Обоснование режимов электронно-лучевой сварки изделий оболочкового типа из нагартованных сплавов АМГ6Н и АМГ6НПП

Широкое применение в аэрокосмической и авиационной технике для изготовления цилиндрических изделий ответственного назначения (сосудов, баллонов, трубопроводных систем и т. п.) находят нагартованные алюминиевые сплавы типа АМг6Н и АМг6НПП с различной степенью упрочнения – 15, 30 % [1–4]. Изделия, как правило, изготавливаются с применением электроннолучевой сварки, в процессе которой в результате термического цикла в околошовной зоне наблюдается разупрочнение металла – появляются мягкие прослойки [5–9]. Размер этих участков и степень разупрочнения металла зависит от длительности и степени нагрева металла в процессе сварки [10–15]. В связи с этим актуальной является проблема обеспечения равнопрочности сварных соединений с разупрочненными участками основному металлу изделий из сплавов типа АМг6Н и АМг6НПП на стадии конструктивно-технологического проектирования или их изготовления [16, 17].

Для уменьшения размеров разупрочненных участков в настоящее время применяются различные способы, основанные на активном теплоотводе из зоны шва, в частности, рассмотренные в работах [18, 19]. Теплоотвод осуществляется, как правило, с помощью теплоотводящей оснастки или теплопоглощающих паст, которые наносятся на свариваемый стык.

Сварку продольных швов цилиндрических заготовок размерами 165 х 20 мм (рис. 1) проводили на установке ЭЛУ-4 с использованием лучевой пушки УЛ-119, укомплектованной источни-

Рис. 1. Вид сварного соединения из сплавов типа АМг6Н и АМг6НПП, выполненного электронно-лучевой сваркой

ком питания У250А, обеспечивающим работу электронно-лучевой пушки в диапазоне ускоряющих напряжений U уск до 30 кВ. Величина рабочего давления в камере (вакуума) при сварке составляла порядка 10^–4 атм. Сварка выполнялась на следующих режимах: ускоряющее напряжение U уск = 27 кВ, сварочный ток I св = 210 мА, ток фокусировки I фок = 72 мА, скорость сварки V св = 30 м/ч, ток расфокусировки I рф = 1,5 мА. Форма сканирования луча – круг диаметром d = 1,5 мм, частота сканирования f ск = 920 Гц.

Использовалась охлаждающая оснастка, представляющая собой плотно прилегающие к поверхности изделия элементы, в которых циркулирует хладагент – жидкий азот. Для повышения эффективности теплоотвода из зоны сварки и уменьшения зоны разупрочнения использовали также вариант совместного применения теплоотводяшей оснастки и экранирующей насадки на электронно-лучевую пушку. Послед няя позволяет путем отражения периферийной части пучка электронов, которые не участвуют в процессе расплавления металла и формирования шва и лишь перегревают околошовную зону, исключить их из процесса перегрева. Схема экранирующего устройства и принцип его работы показаны на рис. 2.

Насадка была изготовлена из немагнитного материала для исключения отклонения луча в магнитном поле (сталь Х18Н10Т). Пропускное отверстие диффузора подбиралось с размерами, обеспечивающими минимум температуры нагрева в околошовных зонах сварного соединения. Оптимальные результаты были получены при диаметре отверстия диффузора 4 мм при расположении экрана в 10–15 мм от поверхности изделия, что обеспечивало снижение температуры нагрева на расстоянии 10 мм от границы шва на 130-150 ° С по сравнению со сваркой без экрана.

б)

Рис. 2. Схема экранизирующего устройства (а) и принцип действия экранизирующей насадки (б): 1 – лучевая пушка, 2 – корпус насадки, 3 – диффузор (отражатель), 4 – изделие, 5 – поток электронов, 6 – распределение мощности теплового потока (по Гауссу)

Использовали три варианта технологии изготовления сварных оболочковых изделий из на-гартованных сплавов АМг6Н и АМг6НПП: 1 – без теплоотвода; 2 – с применением теплоотводящей оснастки; 3 – комбинированный, сочетающий совместное использование оснастки и экранирующего устройства. В процессе электронно-лучевой сварки были получены сварные соединения со следующими размерами зоны разупрочнения: 1 – h = 8,5…9,0 мм; 2 – h = 4,1…4,3 мм; 3 – h = 2,0…2,1 мм, что соответствовало значениям относительных толщин мягких прослоек ж = h / 1 при использовании рассмотренных схем теплоотвода: 1 -ж = 0,425...0,45; 2 -ж = = 0,205…0,215; 3 – æ = 0,1…0,105.

