Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор)
Рассмотрены возможности и перспективы применения линейной сварки трением для соединения различных металлических материалов: сталей, титановых сплавов, жаропрочных никелевых сплавов, композиционных материалов. Приведены параметры режима линейной сварки трением для различных сочетаний материалов и их...
Saved in:
| Published in: | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Date: | 2014 |
| Main Authors: | , , |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2014
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/103548 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) / И.В. Зяхор, М.С. Завертанный, С.В. Чернобай // Автоматическая сварка. — 2014. — № 12 (738). — С. 29-36. — Бібліогр.: 35 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1859488445549772800 |
|---|---|
| author | Зяхор, И.В. Завертанный, М.С. Чернобай, С.В. |
| author_facet | Зяхор, И.В. Завертанный, М.С. Чернобай, С.В. |
| citation_txt | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) / И.В. Зяхор, М.С. Завертанный, С.В. Чернобай // Автоматическая сварка. — 2014. — № 12 (738). — С. 29-36. — Бібліогр.: 35 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Автоматическая сварка |
| description | Рассмотрены возможности и перспективы применения линейной сварки трением для соединения различных металлических материалов: сталей, титановых сплавов, жаропрочных никелевых сплавов, композиционных материалов. Приведены параметры режима линейной сварки трением для различных сочетаний материалов и их механические свойства. Структура соединений при линейной сварке трением аналогична таковой для других разновидностей сварки трением. Ширина характерных участков соединения (зоны динамической рекристаллизации, термомеханического и термического воздействия) зависит от параметров режима – времени сварки, осевого усилия, амплитуды и частоты колебаний. Проанализированы современные тенденции в моделировании тепловыделения и деформации при линейной сварке трением. Актуальной проблемой остается снижение стоимости и повышение надежности оборудования для реализации этого процесса. В настоящее время область промышленного применения данного способа ограничивается предприятиями аэрокосмической промышленности, где соединяют компоненты газотурбинных двигателей из титановых сплавов, а в перспективе возможно использование жаропрочных никелевых сплавов и композиционных материалов.
|
| first_indexed | 2025-11-24T16:02:13Z |
| format | Article |
| fulltext |
2912/2014
УДК 621.791.14.01
линейнАя СВАрКА Трением
меТАлличеСКих мАТериАлОВ (Обзор)
И. В. ЗЯХОР, М. С. ЗАВЕРТАННЫЙ, С. В. ЧЕРНОБАЙ
иЭС им. е. О. патона нАнУ. 03680, г. Киев, ул. боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua
рассмотрены возможности и перспективы применения линейной сварки трением для соединения различных метал-
лических материалов: сталей, титановых сплавов, жаропрочных никелевых сплавов, композиционных материалов.
приведены параметры режима линейной сварки трением для различных сочетаний материалов и их механические
свойства. Структура соединений при линейной сварке трением аналогична таковой для других разновидностей сварки
трением. Ширина характерных участков соединения (зоны динамической рекристаллизации, термомеханического и
термического воздействия) зависит от параметров режима – времени сварки, осевого усилия, амплитуды и частоты
колебаний. проанализированы современные тенденции в моделировании тепловыделения и деформации при линейной
сварке трением. Актуальной проблемой остается снижение стоимости и повышение надежности оборудования для
реализации этого процесса. В настоящее время область промышленного применения данного способа ограничивается
предприятиями аэрокосмической промышленности, где соединяют компоненты газотурбинных двигателей из титановых
сплавов, а в перспективе возможно использование жаропрочных никелевых сплавов и композиционных материалов.
библиогр. 35, рис. 5.
К л ю ч е в ы е с л о в а : линейная сварка трением, стадии процесса, структура соединений, моделирование, титановые
сплавы, жаропрочные никелевые сплавы, композиционные материалы
за почти 60-летний период исследовательских
работ и промышленного использования сварки
трением (СТ) в мире накоплен большой объем
информации по соединению различных конструк-
ционных материалов. предложено и реализовано
на практике около 20 разновидностей технологи-
ческих процессов, использующих нагрев трением
для получения неразъемных соединений, наплав-
ки, формовки, заваривания отверстий, получения
заклепочных соединений [1]. наибольшее распро-
странение в различных отраслях промышленно-
сти получила СТ вращением, изобретение которой
датируется 1956 г.
практически одновременно с началом про-
мышленного применения СТ был описан способ
сварки вибротрением, использующий относитель-
ное возвратно-поступательное перемещение для
наплавки и соединения деталей с прямоугольным
поперечным сечением [2, 3]. В 1969 г. запатенто-
ван механизм возвратно-поступательного движе-
ния для сварки низкоуглеродистой стали [4].
Способ сварки вибротрением, позднее по-
лучивший название линейной сварки трением
(лСТ), широко использовался для соединения
изделий из термопластов [5], в то же время его
применение для сварки металлических материалов
сдерживалось сложностью и значительной стоимо-
стью создания надежного оборудования. В конце
1980-х годов потребность ведущих предприятий
аэрокосмической промышленности обусловила ак-
туальность разработки технологий и оборудова-
ния для лСТ различных сплавов применительно к
созданию сварных роторов авиационных газотур-
бинных двигателей (ГТД).
