Сопротивляемость зоны термического влияния сварных соединений титановых сплавов распространению трещин

Электромонтаж Ремонт и отделка Укладка напольных покрытий, теплые полы Тепловодоснабжение

Сопротивляемость зоны термического влияния сварных соединений титановых сплавов распространению трещин

02.11.2020

В настоящее время большое внимание уделяется вопросу о сопротивляемости судостроительных материалов распространению трещин, так как именно это свойство сплавов во многих случаях оказывается решающим при оценке работоспособности конструкций. В реальных корпусных конструкциях всегда могут иметься дефекты различного характера (расслои, непровары, подрезы в сварных швах, отдельные трещины, окисленные участки и т. п.). Многие из них, очевидно, можно объединить в одну группу и рассматривать как некоторые концентраторы предельной остроты, увеличение кривизны которых не приводит к дальнейшему снижению работоспособности конструкции. Такие концентраторы без особых трудностей можно моделировать в лабораторных условиях с хорошей воспроизводимостью, не опасаясь при этом неопределенности остроты. В работе была показана возможность ориентировочной оценки чувствительности некоторых титановых сплавов к подобного рода дефектам путем испытания образцов с хрупкой наплавкой в рабочей части.

Необходимо отметить, что большинство технологических дефектов, расположенных в металле шва, возникает в результате сварочных процессов. Наряду с этим ряд дефектов может быть расположен в металле зоны термического влияния. Поэтому вполне очевидна необходимость иметь данные о сопротивляемости различных зон сварного соединения распространению трещин.

При сварке корпусных титановых сплавов в качестве присадочного материала используются, как правило, высокопластичные сплавы (BH, 48-Т2В), которые малочувствительны к дефектам сварки. Поэтому больший интерес с этой точки зрения представляют прилегающие к металлу шва участки основного металла, подверженного воздействию термического цикла сварки, которые могут иметь довольно низкую сопротивляемость распространению трещин по сравнению с основным металлом и тем самым снижать работоспособность всей конструкции.

Методика и результаты исследования


Исследованию подвергались титановые сплавы, химический состав и механические свойства которых приведены в табл. 1. Основным видом испытания был загиб пластин размером 22х110х400 мм, вырезанных из листов толщиной 36 мм (Ti—Al—V) и 46 мм (Ti—Al—V—Si и Ti—Al—Zr—V) при диаметре оправки пуансона 240 мм. Для исследования зоны термического влияния на пластины предварительно были наплавлены валики без присадочного материала под защитой аргона автоматом АДС-1000М с последующей строжкой на глубину проплавления основного металла. Глубина проплавления определялась травлением поперечного сечения заготовок. Наплавка проводилась на режимах, которые применяют при заполнении разделки и выполнении усиления шва при ручной аргоно-дуговой сварке сплавов типа 48-ОТЗ толщиной 25—110 мм (диаметр присадочного материала 6мм): сила тока 400 а, напряжение на дуге 13 в, скорость сварки 8,4 м/час.

Погонная энергия (qп) при этом составляла 4300 кал/см. Часть пластин после наплавки была термически обработана при температуре 850° с выдержкой 2 часа и дальнейшим охлаждением на воздухе. Схема изготовления образцов показана на рис. 1.
Сопротивляемость зоны термического влияния сварных соединений титановых сплавов распространению трещин

Глубина проплавления основного металла составляла 5 мм при ширине зоны термического влияния равной 3 мм. Местом зарождения трещин на всех образцах являлся хрупкий валик, наплавленный в центре пластины без защиты аргоном, размером 10х25 мм. При испытании образцов на изгиб трещина, образующаяся в наплавке, распространялась по ширине образца, т. е. в зону термического влияния по направлению наплавки. Схема разрушения при этом полностью имитирует схему распространения трещин в зоне термического влияния сварных конструкций при взрывных нагрузках в случае отсутствия поперечных трещин до начала испытания (рис. 2). Что касается вопроса о возможности сравнения характера разрушения при статической и взрывной нагрузках, то в случае применения взрывной нагрузки увеличение скорости распространения трещины по сравнению со скоростью при статическом испытании не должно быть значительным. При статических испытаниях, как показано ниже, разрушение также происходило при повышенной скорости за счет освобождения значительной по величине предварительно накопленной упругой энергии.