Для выявления геометрической формы и размеров мягких прослоек, а также степени механической неоднородности сварных соединений, была исследована микроструктура и распределение твердости поперек сварного стыка. Степень механической неоднородности сварного соединения определяли на основании данных по твердости K _в = НВ^т/ НВ^м, где НВ^т, НВ^м – твердость по Бринеллю соответственно основного металла и металла зоны разупрочнения. Кроме того, использовали данные о пределах прочности σвт и σвм , полученные в результате испытаний на разрыв образцов, вырезанных из разупрочненных и неразупрочненных участков сварного соединения: K в= σтв / σвм . Основные результаты измерений и механические характеристики различных зон сварных соединений приведены в табл. 1, 2.

Таблица 1

Средние значения твердости НВ (по Бринеллю) различных участков сварных соединений из сплава АМг6, выполненных электронно-лучевой сваркой

Материал изделия	НВ, МПа
	околошовная зона	шов	основной металл
АМг6Н (упрочнение 15 %)	810	920	940
АМг6НПП (упрочнение 30 %)	820	1040	1070

Таблица 2

Механические характеристики металла различных зон сварных соединений из сплава АМг6, выполненных электронно-лучевой сваркой

Материал, место вырезки	Предел прочности σ в , МПа	Предел текучести σ т , МПа	Относительное удлинение δ, %	Относительное сужение ψ , %
Разупрочненная околошовная зона (ОШЗ)	296 … 312 304	180 … 193 186	16,5	25,0
АМг6Н (основной металл, 60 мм от шва)	342 … 356 351	246 … 259 263	10,1	19,1
АМг6НПП (основной металл, 60 мм от шва)	394 … 402 397	292 … 302 298	9,0	18,5

Для определения влияния конструктивно-технологических параметров разупрочненных участков (æ, K в ) на несущую способность цилиндрических оболочек из сплавов АМг6Н и АМг6НПП в условиях двухосного нагружения стенки n = σ2 / σ1 (σ 1 и σ 2 – главные кольцевые и продольные напряжения) были проведены испытания при совместном нагружении цилиндрических образцов внутренним давлением и растягивающим (сжимающим) усилием с применением разрывной машины ЦДМу-30. С целью обеспечения параллельности границ зон разупрочнения, исключения разнотолщинности стенок оболочек сварные заготовки обрабатывали с двух сторон до размеров t = 6 мм; R вн = 72 мм, обеспечивающих отношение параметра толстостенности ψ= t / R вн = 0,083 (рис. 3). После этого к трубным заготовкам приваривались днища, приспособленные под захваты испытательной разрывной машины.

а)

б)

Рис. 3. Сварное соединение с разупрочненным участком из сплавов типа АМг6Н и АМг6НПП, выполненное электронно-лучевой сваркой (а), и сварной цилиндрический образец для испытания на двухосное испытание (б)

Обеспечение различных значений параметра двухосности в стенке тонкостенных оболочек n =σ2/ σ1 достигалось сочетанием внутреннего давления р и осевой силы F. В процессе экспе- римента моделировали следующие значения параметра двухосности: n = 0,3 – осевая нагрузка F сжимающая; n = 0,5 – осевая нагрузка F отсутствует; n = 0,7 – осевая нагрузка F растягивающая. По мере нагружения сосудов значения параметра двухосности поддерживались на одном уровне в соответствии с соотношением n = 0,5 1 ±

F I

—-— I = const.

nRP 7 вн

Формоизменение цилиндрических сосудов на стадиях, предшествующих разрушению, происходило в виде выпучины вдоль образующей цилиндрических оболочек. Несущая способность сосудов оценивалась величиной максимального давления p _max. Основные результаты экспериментальных исследований ( p max , F ) и конструктивно-геометрические параметры сварных соединений, ослабленных разупрочненными участка ( K в , æ), приведены в табл. 3.

Таблица 3

Результаты испытаний цилиндрических сосудов из нагартованного сплава АМГ6, ослабленных разупрочненными участками

№ п/п	Относительная толщина зоны разупрочнения ж = h / 1	Параметр двухосности в стенке сосудов
		0,3		0,5		0,7
		p max , МПа	F , кН	p max , МПа	F , кН	p max , МПа	F , кН
1 серия: ом – сплав АМг6НПП ( K в = 1,3)
1–3	0,35	29,5	–207,7	29,7	0	29,9	196,4
4–6		29,1	–192,4	30,5	0	30,0	207,6
7–8		29,6	–205,6	–	–	29,0	189,9
9–11	0,68	27,6	–196,2	28,4	0	27,2	194,7
12–14		27,9	–194,7	27,7	0	28,3	185,1
15–16		27,3	–176,7	–	–	28,2	198,9
17–19	1,5	27,3	–181,4	27,4	0	27,2	190,6
20–22		26,4	–172,6	28,1	0	27,4	177,3
23		–	–	27,1	0	–	–
2 серия: ом – сплав АМг6Н ( K в = 1,15)
1–3	0,33	28,2	–198,0	28,6	0	28,6	187,3
4–6		28,7	–190,2	28,9	0	29,1	206,2
7–9		29,2	–189,9	29,5	0	28,3	196,2
10–12	0,72	27,0	–178,6	27,9	0	27,3	194,7
13–15		27,2	–179,6	27,7	0	27,3	194,7
16–18		27,7	–194,5	28,0	0	27,8	195,1
19–21	1,40	26,6	–175,1	27,5	0	26,7	189,5
22–24		27,1	–190,5	27,9	0	27,4	178,2
25		—		—		27,6	196,3

На рис. 4 приведены экспериментальные значения средних кольцевых напряжений в стенке цилиндрических сосудов сЭ^с, отвечающие стадии потери пластической устойчивости цилинд- рических оболочек в условиях выпучивания вдоль их образующей, полученные путем пересчета из опытных данных по pmax на основании котельной формулы [20]

Rвн сэрс = pmax — .