В 1990 г. в британском институте сварки была
введена в эксплуатацию первая специализирован-
ная машина с электромеханическим приводом для
лСТ металлов. Успешная сварка образцов прямо-
угольного сечения 25×6 мм из углеродистой и не-
ржавеющей аустенитной сталей, алюминиевого
сплава 5154, титанового сплава Tі–6Al–4V [6–8]
послужила исходной точкой для активной заинте-
ресованности в технологии лСТ таких компаний,
как «Rolls Royce», «MTU Aero Engines» и «Pratt
& Whitney». Объединенными усилиями группы
из восьми европейских компаний была разрабо-
тана и воплощена концепция LinFric® оборудо-
вания для лСТ, базирующаяся на использовании
высокоточных гидравлических силовых приво-
дов с компьютеризированным управлением. С
этого времени в ведущих исследовательских цен-
трах и предприятиях различных стран начались
интенсивные работы по созданию оборудования,
изучению процесса лСТ и его промышленному
применению.
Целью настоящего обзора является анализ тех-
нологических возможностей и особенностей фор-
мирования соединений металлических материа-
лов при линейной сварке трением.
Общая характеристика процесса ЛСТ. Схе-
ма процесса лСТ представлена на рис. 1, диаграм-
ма изменения параметров режима во времени —
на рис. 2.
© и. В. зяхор, м. С. завертанный, С. В. чернобай, 2014
30 12/2014
рис. 3. Сварное соединение титанового сплава при лСТ
механизм образования сварного соединения
при лСТ аналогичен таковому при СТ вращением
[9]. Образование сварного соединения проходит в
следующей последовательности:
– начальная притирка поверхностей трения. В
результате относительного перемещения поверх-
ностей на контактирующих микровыступах про-
исходит разрушение оксидных и жировых пленок
с обнажением ювенильных участков, образуются
и тут же разрушаются мостики схватывания;
– лавинообразное увеличение количества вза-
имодействующих микровыступов, а также факти-
ческой площади контакта и быстрое повышение
температуры в стыке;
– начало осадки (вытеснение пластифициро-
ванного металла из стыка), увеличение темпера-
туры в стыке до определенного значения;
– квазистационарное (равновесное) состоя-
ние процесса трения. мощность тепловыделения,
температура в стыке, скорость осадки находятся
на определенном установившемся уровне;
– торможение, т. е. регулируемое сниже-
ние скорости относительного перемещения до
нуля, в процессе которого образуется сварное
соединение;
– проковка. Образовавшееся соединение под-
вергается деформации сжатия осевым усили-
ем, которое, как правило, превышает усилие при
нагреве.
В отличие от СТ при лСТ форма соединения
характеризируется необычным гратом (рис. 3). на
гранях в направлении возвратно-поступательного
перемещения образуется существенно больший
объем грата, что обусловлено перемещением пла-
стифицированного металла преимущественно в
направлении колебаний.
Преимущества ЛСТ. Данный способ позво-
ляет получать качественные соединения из раз-
личных материалов таких, как титановые и нике-
левые сплавы, различные стали, алюминий и его
сплавы, композиционные материалы (Км) и др.
Основным отличием лСТ от СТ вращением явля-
ется возможность сварки в твердой фазе изделий с
прямоугольным поперечным сечением. лСТ име-
ет ряд преимуществ, присущих и другим разно-
видностям СТ [6–9]:
– возможность соединения деталей из труд-
носвариваемых материалов как в одно-, так и раз-
нородном сочетаниях;
– высокая производительность;
– высокое и стабильное качество соединений;
– гигиеничность – отсутствие выделения вред-
ных газов, ультрафиолетового и электромагнитно-
го излучений;
– отсутствие необходимости применения при-
садочных материалов, флюсов и защитных газов;
– соединение образуется в твердой фазе, струк-
турные изменения в основном металле происхо-
дят на незначительную глубину;
– малое потребление энергии.
Основными недостатками лСТ являются высо-
кая стоимость и сложность изготовления оборудо-
вания, обусловленные необходимостью использо-
вания высокоточных силовых приводов большой
жесткости и сложных компьютеризированных си-
стем управления [7–9].
рис. 1. Схема процесса лСТ
рис. 2. Диаграмма изменения параметров режима лСТ во
времени: 1 — амплитуда; 2 — усилие сжатия; 3 — осадка
3112/2014
Параметры режима ЛСТ и свариваемые ма-
териалы. Основными параметрами процесса лСТ
являются частота и амплитуда возвратно-поступа-
тельных колебаний, давление при нагреве и проков-
ке, время нагрева и проковки, величина осадки при
нагреве и общая при сварке (см. рис. 2) [10]. К до-
полнительным параметрам лСТ, которые могут ока-
зывать влияние на формирование соединений, отно-
сят время разгона и остановки колебаний.
В работах [11, 12] представлены результаты
исследований лСТ титанового сплава Ті–6Al–4V
(Ті-64). частота возвратно-поступательных коле-
баний при сварке достигала 119 Гц для амплитуды
колебаний 0,92…3,0 мм. показано, что для полу-
чения бездефектных соединений при лСТ необхо-
димо превысить определенное значение удельной
мощности тепловыделения, которое определяется
как:
,2
fPw A
α
= π (1)
где α, f — соответственно амплитуда и частота воз-
вратно-поступательного перемещения; P — уси-
лие; A — площадь поперечного сечения заготовок.
получение качественных соединений (без пор
и оксидных включений) возможно в случае од-
новременного обеспечения определенных крити-
ческих условий — достаточно высоких значений
амплитуды, частоты колебаний и давления свар-
ки. по данным [12] важным параметром для фор-
мирования бездефектных швов является общая
осадка заготовок, оптимальное значение кото-
рой отличается для различных конструкционных
материалов.
В работе [13] приведены результаты исследова-
ний лСТ алюминия, стали и жаропрочных спла-
вов, которые проводили на тавровых соединениях
типа «шпилька к пластине» с прямоугольным попе-
речным сечением шпильки 12×4 и 20×4 мм. пока-
зано, что важными для лСТ являются три свой-
ства металлического материала: жаропрочность,
теплопроводность и коэффициент трения, зави-
сящий от температуры. материалы, которые бы-
стро теряют прочность при нагреве и на большую
глубину, в частности, алюминий и алюминиевый
сплав системы AlMgSі1, лишь частично подходят
для лСТ. Для их стабильного нагрева необходимо
обеспечивать значительные амплитуды и частоты
возвратно-поступательных перемещений при зна-
чительном усилии сварки.
В работе [14] проведена сравнительная харак-
теристика лСТ и инерционной СТ. исследование
проводили на образцах из жаропрочного алюми-
ниевого сплава Аl–11,7%Fe–1,2%V–2,4%Sі, по-
лученного методами порошковой металлургии, а
также этого сплава с алюминиевым сплавом 2024-
Т351. показано, что при лСТ достигается мень-
шая интенсивность термодеформационного цикла
сварки, чем при инерционной СТ. прочность сое-
динения составляет около 81 % прочности соеди-
нений, полученных инерционной СТ, что связано
с большим укрупнением зерна и меньшей твер-
достью в зоне соединения. режим лСТ прутков
диаметром 25 мм следующий: частота 50 Гц, ам-
плитуда 2 мм, осадка 4 мм, усилия нагрева и про-
ковки 30 и 50 кн.
В работах [6, 10, 13, 15] исследованы возмож-
ности лСТ при соединении различных сталей
(углеродистой, нержавеющей, высокопрочной).
параметры режимов сварки варьировали в сле-
дующих пределах: частота колебаний 25…50 Гц,
амплитуда 1…3 мм, усилие нагрева 40…240 мпа,
осадка 1…3 мм. Авторы работ [6, 13] отмечают,
что при лСТ углеродистой стали возникают про-
блемы — сварные соединения имеют подрезы по
обе стороны от зоны соединения. Это объясняет-
ся низкой линейной скоростью (0,5 м/с), в то вре-
мя как для сталей она должна быть не менее 1 м/с
для обеспечения равномерного нагрева и стабиль-
ной деформации металла.
испытания сварных образцов из углеродистой
стали [15] на растяжение показали предел проч-
ности 539…592 мпа с разрушением по основно-
му металлу (Ом). наблюдается повышение ми-
кротвердости металла в зоне соединения более
чем в 2 раза по сравнению с Ом. при отклонении
параметров режима лСТ от оптимальных значе-
ний в сторону уменьшения сварные соединения
разрушаются по стыку с низкими показателями
прочности.
Качественные соединения из нержавеющей
стали AISI 316L [16] были получены при давле-
нии сварки более 160 мпа и частоте колебаний не
менее 40 Гц. механические испытания показали
предел прочности 594…610 мпа, относительное
удлинение 40…49 % с разрушением по Ом. раз-
рушение образцов, полученных при давлениях
сварки менее 80 мпа либо при частоте колебаний
в 25 Гц, происходило по сварному шву. Установ-
лено, что максимальная скорость осадки, которая
влияет на количество δ-феррита в зоне соедине-
ния, достигается при высоких давлениях сварки и
значениях амплитуды 1,5 мм, частоты 30 Гц.
наибольшее количество публикаций посвяще-
но исследованию лСТ различных титановых спла-
вов [6, 17–22], что обусловлено практическим при-
менением лСТ при производстве сварных роторов
компрессоров авиационных ГТД («блисков»). Ав-
торами публикаций исследованы следующие ди-
апазоны изменения параметров режима лСТ: ам-
плитуда 0,5…3 мм, частота 15…150 Гц, давление
при нагреве 50…190 мпа, давление проковки
320 мпа.
32 12/2014
В работах [6, 17] изучены сварные соедине-
ния титанового сплава Tі–6Al–4V, полученные
лСТ. при испытаниях сварных образцов сече-
нием 25×6 мм на разрыв [6] прочность состави-
ла 835 мпа с разрушением по Ом. при испы-
тании на изгиб разрушение происходило в зоне
соединения при угле загиба 50°. механические
испытания сварных соединений модельных об-
разцов размерами 35×26×13 мм, полученных с
ограничением осадки при сварке 1,75 мм, пока-
зали следующие результаты [17]: предел прочно-
сти 916…1004 мпа, относительное удлинение
13,7…15,2 %, предел текучести 841…968 мпа.
Установлено повышение микротвердости в зоне
соединения до 350 HV (по сравнению с 300 HV в
Ом) на расстояние ±0,6…1 мм от оси шва в зави-
симости от давления сварки.