Оценка сопротивляемости материала распространению трещин производилась по углу загиба, при котором трещина распространялась на 15—20 мм. Результаты испытаний и характерный вид распространившейся трещины показаны соответственно в табл. 2 и на рис. 3. Для сравнения в табл. 2 приведены данные аналогичных испытаний основного металла. Из этой таблицы видно, что основной металл и зона термического влияния сплава композиции Ti—Al—V при qп=4300 кал/см обладают большей сопротивляемостью распространению трещин, чем сплавы системы Ti—Al—V—Si и Ti—Al—Zr—V. Угол загиба последних примерно в 6 раз меньше, чем у сплава композиции Ti—Al—V. Необходимо отметить, что угол 95° был предельным из-за ограничения на испытательной машине, причем на большинстве образцов из сплава композиции Ti—Al—V трещина еще не выходила за пределы хрупкой наплавки. У остальных же сплавов трещина при всех исследуемых вариантах распространялась вне зоны хрупкой наплавки при малых углах загиба, причем в некоторых случаях разрушение происходило мгновенно по всей ширине образца. Последующая термическая обработка практически не повлияла на угол загиба образцов.

Значительный интерес представляло сопоставление угла загиба с таким известным критерием оценки сопротивляемости материалов разрушению, как критическая температура хрупкости, определяемая при испытании образцов Дроздовского на статический изгиб (Tвдс), а также с пластичностью материала в надрезе при растяжении цилиндрических образцов. С этой целью из тех же листов исследуемых сплавов были изготовлены образцы после имитации термического цикла сварки около-шовной зоны (qп=4300 кал/см). Термическая обработка заготовок размером 12х12х80 мм, из которых изготавливались образцы Дроздовского и цилиндрические образцы с надрезом, производилась на машине Родигина по следующему режиму: скорость нагрева 300 град./сек., максимальная температура нагрева 1500°, время выдержки при этой температуре 5 секунд, скорость охлаждения в интервале температур полиморфного превращения 25 град./сек.

Нетрудно показать, что этот режим термической обработки соответствует термическому циклу, который действует на околошовную зону при qп=4300 кал/см. Принимая схему мощного быстродвижущегося источника тепла на поверхности полубесконечного тела, можно определить мгновенную скорость охлаждения в интервале температур полиморфного превращения по уравнению

где К — коэффициент теплопроводности;

T0 — температура окружающего металла, °С;

T — температура, при которой определяется скорость охлаждения, °С.

Подставляя в уравнение значения известных параметров, получаем Vохл = 25 град./сек., что соответствует скорости охлаждения при имитации использованного термического цикла сварки на машине Родигина.

Диаметр рабочего сечения цилиндрических образцов 5 мм, глубина надреза 2,5 мм, радиус кривизны в надрезе 1 мм.

Пластичность материала оценивалась по относительному сужению образцов в надрезе (wн) при температуре испытания 20°. Результаты испытаний показаны в табл. 3.

Из рис. 4, где приведены результаты испытаний на загиб, растяжение и статический изгиб образцов Дроздовского, видно, что критическая температура хрупкости исследуемых титановых сплавов и их сопротивляемость распространению трещин, оцениваемая по испытаниям образцов с хрупкой наплавкой, находятся в определенной зависимости. Чем выше критическая температура хрупкости, тем ниже сопротивляемость материала распространению трещин. Значительная разница проявилась между сплавом композиции Ti—Al—V, с одной стороны, и сплавами Ti—Al—V—Si,Ti—Al—Zr—V — с другой. В то же время почти не выявилось отличия между сплавами композиции Ti—Al—V с различной термической обработкой, хотя их критические температуры хрупкости отличались на 80° (10 и —70°), и между сплавами композиций Ti—Al—V—Si и Ti—Al—Zr—V, имеющих также разные критические температуры хрупкости (табл. 3). Очевидно, этот факт объясняется прежде всего температурой испытания гибовых образцов с хрупкой наплавкой (20°), которая для сплава композиции Ti—Al—V при всех видах термической обработки выше критической температуры хрупкости, а для остальных исследуемых сплавов — ниже. Результаты испытаний образцов с хрупкой наплавкой, приведенные в работе, показали аналогичную закономерность: два исследуемых титановых сплава с различной критической температурой хрупкости при температуре испытания 20° имели значительную разницу в сопротивляемости распространению трещин при статических и взрывных нагрузках, так как один сплав испытывался в докритической области (Ткдс меньше Тисп), а второй — в закритической (Ткдс больше Тисп)).

