен для удаления загрязнений и окислов из зоны контакта деталей. В то же время качественное удаление загрязнений и окислов происходит при амплитудах от 3 мм до 5 мм.
В то же время для более качественного формирования шва с меньшими значениями остаточных напряжений и дефектов более целесообразен плавный переход от стадии нагрева к стадии проковки.
Так, при сварке известным способом титановых сплавов, таких, например, как Ti-6Al-4V, в зоне центра сварки микроструктура из первоначальной бимодальной α-β, а в процессе трения полностью переходит в однофазную β-структуру. Измерение температуры в процессе сварки показало, что в зоне сварки она превышает 1100°C, т.е. превышает температуру β-перехода в 995°C. В зоне сварки существенно уменьшается размер зерна: он составляет от 3,8 до 5,3 мкм против 12,5 мкм в исходном материале. Исследование характера и величин остаточных напряжений и деформаций после сварки сплава Ti-6Al-4V показало, что изменение деформаций и напряжений максимально в направлении нормали к поверхности сварного шва.
Кроме того, применение упрочняющей ультразвуковой обработки позволяет значительно повысить эксплуатационные свойства сварного соединения. Благодаря одновременному применению дополнительного воздействия на материал электромагнитными импульсами с ультразвуковой частотой 10-100 кГц, на поверхности контакта свариваемых деталей создаются зоны повышенного давления, обеспечивающего дополнительное уплотнение шва и оптимальное избыточное давление в материале, необходимое для эффективного перемешивания материала в замкнутом объеме и удаления загрязнений. В результате получается более плотный однородный шов по всему сечению. Воздействие ультразвуковых импульсов на дефектную структуру формируемого стыка приводит к дополнительному локальному тепловому воздействию, особенно интенсивно проявляющемуся в области его структурных дефектов. Это приводит к значительной интенсификации процессов восстановления структуры материала в областях с повышенной плотностью дефектов, которые протекают без перегрева основной массы металла обрабатываемой детали. Кроме того, дополнительным преимуществом от использования ультразвуковых импульсов является эффект упрочнения.
Предлагаемое изобретение иллюстрируется следующими схемами и графиками (фиг.1-6). Фиг.1-6 содержат: свариваемый образец 1, плоскости контакта 2, свариваемый образец 3, зависимость предела текучести от температуры 4, точка Р2 для нарастающей силы 5, точка Р1 для нарастающей силы 6, точка Р1 для постоянной во времени силы 7 (Lx, Ly, Lz - линии, проходящие через геометрический центр О контактирующей плоскости 2; F - прижимная сила; Ox, Oy, Oz - оси координат; Р1 - точка, расположенная в геометрическом центре поверхности контакта, Р3 и Р4 - точки, соответствующие смещению в вертикальном направлении относительно точки Р1 на один и два элемента соответственно, Р2 соответствует центру ребра, лежащего в плоскости контакта и перпендикулярного направлению движения; стрелки, направленные навстречу друг другу, - направление движения образцов).
На фиг.1-6 представлены: фиг.1 - схема задания контрольных линий для определения распределения температуры; фиг.2 - неравномерная разметочная сетка; фиг.3 - расположение контрольных точек Р1, Р2, Р3, Р4; фиг.4 - зависимость температуры в контрольных точках от времени (а - Р1, б - Р2, в - Р3, г - Р4,); фиг.5 - зависимость напряжения в контрольных точках от времени (а - Р1, б - Р2, в - Р3, г - Р4,); фиг.6 - зависимость напряжения от температуры.
Для оценки влияния параметров процесса сварки были проведены следующие исследования. Вначале были проанализированы наиболее важные для процесса линейной сварки трением факторы:
1. Из-за высоких механических нагрузок (прижимное усилие образцов при сварке) приводит к появлению больших напряжений;
2. Скорость нагрева в результате трения является высокой (порядка 700 K за 1 с), что приводит к появлению больших градиентов температур (нагрев происходит значительно быстрее, чем перераспределение тепла за счет теплопроводности образца);
3. Задача является трехмерной и единственной симметрией является зеркальная симметрия относительно вертикальной плоскости, параллельной направлению движения образцов, что позволяет уменьшить количество элементов только вдвое. Расчет нельзя свести к плоской задаче.
Моделирование проводили на мелкой трехмерной сетке (с большим количеством элементов) и с малым шагом по времени (большое количество интервалов для небольшого промежутка времени). Для анализа полученных результатов были выбраны следующие линии: Lx, Ly, Lz - линии, проходящие через геометрический центр О контактирующей плоскости 2 (фиг.1). По этим линиям был получен характер распределения температуры во времени вдоль направления движения образца 1, в направлении действия прижимной силы F и в направлении, перпендикулярном движению образца 1 и прижимной силы F. Неравномерная сетка, используемая для дальнейших расчетов, показана на фиг.2.
Дальнейшие расчеты проводились для двух случаев: когда прижимная нагрузка F во время всего процесса постепенно нарастает и прикладывается постоянная сила (фиг.2). Исследования показали, что температура вблизи плоскости контакта 2 в результате трения образцов 1 и 3 возрастает от комнатной температуры до 886°C. Распределение температур в плоскости xOz останется более или менее равномерным в области постоянного контакта 2 и снижается на концах образцов 1 и 3 вдоль оси движения из-за непостоянного контакта этих областей. Во время отсутствия контакта в этих крайних областях прекращается нагрев за счет трения и происходит охлаждение за счет переноса тепла вдоль вертикальной оси (т.к. градиент температур вдоль оси Оу значительно выше, чем вдоль оси Ох, то дополнительный нагрев за счет более теплых областей вдоль Ox не компенсируется охлаждением за счет более холодных областей вдоль оси Оу). Со временем происходит нагрев областей вдали от поверхности контакта 2 за счет теплопереноса вглубь образцов 1 и 3, однако за время моделирования (0,5 с) область нагрева меняется незначительно и остается в пределах узкой предконтактной области. Распределение напряжений концентрируется вблизи поверхности контакта 2 для верхнего образца 1 и равномерно распределяется в объеме второго образца 3. На нижней плоскости нижнего образца 3 возникают сильные напряжения (в результате фиксации этой плоскости).
Для контроля значений для поля температур и поля напряжений от времени выберем контрольные точки: Р1 - расположенную в геометрическом центре поверхности контакта, Р3 и Р4 - точки, соответствующие смещению в вертикальном направлении относительно точки Р1 на один и два элемента соответственно, Р2 соответствует центру ребра, лежащего в плоскости контакта и перпендикулярного направлению движения (фиг.3). Зависимость температуры в контрольных точках от времени показана на фигуре 4. В точке Р2, где контакт сохраняется только половину периода, температура в среднем растет, но в течение периода есть промежутки нагрева и остывания. В центре плоскости контакта рост температуры со временем становится более равномерным. Незначительные колебания могут быть объяснены наличием градиента температуры в направлении Ох, где граничные точки испытывают сильные перепады температуры (например, точка Р2). При переходе вглубь образца относительно точки Р1 (т.е. к точкам Р3 и Р4) колебания температуры затухают и зависимость становится равномерно и монотонно возрастающей. Результаты для значений поля напряжений в различных точках вблизи поверхности контакта представлены на фигуре 5. Значительный перепад напряжений в точке Р2 объясняется наличием периодов времени, когда контакта со вторым образцом нет. В среднем напряжения во всех точках монотонно и линейно возрастают в соответствии с ростом прижимной силы. Основным результатом моделирования линейной сварки трением для второй фазы (переход от упругой деформации к пластической) является точное определение момента времени, когда появляются пластические деформации. Критерием является определение предела текучести - значения напряжения в элементе образца, когда появляется остаточная деформация. Предел текучести сильно зависит от температуры, что наблюдается в экспериментах по определению предела текучести (фиг.6, линия 4).
В процессе моделирования авторами были получены зависимости напряжений от температуры в различных точках образца и для различного характера приложения прижимной силы (фиг.6): для нарастающей силы (линия 5 - точка Р2, линия 6 - точка Р1) и для постоянной во времени силы (линия 7 - точка Р1). Как видно из графика (фиг.6), предел текучести достигается в точках в плоскости контакта для температуры порядка 1040 K. Причем пластичность в граничных точках достигается раньше, чем вблизи центра плоскости контакта, но данный переход не является устойчивым (из-за резких колебаний напряжений в граничной области).
Способ осуществляется следующим образом. На собранные встык и зафиксированные соединяемые детали устанавливают одно из известных устройств для линейной сварки трением [например, патент РФ №2280546, МПК B23K 20/12. Инструмент для фиксации лопаток и его применение для сварки лопаток трением. Опубл. 27.07.2006 г. Бюл. №21]. Затем задают требуемое усилие прижатия, выбирая его из диапазона значений от 160 МПа до 320 МПа, устанавливают требуемые значения стадии нагрева, усилия проковки и параметров ультразвуковой обработки первого этапа проковки, которые выбирают из диапазона частот от 10 кГц до 100 кГц. Причем время первого этапа берут от 0,1 с до 1,5 с, а время второго этапа берут от 0,2 с до 2 с, а интервал времени остановки возвратно-поступательных перемещений деталей составляет от 0,05 с до 0,3 с. Затем включают сварочное устройство, запрограммированное согласно выбранным параметрам процесса, и производят весь цикл сварки с упрочняющей ультразвуковой обработкой.
Пример. С целью оценки эксплуатационных свойств деталей из титановых сплавов (ВТ6, ВТ14, ВТ3-1, ВТ22), полученных по предлагаемому способу и способу-прототипу, были проведены следующие исследования. Были изготовлены две партии лопаток. Первая партия лопаток изготавливалась по способу-прототипу, а вторая - в соответствии с предлагаемым способом.