В работе [18] исследована возможность приме-
нения лСТ для нового титанового псевдо-β-спла-
ва Ti-5553 (Ti–5Al–5V–5Mo–3Cr), а также для
сплава IMI-834 (Ti–5,8Al–4Sn–3,5Zr–0,7Nb–
0,5Mo–0,3Si). механические испытания сварных
образцов из сплава Ti-5553 показали, что предел
прочности соединения составил 94 % прочно-
сти Ом (1042 мпа), предел текучести — 96 %
(1005 мпа), относительное удлинение — 36 %
уровня Ом. наблюдается снижение микротвердо-
сти в зоне соединения более чем на 17 % по срав-
нению с уровнем Ом на расстояние до ±1,6 мм
от оси шва. С помощью термопар зафиксирована
максимальная температура поверхности трения
при лСТ сплава IMI-834 в интервале 750…800 °C.
показано, что для сплава сохраняется характер за-
висимости распределения микротвердости от па-
раметров режима сварки, аналогично таковой для
сплава Ti-64.
В работе [19] исследована лСТ титанового
сплава Ti–6Al–2Sn–4Zr–6Mo (Ti-6246). В зави-
симости от термообработки этот сплав в одном
случае можно отнести к β-сплаву, в другом — к
α+β-сплаву. исследования проводили на образ-
цах размером 60×36×15 мм. Сваривали β-сплав
и α+β-сплав Ti-6246. послесварочная термообра-
ботка — нагрев до 620 ºC и выдержка 4 ч. при
определенных параметрах режимов сварки до-
стигается предел прочности сварных соединений
(1078 мпа) на уровне 96 % значений Ом менее
прочного сплава α+β Ti-6246, предел текучести
(1030 мпа) — 99 % показателя α+β Ti-6246.
В работах [20, 21] исследовано формирова-
ние разнородных соединений при лСТ титановых
сплавов ВТ6 и ВТ8-1. Сварку проводили на об-
разцах размером 35×26×13 мм с регламентацией
осадки 2 мм. механические свойства соединений
составляли: предел прочности 990…1020 мпа,
предел текучести 924…939 мпа, относительное
удлинение 11,39…13,78 % с разрушением по Ом
ВТ6 [21]. при испытании специальных образцов
с выточкой по линии соединения [20] на стати-
ческое растяжение разрушение происходило по
зоне термомеханического влияния (зТмВ) спла-
ва ВТ8-1 (предел прочности 1194 мпа). при этом
ширина зТмВ соединений не превышала 400
мкм, большая часть которой находилась со сторо-
ны сплава ВТ8-1.
С начала 2000-х годов возросло количество пу-
бликаций, посвященных исследованию лСТ жа-
ропрочных никелевых суперсплавов. исследуе-
мый диапазон изменения параметров режима лСТ
суперсплавов был следующий: амплитуда 2…3
мм, частота 40…100 Гц, давление 50…450 мпа.
В работе [22] исследован процесс лСТ нике-
левого сплава WASPALOY на образцах размером
18×13×11 мм. Установлено, что получение каче-
ственных соединений возможно при определен-
ном, достаточно высоком значении всех техноло-
гических параметров лСТ (амплитуде, частоте,
давлении). показано, что на расстоянии 0,9 мм от
поверхности трения (зона динамической рекри-
сталлизации — зДр) температура металла превы-
шала 1126 °С, что привело к растворению упроч-
няющей γ′-фазы и снижению микротвердости. на
расстоянии 3,3 мм по обе стороны шва наблюдает-
ся снижение микротвердости на 40 % по сравне-
нию со значениями Ом. получение качественных
соединений (без пор и оксидных включений) до-
стигается при осадке более 1,2 мм.
В работе [23] проведено исследование микро-
структуры соединений никелевого сплава IN-
738. Для лСТ использовали образцы размером
12,8×11,1×17,7 мм. В зоне соединения наблюда-
ется полное растворение упрочняющей γ′-фазы на
глубину 600 мкм по обе стороны от сварного шва.
Установлено, что пик температуры во время свар-
ки превысил 1230 °С.
В работе [24] проведено оптимизацию параме-
тров лСТ никелевого сплава IN-718. при опреде-
ленных условиях (для данного сплава: амплитуда
2 мм, частота 80 Гц, давление 70 мпа) на по-
верхности трения достигается температура около
1200 °С. Для зТмВ характерно снижение микро-
твердости на 25 % по сравнению с Ом. микро-
скопические исследования показали наличие дис-
персных оксидов по всему сечению сварного шва,
размеры и количество которых зависят от параме-
тров режима сварки.
В работе [25] приведены результаты исследо-
ваний лСТ суперсплава CMSX-486. В отличие от
титановых сплавов, где грат имеет форму в виде
«лепестков», общих для обеих деталей, для нике-
левых сплавов наблюдается разделение грата на
два отдельных лепестка, что характерно для сое-
3312/2014
динений при СТ вращением. при испытании на
растяжение образцы разрушались по Ом. Сле-
дует также отметить, что проведенный в работах
[23, 25] анализ микроструктуры сварных образцов
никелевого суперсплава IN-738 и монокристал-
лического суперсплава CMSX-486 показал, что в
сплавах в процессе лСТ может иметь место фор-
мирование участков расплава. Установлено, что
приложение нагрузки сжатия на этапе проковки
вызывает быструю кристаллизацию образуемой
метастабильной жидкой фазы.
Авторы работы [26] исследовали возможность
лСТ никелевого сплава Эп742 на образцах разме-
ром 35×26×13 мм. предел прочности сварных со-
единений составил 96…112 % требуемого ТУ зна-
чения, а относительное удлинение — 98…132 %.