Вполне закономерным является вопрос о возможности сравнения по критической температуре хрупкости материалов с различными прочностными характеристиками, так как различие в температурах, при которых появлялся срыв на диаграмме нагрузка — прогиб при испытании на статический изгиб, в значительной степени может определяться различием в значениях предварительно накопленной упругой энергии. Следует отметить, что критическая температура хрупкости для исследуемых титановых сплавов определялась по срывам на диаграммах нагрузка — прогиб, а не по виду излома.

Так как при равных модулях нормальной упругости запас упругой энергии определяется максимальной разрушающей нагрузкой, то для правильной оценки сопротивления исследуемых материалов распространению трещин необходимо, очевидно, привести их максимальную разрушающую нагрузку к одинаковой величине, что проще всего сделать, уменьшив рабочее сечение более прочного материала (за счет высоты рабочего сечения). Необходимая высота сечения определяется расчетом по приближенной формуле

где h2 — необходимая высота рабочего сечения более прочного материала, мм;

h1 — принятая высота рабочего сечения менее прочного материала, мм;

o2 и o1— временное сопротивление исследуемых материалов (o2 > o1), кгс/мм2.

Для проверки изменения критической температуры хрупкости двух сплавов с различными прочностными характеристиками (табл. 4) при приведении их к одинаковой разрушающей нагрузке были испытаны на статический изгиб образцы Дроздовского, вырезанные из основного металла с различным сечением (разница по высоте сечения при неизменной ширине). Как видно из табл. 5, разрушающая нагрузка для сплавов композиций Ti—Al—V и Ti—Al—V—Si (I и II) будет одинаковой при уменьшении высоты рабочего сечения образца из сплава Ti—Al—V—Si (I и II) примерно на 0,2—0,5 мм; при этом критическая температура хрупкости сплава уменьшается, очевидно, не более чем на 5°, т. е. на величину, которая практически находится в пределах ошибки.

Таким образом, можно сделать вывод, что различие в прочностных характеристиках исследуемых сплавов композиций Ti—Al —V и Ti—Al—V—Si (примерно 10 кгс/мм2) практически не сказывается на величине критической температуры хрупкости.

Результаты испытаний на растяжение цилиндрических образцов с надрезом при температуре 20° показывают, что зависимость относительного сужения в надрезе от критической температуры хрупкости аналогична зависимости угла загиба образцов с хрупкой наплавкой от критической температуры хрупкости (рис. 4). Подобная аналогия вполне закономерна, если иметь в виду, что сопротивляемость материала распространению трещин в значительной степени зависит от работы, затрачиваемой на развитие пластической деформации у конца распространяющейся трещины.

Выводы


1. Испытания образцов с хрупкой наплавкой позволяют в определенной мере оценить сопротивляемость титановых сплавов распространению трещин при условии, если исследуемые сплавы при данной температуре испытания находятся в различных областях: докритической Тисп больше Ткдс и закритической Тисп меньше Ткдс.

2. Пластичность материала в надрезе при испытании цилиндрических образцов на растяжение и критическая температура хрупкости связаны с сопротивляемостью титановых сплавов распространению трещин определенной зависимостью: повышение критической температуры хрупкости соответствует снижению относительного сужения в надрезе при растяжении.

3. Сопротивляемость распространению трещин основного металла и зоны термического влияния сплава композиций Ti—Al—V выше, чем сплавов композиций Ti—Al—V и Ti—Al—Zr—V.

Имя:*
E-Mail:
Комментарий: