Влияние термического цикла сварки на хладноломкость и чувствительность титановых сплавов к надрезу

Зона термического влияния сварных соединений, как правило, находится при эксплуатации конструкций в наиболее неблагоприятных условиях. Это объясняется прежде всего наличием механического концентратора напряжений в области, примыкающей к металлу шва за счет определенной величины усиления. Если в стыковых сварных соединениях за счет обеспечения достаточной прочности металла шва (например, используя при сварке высокопрочный присадочный материал) усиления можно не выполнять, то в соединениях впритык даже при отсутствии усиления концентратор напряжений практически всегда имеется. Потому необходимо было исследовать влияние концентратора напряжений на механические свойства зоны термического влияния.



В качестве исследуемых материалов были использованы три титановых сплава, химический состав и механические свойства которых приведены в табл. 1. Испытанию подвергались гладкие (гагаринские) и цилиндрические образцы с кольцевой выточкой на статическое растяжение при температурах 20, -100 и -196° (глубина надреза 2,5 мм, радиусы дна надреза 1,0 и 0,1 мм, угол надреза 47°). Коэффициенты концентрации (Кн), рассчитанные по Нейберу, для данных параметров надреза соответственно равны 1,86 и 4,9 Диаметр рабочей части надрезанных образцов был равен диаметру образцов без надреза (5 мм). При испытании гагаринских образцов определялись временное сопротивление, предел текучести, истинное сопротивление разрыву, относительное удлинение и относительное сужение, а при испытании образцов с надрезом — временное сопротивление, истинное сопротивление разрыву и относительное сужение в надрезе.

Одна часть образцов была вырезана из основного металла (вдоль направления проката при расположении оси образца на одной трети толщины листа), вторая часть — из заготовок размером 12x12x80 мм, предварительно термически обработанных на установке Родигина по следующим термическим циклам, имеющим место в околошовной зоне в процессе сварки титановых сплавов: скорость нагрева 300 град./сек., максимальная температура нагрева 1500°, время выдержки при 1500° 1—2 секунды, среда охлаждения — вода и воздух, скорости охлаждения соответственно 300 и 30 град./сек.

Кроме того, часть заготовок из основного металла до и после имитации термического цикла сварки была подвергнута отжигу в печи при 850° в течение 2 часов с последующим охлаждением на воздухе.



Чувствительность материала к надрезу при статических испытаниях на растяжение, как правило, определяется прочностной овн/овг и деформационной wн/wг характеристиками (огн и wн — соответственно временное сопротивление и относительное остаточное сужение надрезанного образца, овг и wг — временное сопротивление и относительное сужение гладкого образца).

Принято считать, что при отношении овн/овг > 1 материал нечувствителен к надрезу, так как наличие надреза упрочняет металл. В соответствии с этим соотношением Чернецов, например, при сравнении сплавов системы Ti—Al, выплавленных на различных губках (ТГ0, ТГ1, ТГ2, ТГ3), определил исследованные сплавы по чувствительности к надрезу как равноценные, так как характеристика овн0,1/овг была во всех случаях более 1 (глубина надреза 2,5 мм, угол надреза 47°, радиус надреза 0,1 мм, диаметр рабочей части в надрезе 5 мм).

Только по отношению wн0,1/wг, которое было меньше 1, выявилась определенная закономерность, снижению качества губки соответствовало уменьшение деформационной характеристики. В работе для оценки чувствительности высокопрочных титановых сплавов на основе системы Ti—Al—Sn использовалась характеристика овн0,3/овг при комнатной и отрицательных температурах (до -196°). Несмотря на то, что это отношение для исследованных титановых сплавов при всех температурах испытания оказалось >1, авторы работывсе-таки считали, что тот сплав, который имеет меньшую величину отношения овн0,3/овг, более чувствителен к надрезу. При этом при пониженных температурах чувствительность к надрезу титановых сплавов повышалась.

Авторами работы при исследовании отдельных зон сварного соединения из сплава 48-OT3 в качестве критерия косвенной оценки чувствительности к надрезу при растяжении была предложена характеристика х = ву, где в = овн/овг и у = wн/wг, благодаря которой было установлено влияние сварочного процесса на сплав 48-ОТ3.

Если рассмотреть прочностные характеристики всех исследованных в данной работе титановых сплавов с различными вариантами термической обработки, то в = овн0,1/овг во всех случаях оказывается также >1, и при этом довольно трудно сделать какие либо определенные выводы относительно чувствительности этих сплавов к надрезу.