Ширина зДр и зТмВ соответственно составляла
0,6 и 0,8 мм. наблюдается падение микротвердо-
сти в зоне соединения, что обусловлено деграда-
цией упрочняющей γ′-фазы.
С помощью лСТ возможно получение каче-
ственных соединений Км. В работе [27] исследо-
ваны соединения из Км на основе алюминиевого
сплава AA2124 (Cu — 3,8, Mn — 0,5, Mg — 1,4,
Zn < 0,25), армированного частицами карбидов
кремния 25 %. использовали образцы размером
80×36×15 мм. параметры режима сварки были
следующими: частота колебаний 50 Гц, амплитуда
2 мм, усилие нагрева и проковки 185 мпа, осадка
2 мм. механические испытания образцов показа-
ли, что предел прочности сварного соединения со-
ставляет 82 % уровня Ом, условный предел теку-
чести — 78 %, относительное удлинение — 60 %
показателя Ом. наблюдается также снижение ми-
кротвердости в зоне сварки на 10 % по сравнению
с Ом композита 2124Al/25 об. % SiCp.
Таким образом, как показывает анализ публи-
каций, экономически оправданными для примене-
ния лСТ являются никелевые и титановые спла-
вы, поскольку оправдывают затраты на создание
специализированного оборудования для изделий
авиационного двигателестроения. Свариваемость
титановых сплавов изучена в одно- и разнородном
сочетаниях, в то время как возможности лСТ су-
персплавов ограничены исследованиями соедине-
ний в однородном сочетании.
Структура сварных соединений. В целом
структура металла при лСТ аналогична таковой
при СТ вращением [9]. Типичная структура свар-
ного соединения при лСТ на примере стали AISI
316L [16] приведена на рис. 4.
при лСТ металл в зоне соединения нагрева-
ется до температур, не превышающих температу-
ру плавления, однако за счет теплопроводности и
внешнего давления металл заготовок меняет свой-
ства и структуру на некоторую глубину от поверх-
ности трения. Как правило, в сварном соединении
выделяют четыре зоны, отличающиеся текстурой
и микроструктурой [9, 16, 28]:
1) зДр, или зона мелкого зерна — центральная
часть сварного соединения. здесь металл претер-
певает фазовые превращения — образуется равно-
осная мелкокристаллическая динамически рекри-
сталлизованная структура;
2) зТмВ характеризуется металлографиче-
ской текстурой. зерна и цепочки неметаллических
включений вытянуты в направлении деформации.
Для некоторых материалов в этой зоне также воз-
можны фазовые превращения;
3) зТВ — область между Ом и зТмВ, в ко-
торой могут происходить фазовые или струк-
турные изменения, не связанные с процессом
деформации;
4) зона Ом — область, в которой нагрев при
сварке не оказал заметного влияния на микро-
структуру и механические свойства.
исследования микроструктуры образцов из
титановых сплавов Ti–6Al–4V в работе [18] и
Ti–6Al–2Sn–4Zr–6Mo в работе [19], полученных
лСТ, показали, что ширина зДр и зТмВ прямо
пропорциональная времени сварки и обратно про-
порциональная осевому давлению, частоте и ам-
плитуде колебаний. Установлено, что осевое дав-
ление является определяющим фактором, который
влияет на размеры зДр и зТмВ.
Для соединений однородных материалов изме-
нения структур симметричны относительно оси
шва в отличие от таковых для соединений разно-
родных материалов [20, 28].
рис. 4. микроструктура сварного соединения стали AISI 316L
34 12/2014
Моделирование процесса ЛСТ. В ряде работ
сделана попытка расчетными методами описать
энергетические характеристики процесса лСТ и
определить температурный режим сварки различ-
ных материалов. Температуру в стыке при лСТ в
момент перед выполнением осадки предложено в
[29] определять по уравнению
0
0
2
1 ( )
4
exp ( ) ,4 ( )
í
í
t
n
qT T
c F a t
z b t da t
τ
= + ×
ρ π − τ
× − − − τ τ − τ
∫
(2)
где q(τ) — закон изменения выделяемой мощности
со временем; tн — время нагрева; Fñ — площадь
поперечного сечения стержня; a — коэффициент
температуропроводности; b — коэффициент тем-
пературоотдачи; cρ — объемная теплоемкость;
T0 — начальный уровень температуры.
мгновенная тепловая мощность q [7, 10], вы-
деляемая при трении, может быть определена по
формуле
,
òð
q F v=
(3)
где Fтр — сила трения скольжения, равная
Fтр = Fkтр; (4)
F — усилие сварки; kтр — коэффициент трения;
v — скорость скольжения (скорость относитель-
ного перемещения деталей).
Скорость скольжения [24, 27] зависит от ам-
плитуды α и частоты f возвратно-поступательного
движения. Для амплитуды, изменяемой по сину-
соидальному закону, средняя скорость скольжения
vск составляет
vск = 4αf. (5)
Для синусоидального изменения амплитуды
скорость скольжения постоянно варьируется от
нуля на пике амплитуды до максимального зна-
чения при переходе через точку, в которой свари-
ваемые заготовки соосны. изменяется и давление
в зоне контакта — на пике амплитуды оно имеет
максимальное значение, а при прохождении че-
рез нуль — минимальное (соответствует усилию
сварки).
Для определения полной энергии [10], необхо-
димой для образования сварного соединения, вы-
ражение мгновенной тепловой мощности инте-
грируют по времени процесса сварки t:
0 0
.