Там же приведено сопоставление данных экспериментальных значений сЭкс с их расчетными значениями срр ^сч, подсчитанными по соотношениям, полученным в работе [21]:

0 < ж < жр         ссрасч =р „ св,жр < ж < ж       сррсч = в n см|— + KnK^- I,                                     (3)

\ K в       K в )

Жк < ж             ссасч = вn см .

а)

б)

в)

г)

д)

Рис. 4. Сравнение расчетных и экспериментальных данных по несущей способности оболочковых сосудов σ ср , ослабленных разупрочненными прослойками (м) в околошовной зоне: а, б, в – сплав АМг6НПП ( K в = 1,3), г, д, е – сплав АМг6Н ( K в = 1,15); – n = 0,3; – n = 0,5;

– n = 0,7; по (3)

е)

В выражениях (3) коэффициент в n характеризует неустойчивость пластического формоизменения цилиндрической оболочки в условиях двухосного нагружения n :

В = ____^_____

n 1 + (р0,52 -1)(2n -1)2, где в0,5 — значение коэффициента вn для случая нагружения n = 0,5. Данная величина определяется механическими характеристиками металла оболочки (т) или разупрочненного участка (м) 5т,м,%, ^т,м,% и его склонностью к деформационному упрочнению ут = ст / ст или ум = см / см и может быть определена по методике, изложенной в работе [21].

Коэффициент контактного упрочнения мягкой (разупрочненной) прослойки KЖ в условиях двухосного нагружения рассчитывается по выражению

K Ж = a n + — + с_п ж,                                                                  (5)

ж где an, bn, сп - некоторые коэффициенты, зависящие от параметра двухосности нагружения n, n +1 к 1             ;       2 - n 2 - n

a n = ——, b n = ~ V( n + 1)(2 “ n ), C n =_x Г"

3     6              n + + 16

Интервал значений мягких прослоек ж_к <  ж (см. рис. 4) характеризует диапазон размеров зон разупрочнения, при которых несущая способность сварных соединений из нагартованных материалов АМг6Н и АМг6НПП находится на уровне прочности разупрочненного металла:

/ n +1 ж > жк = . -----.

V 2 - n

Интервал значений мягких прослоек 0 < ж < жр характеризует диапазон размеров зон разу- прочнения, при которых наблюдается равнопрочность сварных соединений, ослабленных разупроч- ненными прослойками, основному упрочненному металлу:

I 2 - n 3 Kв + 2 - n

V n + 1 '       2

Как видно, имеет место вполне удовлетворительное соответствие расчетных и экспериментальных данных, полученных на базе испытания моделирующих образцов.

Для реальных размеров цилиндрических сосудов 165 х 20 мм, как указано выше, относи- тельные параметры зон разупрочнения, полученных в результате использования рассматриваемых трех вариантов технологий электронно-лучевой сварки, составляли: h = 8,5…9,0 мм (æ = 0,425…0,45) без теплоотвода; h = 4,1…4,3 мм (æ = 0,205…0,215) с применением теплоотводящей оснастки; h = 2,0…2,1 мм (æ = 0,1…0,105) с применением комбинированного метода, сочетающего совместное использование оснастки и экранирующего устройства. В соответствии с (7) использование третьего варианта изготовления цилиндрических изделий из нагартованных алюминиевых сплавов АМг6НПП (Kв = 1,3) и АМг6Н (Kв = 1,15), основанного на применении сочетания оснастки и экранирующего устройства, обеспечивает интервал относительных размеров разупрочненных участков в диапазоне равнопрочности ж < жр (жр = 0,13^0,14 при Kв = 1,3, n = 0,3…0,7 и æр = 0,14…0,16 при Kв = 1,15, n = 0,3…0,7).

Таким образом, способ электронно-лучевой сварки можно рекомендовать для изготовления цилиндрических изделий, выполненных из нагартованных алюминиевых сплавов, в условиях обеспечения активного теплоотвода на основе совместного применения теплоотводяшей оснастки и экранирующей насадки на электронно-лучевую пушку. Предложенная технология сварки нагартованных алюминиевых сплавов обеспечивает размеры зон разупрочнения в околошовных участках в диапазоне равнопрочности сварных соединений основному металлу изделий.