По деформационной характеристике wн0,1/wг уже можно определить изменение чувствительности к надрезу под влиянием различного рода термических воздействий (табл. 2). В соответствии с этой характеристикой сплавы Ti+5,5 % Al+2,5 % V+0,3 % Si и Ti+6 % Al+6 % Zr+1 % V под действием термического цикла сварки более резко изменяют чувствительность к надрезу, чем сплав 48-ОТЗВ. Однако по характеристикам сопротивления разрушению можно определить чувствительность к надрезу, если полученные в данной работе результаты рассмотреть с несколько иных позиций. Для этого достаточно представить полученные данные в виде зависимостей w = f(Кн) и Sк = f(Kн), где Kн — коэффициент концентрации по Нейберу.

Графическая интерпретация характерных результатов исследований представлена на рис. 1—3. Как видно, характер кривых разрушающих напряжений по мере увеличения коэффициента концентрации соответствует изменению разрушающих напряжений на обобщенной диаграмме Иоффе — Давиденкова в области вязких разрушений (рис. 4). Предельная же пластичность уменьшается во всем диапазоне изменения остроты надреза по мере ее увеличения.

Интересно отметить, что предложенная Шнадтом так называемая основная диаграмма для металлов (рис. 5) точно воспроизводит обобщенную диаграмму Иоффе—Давиденкова. Причем Шнадт при разработке своей диаграммы, как он сам отмечает, пользовался только методом «разумного предположения». He останавливаясь подробно на теории Шнадта, поясним обозначения его диаграммы. По оси ординат отложена величина наибольшего главного напряжения о1, а по оси абсцисс — так называемая пластифицирующая сила П, которая определяется соотношением главных напряжений:

«Кополярная точка» (Copolar Point) Iо определяет отсутствие перед разрушением пластической деформации, а «трансполярная точка» (Transpolar Point) N — максимальное напряжение разрушения при данных скорости деформации и температуре испытания. Точка A0 является пределом текучести материала для случая простого растяжения (п=1). Диаграмма Шнадта предложена только для определения влияния остроты надреза на сопротивляемость материалов разрушению, и автор не использовал ее для определения влияния других охрупчивающих факторов, таких, например, как температура и скорость деформации. Кроме того, теория Шнадта насыщена многочисленными ранее не известными черминами, которые хотя он и считает их незаменимыми при пояснении, создают определенные трудности. Обобщенная же диаграмма Иоффе — Давиденкова не требует введения новой терминологии и является более доступной для понимания.

Рассмотрим теперь результаты наших исследований. Очевидно, в соответствии с рис. 1—3 чувствительность материалов и, в частности, околошовных зон к надрезу целесообразно определять по изменению Sк, а не он. Так как хотя временное сопротивление исследуемых материалов с увеличением Ku от 1 до 4,9 постоянно увеличивается, Sк в этом диапазоне достигает определенного максимума и при дальнейшем увеличении Kn уменьшается. Шнадт предполагал, что на восходящей ветви кривой зависимости Sк=f(п) процесс разрушения происходит только под действием касательных напряжений, а на нисходящей — от отрыва, но с предварительными сдвиговыми деформациями. Таким образом, Sк с этой точки зрения является характеристикой, более чувствительной к изменению процесса разрушения под влиянием охрупчивающих факторов, чем временное сопротивление.

В соответствии с вышеизложенным в качестве критерия оценки чувствительности к надрезу можно предложить либо Kн, соответствующее максимальному значению истинного сопротивления разрушению Sкmax, либо Ku, соответствующее достижению хрупкой прочности Sхр. Чем при более высоких значениях Kн достигаются соответствующие значения сопротивления разрушению, тем менее чувствителен материал к надрезу. При равных значениях Кн, при которых достигаются Sхр и Sкmax, вероятно, материалы можно сравнивать по величине хрупкой прочности — чем меньше уровень Sхр, тем большей чувствительностью к надрезу обладает материал.

Однако по результатам исследований значения Кн, соответствующие Sкmax, определить довольно трудно из-за недостаточного количества экспериментальных данных (небольшое количество различных надрезов внутри исследованного диапазона Ku) Значение же Ku, соответствующее Sхр, и величину Sхр определить также не представлялось возможным из-за относительно низких максимальных значений Kn-