òð
t t
xE qdt F vdt= =∫ ∫
(6)
Сила трения зависит от целого ряда факторов
[1, 21]: скорости относительного движения по-
верхностей трения; природы материала и нали-
чия поверхностных пленок; температурного ре-
жима; значения нормального давления; жесткости
и упругости узла трения; продолжительности не-
подвижного контакта; скорости приложения на-
грузки; характера соприкосновения тел; размера
поверхности; коэффициента взаимного перекры-
тия; качества поверхности и шероховатости.
Установлено [1], что при трении скольжения
сталь по стали коэффициент трения может изме-
няться в широких пределах: 0,1…1 в зависимости
от условий сварки. В работе [30] приведены дан-
ные об изменении в процессе лСТ коэффициента
трения для титановых сплавов в пределах от 0,25
до 0,55.
Высокая интенсивность физико-химических
процессов, происходящих в зоне соединения при
лСТ, делают математическое моделирование это-
го способа сварки сложной задачей, которая реша-
ется с применением ЭВм и специализированного
программного обеспечения, основанного на ме-
тоде конечных элементов. Для снижения времени
и вычислительных мощностей используют упро-
щенные модели, например, расчет температурных
полей без учета деформации материала, примене-
ние упрощенных двухмерных 2D-моделей вместо
трехмерного 3D-моделирования; рассмотрение не
всего процесса в целом, а отдельных его стадий;
прогнозирование структуры отдельных зон свар-
ного соединения [29–34].
пример результата 2D-моделирования процес-
са лСТ приведен на рис. 5. Авторы работ [29–34]
проводили расчет температурных полей при лСТ
титановых сплавов. Установлено, что для исследу-
емых параметров режима сварки сплава ВТ6 око-
ло 30 % тепловой энергии, генерируемой в сты-
ке во время процесса, отводится в грат вместе с
пластифицированным металлом. расчеты пока-
зывают, что в процессе сварки температура на по-
верхности трения достигает 1300 К, однако может
доходить и до 1500 К в зависимости от параме-
тров режима лСТ. при этом повышение темпера-
туры до 1000 °С длится менее 1 с [31]. В работе
[33] проведены расчеты температурных полей для
сварного соединения сплавов ВТ6 + ВТ8м-1; от-
мечена асимметричность температурных полей
относительно линии соединения.
помимо температурных полей, в работах [31,
32] моделировали образование грата. Установле-
но, что топология грата зависит от параметров
режима сварки. Для получения бездефектных со-
единений необходимо полное обновление перво-
начальных поверхностей трения и удаление за-
грязнений в грат.
Скорость осадки зависит от давления, ампли-
туды и частоты колебаний. С их увеличением воз-
растает скорость деформации и осадки, снижает-
ся толщина зоны пластифицированного металла
и уменьшается необходимая для очистки поверх-
ностей величина осадки. С увеличением скоро-
3512/2014
сти трения возрастает максимальная температура
в стыке, а с ростом давления сварки – снижается.
Авторы работы [31] предложили модель для
прогнозирования структуры зТВ сварного соеди-
нения сплава Ti-64, поскольку эта зона характери-
зируется минимальной прочностью и твердостью.
размер зерен β-фазы является основным показа-
телем механических характеристик в зТВ данно-
го сплава. поэтому модель основана на расчете
размера зерен β-фазы после лСТ в зависимости
от режима сварки и размера зерен перед началом
процесса.
В работе [30] проведено моделирование лСТ
звеньев круглозвенных цепей из стали 30CrNiMo8.
рассмотрено изменение температуры в процессе
сварки в двух точках, отдаленных на 3,5 и 4,5 мм
от стыка. Данные, полученные расчетным путем,
незначительно отличаются от эксперименталь-
ных. разница между расчетными и эксперимен-
тальными данными по осадке образцов составила
13 %.
моделирование процесса лСТ ограничивается
преимущественно титановыми сплавами, что обу-
словлено актуальностью использования этого спо-
соба сварки при изготовлении компонентов авиа-
ционных ГТД. Формирование соединений при
лСТ никелевых суперсплавов, интерметаллидов
на основе Ni–Al, Ti–Al и Км в одно- и разнород-
ном сочетаниях в достаточной мере не освещено в
литературе, что обусловливает актуальность про-
ведения дальнейших исследований.
Выводы
1. потребность ведущих предприятий авиацион-
ного двигателестроения обусловила актуальность
разработки технологий и оборудования для лСТ
деталей из высокопрочных и жаропрочных спла-
вов. лСТ позволяет получать качественные сое-
динения титановых сплавов, различных сталей,
жаропрочных никелевых сплавов, Км.
2. Структура соединений при лСТ аналогична
таковой для других разновидностей СТ. Ширина
характерных участков соединения (зоны динами-
ческой рекристаллизации, термомеханического и
термического влияния) зависит от параметров ре-
жима лСТ – осевого усилия, времени сварки, ам-
плитуды и частоты колебаний.
3. математическое моделирование процесса
лСТ, основанное на методе конечных элементов,
позволяет оценить термодеформационные усло-
вия формирования соединений и прогнозировать
структурные изменения материалов в зоне сварки.
4. проблемой остается снижение стоимости и
повышение надежности оборудования для реали-
зации процесса лСТ жаропрочных и высокопроч-
ных материалов, что ограничивает область при-
менения лСТ, преимущественно предприятиями
аэрокосмической промышленности.