Линейную сварку трением деталей по способу-прототипу осуществляли по следующим режимам. Амплитуда: 3 мм (неудовлетворительный результат (Н.Р.)); 4 мм (Н.Р.); 5 мм (Н.Р.). Частота: 15 Гц (Н.Р.); 30 Гц (Н.Р.); 45 Гц (Н.Р.); 60 Гц (Н.Р.); 70 Гц (Н.Р.). Величина давления процесса сварки: 30 МПа (Н.Р.); 60 МПа (Н.Р.); 120 МПа (Н.Р.); 180 МПа (Н.Р.). Величина давления проковки: 160 МПа (Н.Р.); 260 МПа (Н.Р.); 320 МПа (Н.Р.).
Линейную сварку трением деталей по предлагаемому способу осуществляли по следующим режимам. Этап нагрева: амплитуда: 0,8 мм (неудовлетворительный результат (Н.Р.)); 1 мм; 2 мм; 3 мм; 4 мм (Н.Р.). Частота: 35 Гц (Н.Р.); 140 Гц; 50 Гц; 60 Гц; 80 Гц; 85 Гц (Н.Р.). Величина давления процесса сварки: 26 МПа (Н.Р.); 30 МПа; 60 МПа; 120 МПа; 180 МПа; 190 МПа (Н.Р.). Время: 0,2 с (Н.Р.); 0,3 с; 6 с; 7 с (Н.Р.). Время остановки возвратно-поступательных перемещений заготовок составляло 0,03 с (Н.Р.); 0,05 с; 0,3 с; 0,4 с. (Н.Р.). Величина давления проковки: 150 МПа (Н.Р.); 160 МПа; 260 МПа; 320 МПа; 330 МПа (Н.Р.). Параметры процесса ультразвуковой обработки: 10 кГц до 100 кГц, 8 кГц (Н.Р.); 10 кГц; 30 кГц; 60 кГц; 100 кГц; 110 кГц (Н.Р.).
Коэффициент удельной подводимой мощности PI брался равным 2,0 кВт (Н.Р.); 2,2 кВт; 2,6 кВт; 3,2 кВт; 3,4 кВт (Н.Р.). Коэффициент удельной подводимой мощности PI определялся по формуле:
1
1
2
2
где а - амплитуда, f - частота, Р - давление трения, А - площадь поверхности сварки, k - коэффициент, учитывающий геометрию сечений контактных поверхностей (для лопаток k брался равным: 1,03 (Н.Р.); 1,04; 1,06; 1,08; 1,09 (Н.Р.)), k - коэффициент, учитывающий изменение условий теплоотвода от контактных поверхностей (для контакта типа блиск k брался равным: 1,01 (Н.Р.); 1,02; 1,03; 1,06; 1,07 (Н.Р.)).
Нагрев в предлагаемом способе линейной сварки трением осуществлялся также в температурном интервале сверхпластичности металла одной из заготовок (параметры процессов сварки которых для приведенных выше титановых сплавов являются ноу-хау). ((Н.Р.) означает появление технологических дефектов в сварном соединении или низкие эксплуатационные свойства.)
1
Испытания, проведенные на выносливость и циклическую прочность лопаток из титановых сплавов в условиях эксплуатационных температур (при 300-450°C) на воздухе, показали, что условный предел выносливости (σ) лопаток в среднем составляет по способу-прототипу 290-325 МПа (Н.Р.), а по предлагаемому способу 425-440 МПа.
Повышение предела выносливости у лопаток, полученных сваркой по предлагаемому способу, указывает на то, что при применении одного из следующих вариантов проведения линейной сварки трением: стадия нагрева, на которой заготовки прижимают друг к другу по контактным поверхностям с усилием, обеспечивающим давление процесса сварки стыка при заданной амплитуде и частоте относительного перемещения заготовок вдоль их контактных поверхностей, и стадия проковки, осуществляемая после прекращения возвратно-поступательных перемещений заготовок приложением давления проковки; проведение проковки детали в два этапа: на первом этапе совмещают с ультразвуковой обработкой, которую проводят при частоте от 10 кГц до 100 кГц, а на втором этапе проковки процесс ультразвуковой обработки прекращают; использование величины давления процесса сварки от 30 МПа до 180 МПа, времени от 0,3 с до 6 с, амплитуды от 1 мм до 3 мм и частоты от 40 до 80 Гц; использование на первом и втором этапах проковки давления от 160 МПа до 320 МПа при времени первого этапа проковки от 0,1 с до 1,5 с и времени второго этапа проковки от 0,2 с до 2 с; возвратно-поступательное перемещение заготовок осуществляют с интервалом времени их остановки от 0,05 с до 0,3 с; в качестве свариваемых заготовок из титановых сплавов используют перо лопатки и диск турбомашины; коэффициент удельной подводимой мощности при сварке деталей турбомашин выбирают от 2,2 кВт до 3,2 кВт; осуществление нагрева в температурном интервале сверхпластичности металла одной из заготовок, - решается поставленная в предлагаемом техническом решении задача - повысить качество сварных соединений и обеспечить высокие эксплуатационные свойства деталей за счет совмещения стадии проковки с упрочняющей ультразвуковой обработкой.