В данном случае можно использовать другой критерий оценки чувствительности к надрезу — величину отношения овн/Sкн при максимальном значении Кн. Для большей точности следовало бы использовать отношение osн/Sкн, где osн —напряжение, вызывающее текучесть материала. Однако из-за невозможности в данной работе определить osн и учитывая, что временное сопротивление овн изменяется с изменением Кн приблизительно соответственно osн, был принят коэффициент m = oвн0,1/Sкн0,1. Характерные значения коэффициента m для исследованных сплавов и видов термической обработки показаны в табл. 3. В соответствии с предложенной характеристикой m более высокой чувствительностью к надрезу обладает околошовная зона сплавов Ti+5,5% Al+2,5% V+0,3% Si и Ti+6% Al+6% Zr+1% V. Сплав 48-ОТ3В под действием различных видов термических воздействий в процессе сварки практически не изменяет чувствительности к надрезу. Термическая обработка имитированной околошовной зоны всех исследованных в данной работе сплавов при температуре 850° в течение 2 часов с последующим охлаждением на воздухе не привела к улучшению свойств зоны термического влияния.

Характер влияния понижения температуры на прочностные и пластические характеристики для всех исследованных титановых сплавов и их околошовных зон примерно одинаков (рис. 6 и 7). os, овн и Sк при понижении температуры возрастают, причем наибольший градиент имеет Sк, а предельная пластичность падает. Ход кривых os и Sк указывает на отсутствие хладноломкости исследуемых титановых сплавов при различных видах термического воздействия в исследованном диапазоне температур. Сосредоточенная деформация для всех структур исследованных титановых сплавов при понижении температуры снижается аналогично относительному сужению, а равномерная деформация, как правило, повышается. Это повышение, очевидно, объясняется увеличением степени однородности распределения микропластических деформаций в отдельных кристаллитах и подтверждает отсутствие хладноломкости структур исследованных сплавов. Подобная закономерность изменения равномерной деформации титановых сплавов от температуры была получена ранее в работе при малых содержаниях отдельных легирующих элементов (алюминий, цирконий, медь и др.). Что касается сосредоточенной части деформации, то уменьшение ее при понижении температуры, очевидно, происходит благодаря ускорению процесса накопления дефектов кристаллической решетки в ходе деформации, что в свою очередь приводит к возникновению исходной трещины и разрушению на более ранних стадиях пластического течения. Предельная пластичность всех исследованных в данной работе титановых сплавов при увеличении остроты надреза качественно изменяется так же, как и при снижении температуры испытания. Однако степень уменьшения относительного сужения при усилении концентратора напряжений (wн0,1/wг) при температуре 20° значительно больше, чем при снижении температуры (wг-196°/wг20°), что указывает на более значительное влияние на исследованные титановые сплавы надреза (усиление неравномерности и увеличение степени объемности напряженного состояния), чем температуры испытания.

Исследованные титановые сплавы и околошовные зоны их сварных соединений не склонны к хладноломкости в исследованном диапазоне температур. Временное сопротивление даже при наличии острого (радиус 0,1 мм) и относительно глубокого (глубина 2,5 мм) надреза при температуре испытания -196°, очевидно, не достигает величины сопротивления хрупкому разрушению. Тем не менее при таких жестких условиях испытания значительно снижается деформационная способность при всех исследованных вариантах термической обработки, что может привести к резкому разрушению материала.

Обеспечение высокой сопротивляемости взрывным нагрузкам — одно из основных требований, предъявляемых к корпусным титановым сплавам. Однако экспериментальные данные о зависимости характеристик прочности и пластичности титановых сплавов при изменении скорости нагружения от статической до взрывной в литературе встречаются редко. В работе было определено значение относительного сужения при растяжении гладких цилиндрических образцов диаметром 8 мм (температура испытания 20°) при статической и взрывной нагрузках для композиций титановых сплавов, сходных с исследованными в данной работе. Результаты испытаний показали, что предельная пластичность всех сплавов при высокоскоростном нагружении повысилась на 5% по сравнению с предельной пластичностью, полученной при статическом нагружении. На основании этих данных довольно трудно делать определенные выводы и тем более распространять их на другие титановые сплавы. Ho если предположить, что такие охрупчивающие факторы, как температура и скорость нагружения, для титана и его сплавов действуют в соответствии с общими для металлов закономерностями, то температура испытания должна оказывать значительно большее влияние на свойства материала, чем скорость нагружения (вышеприведенные данные изменения пластичности не противоречат этому предположению).

Что касается влияния высокоскоростного нагружения на титановые сплавы при одновременном действии других охрупчивающих факторов, то можно предположить (во всяком случае для нехладноломких титановых сплавов), что степень двухосности или объемности напряженного состояния будет играть решающую роль в изменении сопротивляемости материала разрушению.