5. Актуально проведение дальнейших исследо-
ваний по лСТ никелевых суперсплавов, интерме-
таллидов на основе Ni–Al, Ti–Al и Км в одно- и
разнородном сочетаниях.
1. Сварка трением: Справочник / В. К. лебедев, и. А. чер-
ненко, В. и. Вилль и др. – л.: машиностроение, 1987.
– 236 с.
2. Vill V. I. Friction welding of metals. – New York: American
Welding Soc., 1962. – 114 р.
3. Вавилов А. Ф., Воинов В. П. Сварка трением. – м.: маши-
ностроение, 1964. – 156 с.
4. Pat. Caterpillar Tractor Co, US3420428-A. Bonding appa-
ratus – friction welding by reciprocal motion / R. Maurya,
J. Kauzlarich. – Publ. 1969.
5. Кулис Э. И., Локишин Р. Ф. Сварка пластмасс трением //
Свароч. пр-во. – 1982. – № 1. – С. 8–9.
6. Nicholas E. D., Hone P. Developments in friction and MIAB
welding // Welding Institute Bulletin. – 1989. – R382/11/89.
7. Nicholas E. D. Linear friction welding. – Dűsseldorf: DVS-
Verl., DVS Berichte. – 1991. – 139. – S. 18–24.
8. Nicholas E. D. Friction surfacing and linear friction welding
// International SAMPE metals and metals proc. conf.,
Covina, CA, USA. – 1992. – р. 450–463.
9. Solid state joining of metals by linear friction welding: a
literature review / I. Bhamji, M. Preuss, P. L. Threadgill,
A. C. Addison // Mater. Sci. & Technol. – 2010. – 27; 2011.
– № 1. – р. 2–12.
10. Energy and force analysis of linear friction welds in a
medi-um carbon steel / Usani U. Ofem, P. A. Colegrove,
A. Addison, M. J. Russell // Sci. and Technol. of Welding &
Joining. – 2010. – 15, № 6. – P. 479–485.
11. Vairis A., Frost M. High frequency linear friction welding of
a titanium alloy // Wear. – 1998. – 217. – P. 117–131.
12. Wanjara P., Jahazi M. Linear friction welding of Ti–6Al–
4V: Processing, microstructure, and mechanical-property
interrelationships, metal // Mater. Trans. A. – 2005. – 36. –
P. 2149–2164.
рис. 5. результаты 2D-моделирования лСТ сплава Ti-64 для
низких (а), средних (б) и высоких (в) давлений сварки [34]
36 12/2014
13. Netwig A. Entwikling and Trinds beim Reilschweiben // Der
Practiker. – 1993. – № 9. – S. 546–555.
14. Koo H. H., Baeslack W. A. Friction welding of rapidly
solidifild Al–Fe–V–Si alloy // Welding J. – 1992. – № 5. –
р. 20–24.
15. Addison A., Threadgill P. Initial studies of linear friction
welding of C–Mn steel // Welding and Cutting. – 2010. –
№ 4. – р. 364–370.
16. Linear friction welding of AISI 316L stainless steel /
I. Bhamji, M. Preuss, P. L. Threadgill et al. // Mater. Sci. and
Eng. A. – 2010. – 528. – P. 680–690.
17. Kallee S. W., Nicholas E. D., Russell M. J. Friction welding of
aeroengine components // The 10th World conf. on titanium
Ti-2003. – Hamburg, Germany, 2003. – P. 2859–2867.
18. Evolution of мicrostructure, мicrotexture and мechanical
properties in linear friction welded titanium alloys // digitool.
library.mcgill.ca/thesisfile 103485.pdf.
19. Fracture behaviour of linear friction welds in titanium alloys
/ M. Corzo, Y. Torres, M. Anglada, A. Mateo // Anales de la
Mecanica de Fractura. – 2007. – 1. – P. 75–80.
20. Исследование микроструктуры в зоне сварного шва при
линейной сварке трением титановых сплавов ВТ6 и ВТ8
/ Г. С. Дьяконов, н. Ф. измайлова, В. м. бычков и др. //
Вестн. Укр. гос. авиац. техн. ун-та. – 2012. – 16, № 7. –
С. 48–52.
21. Применение линейной сварки трением для соединения
сплавов ВТ6 и ВТ8-1 / А. ю. медведев, В. м. бычков, А. С.
Селиванов и др. // Там же. – 2012. – 16, № 7. – С. 63–67.
22. Mechanical property and microstructure of linear friction
welded WASPALOY / A. Chamanfar, M. Jahazi, J. Gholipour
et al. // Metallurg. and Mater. Trans. A. – 2011. – 42, March.
– р. 729–744.
23. Analysis of microstructural changes induced by linear
friction welding in a nickel-base superalloy / O. T. Ola, O. A.
Ojo, P. Wanjara, M. C. Chaturvedi // Ibid. – 2012. – 42, Dec.
– P. 3761–3777.
24. Linear friction welding of IN-718 process optimization and
microstructure evolution http://www.scientific.net/AMR.15-
17.357.
25. A study of linear friction weld microstructure in single crystal
CMSX-486 superalloy / O. T. Ola, O. A. Ojo, P. Wanjara,
M.C. Chaturvedi // Metallurg. and Mater. Trans. A. – 2012. –
43, March. – P. 921–933.
26. Исследование свариваемости жаропрочного никелевого
сплава Эп742 методом линейной сварки трением / В. м.
бычков, А. С. Селиванов, А. ю. медведев и др. // Вестн.
гос. авиац. техн. ун-та. – 2012. – 16, № 7. – С. 112–116.
27. Mechanical and microstructural characterization of
2124Al/25 vol.%SiCp joints obtained by linear friction
welding (LFWptA) / F. Rotundo, L. Ceschini, A. Morri et al.
// Composites. – 2010. – 41. – P. 1028–1037.
28. Влияние величины осадки на формирование сварного со-
единения при линейной сварке трением / м. В. Каравае-
ва, С. К. Киселева, В. м. бычков и др. // письма о мате-
риалах. – 2012. – 2. – С. 40–44.
29. Моделирование температурного поля при линейной свар-
ке трением / А. ю. медведев, С. п. павлинич, В. В. Атро-
щенко, н. и. маркелова // Вестн. Укр. гос. авиац. техн.
ун-та. – 2010. – 14, № 2. – С. 75–79.
30. Wen-Ya Li, Tiejun Ma, Jinglong Li. Numerical simulation
of linear friction welding of titanium alloy: Effects of
processing parameters // Materials and Design. – 2010. – 31.
– р. 1497–1507.
31. Process modelling of ti–6al–4v linear friction welding
(LFW) / M. Grujicic, G. Arakere, B. Pandurangan et al. //
J. Mater. Eng. and Performance. – 2012. – 21(10), Oct. –
р. 2011–2023.
32. The importance of materials data and modelling parameters
in an FE simulation of linear friction welding http://www.
hindawi.com/journals.
33. Computer modelling of linear friction welding based on the
joint microstructure / S. К. Kiselyeva, А. м. Yamileva, м. V.
Karavaeva et al. // J. Eng. Sci. and Technol. Review. – 2012.
– 5. – P. 44–47.
34. Linear friction welding of Ti–6Al–4V modelling and
validation / R. Turner, J.-C. Gebelin, R. M. Ward, R. C. Reed
// Acta Materialia. – 2011. – 59. – р. 3792–3803.
35. Linear friction welding of high strength chains http://www.
raiser.de/download/innovationspreis/bewerber2013/Linear_
Friction_Welding_of_High_Strength_Chains_Mucic-Fuchs-
Enzinger.pdf.
поступила в редакцию 09.10.2014
VI выставка Индия – Эссен «Сварка & Резка»
В конце октября 2014 г. в выставочном центре Бомбея состоялась очередная VI выстав-
ка Индия – Эссен «Сварка & Резка», в которой приняло участие более 130 компаний из 14
стран. Выставку посетило около 10600 специалистов сварочной индустрии Индии, одной из
самых динамичных индустрий мира.
www.india-essen-welding-cutting.com
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-103548 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0005-111X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-11-24T16:02:13Z |
| publishDate | 2014 |
| publisher | Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Зяхор, И.В. Завертанный, М.С. Чернобай, С.В. 2016-06-20T13:05:37Z 2016-06-20T13:05:37Z 2014 Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) / И.В. Зяхор, М.С. Завертанный, С.В. Чернобай // Автоматическая сварка. — 2014. — № 12 (738). — С. 29-36. — Бібліогр.: 35 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/103548 621.791.14.01 Рассмотрены возможности и перспективы применения линейной сварки трением для соединения различных металлических материалов: сталей, титановых сплавов, жаропрочных никелевых сплавов, композиционных материалов. Приведены параметры режима линейной сварки трением для различных сочетаний материалов и их механические свойства. Структура соединений при линейной сварке трением аналогична таковой для других разновидностей сварки трением. Ширина характерных участков соединения (зоны динамической рекристаллизации, термомеханического и термического воздействия) зависит от параметров режима – времени сварки, осевого усилия, амплитуды и частоты колебаний. Проанализированы современные тенденции в моделировании тепловыделения и деформации при линейной сварке трением. Актуальной проблемой остается снижение стоимости и повышение надежности оборудования для реализации этого процесса. В настоящее время область промышленного применения данного способа ограничивается предприятиями аэрокосмической промышленности, где соединяют компоненты газотурбинных двигателей из титановых сплавов, а в перспективе возможно использование жаропрочных никелевых сплавов и композиционных материалов. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Производственный раздел Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) Linear friction welding of metallic materials (Review) Article published earlier |
| spellingShingle | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) Зяхор, И.В. Завертанный, М.С. Чернобай, С.В. Производственный раздел |
| title | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) |
| title_alt | Linear friction welding of metallic materials (Review) |
| title_full | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) |
| title_fullStr | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) |
| title_full_unstemmed | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) |
| title_short | Линейная сварка трением металлических материалов (Обзор) |
| title_sort | линейная сварка трением металлических материалов (обзор) |
| topic | Производственный раздел |
| topic_facet | Производственный раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/103548 |
| work_keys_str_mv | AT zâhoriv lineinaâsvarkatreniemmetalličeskihmaterialovobzor AT zavertannyims lineinaâsvarkatreniemmetalličeskihmaterialovobzor AT černobaisv lineinaâsvarkatreniemmetalličeskihmaterialovobzor AT zâhoriv linearfrictionweldingofmetallicmaterialsreview AT zavertannyims linearfrictionweldingofmetallicmaterialsreview AT černobaisv linearfrictionweldingofmetallicmaterialsreview |