С целью проверки справедливости полученных результатов для условий, наиболее близких к реальной работе судовых конструкций, были испытаны два сварных щита на подрыв по методике ЦНИИ металлургии и сварки размером 46х1500х1500 мм из сплава системы Ti+5,5% Al+2,5% V+0,3% Si. химический состав и механические свойства которого приведены в табл. 4. Щиты были сварены ручной аргонодуговой сваркой неплавящимся электродом с двумя перекрещивающимися швами с применением присадочного материала из сплава 48-Т2В (табл. 4). Один щит имел симметричную X-образную разделку свариваемых кромок, второй — несимметричную. Для обеспечения равно-прочности сварного соединения на первом щите с двух сторон было выполнено усиление шва шириной 36 мм, высотой 4 мм с отделочными валиками, обеспечивающими плавный переход от шва к основному металлу. Радиус перехода составил >12 мм. На втором щите с несимметричной разделкой (глубина разделки 10 и 34 мм) на стороне, противоположной приложению нагрузки (глубина разделки 10 мм), шов был выполнен практически без усиления —h=0+0,5 мм, но с отделочными валиками по линии сплавления, т.е. в обоих вариантах был обеспечен одинаковый режим термического воздействия на околошовную зону. На другой стороне щита (глубина разделки 34 мм) высота усиления составила 4 мм, ширина — 36 мм. Оба щита были испытаны в одинаковых условиях: вес заряда THT 1500 г, расстояние его до поверхности щита 100 мм. Результаты испытаний показаны в табл. 5. На сварном щите с несимметричной разделкой равнопрочность сварного соединения на стороне без усиления шва обеспечивалась, вероятно, за счет большей доли участия более прочного основного металла в металле шва, а также за счет контактного упрочнения.

Результаты испытаний наглядно показывают более высокую деформационную способность и энергоемкость сварных соединений исследуемого сплава при отсутствии концентратора напряжений (щит № 2). На щите № 1 благодаря усилению деформации локализовались в узкой, примыкающей к шву области, которая имела, кроме того, повышенную по сравнению с основным металлом чувствительность к надрезу. В результате сварное соединение имело пониженную энергоемкость и как следствие в 1,5 раза меньшую среднюю деформацию на поверхности щита № 1 по сравнению с деформацией щита № 2, Для сравнения в табл. 5 приведены результаты испытаний аналогичного по размерам сварного щита из сплава 48-ОТЗВ, которые показывают, что этот сплав обладает при наличии концентратора напряжений более высокой деформационной способностью и энергоемкостью, чем сплав Ti+5,5% Al+2,5% V+0,3% Si и, очевидно, сплав Ti+6% Al+6% Zr+1% V.

Вполне закономерным может быть возражение о несоизмеримости радиусов дна надреза (0,1 и 1,0 мм) при испытаниях образцов на растяжение и сварных щитов на подрыв (радиус перехода от шва к основному металлу 12 мм). По этому поводу необходимо отметить, что на сварном щите, имеющем геометрические размеры, значительно превышающие размеры цилиндрических образцов, увеличенный радиус надреза вполне компенсируется масштабным фактором, который, как известно, на характеристики сопротивляемости разрушению оказывает влияние, аналогичное влиянию остроты надреза.



1. Исследованные титановые сплавы (48-ОТ3В, Ti+5,5% Al+2,5 % V+0,3 % Si, Ti+6 % Al+6 % Zr +1 % V) в состоянии поставки и после термической обработки, имитирующей термический цикл зоны влияния сварки, не склонны к хладноломкости по крайней мере до температуры испытания -196°.

2. Исследованные титановые сплавы и их зоны термического влияния значительно более чувствительны к влиянию концентратора напряжений, чем к понижению температуры.

3. Термический цикл сварки оказывает большее влияние на чувствительность к надрезу сплавов Ti+5,5% Al+2,5% V+0,3% Si и Ti+6% Zr +1 % V по сравнению с влиянием его на чувствительность к надрезу сплава 48-ОТ3В.

4. Сварные соединения из сплава 48-ОТ3В при наличии концентратора напряжений в районе перехода от шва к основному металлу обладают более высокой деформационной способностью и энергоемкостью при статических и взрывных нагрузках, чем сварные соединения сплавов Ti+5,5% Al+2,5% V+0,3% Si и Ti+6% Al+6% Zr+1% V.

5. Для повышения работоспособности конструкций из сплавов Ti+5,5% Al+2,5% V+0,3% Si и Ti+6 % Al+6 % Zr+1 % V необходимо стремиться к уменьшению всевозможного рода концентраторов напряжений в основном металле и особенно в зоне термического влияния.