Введение

Для уменьшения сварочных деформаций в ответственных сварных конструкциях и дальнейшей стабилизации их геометрических размеров требуется снижение уровня остаточных напряжений в металле при их изготовлении [1, 2]. Снижение остаточных напряжений важно для сварных конструкций с малым коэффициентом запаса прочности, при наличии жестких требований к массе и ограниченных припусках на механическую обработку, при необходимости строгого соблюдения размерной точности во время эксплуатации, а также в целях экономии. На остаточные напряжения влияет термическая обработка, которую традиционно проводят для сварных конструкций [3]. Обычно термическую обработку сварной конструкции проводят в заневоленном состоянии, когда последняя жестко закреплена в приспособлении; при этом происходят локальные пластические деформации наиболее напряженных участков в условиях снижения значений предела текучести при нагреве. Недостатками данного подхода являются большая стоимость изготовления жестких точных кондукторов для сборки-сварки и последующей термической обработки, удлинение производственного цикла, увеличение энергоемкости, потребность в печах с достаточными размерами рабочей камеры. Помимо последующей термической обработки, существует альтернативная технология – вибрационная обработка, основанная на введении циклического механического воздействия посредством жестко закрепленного на сварной конструкции вибровозбудителя, когда сама конструкция виброизолирована. Возможно совмещение вибрационной обработки с процессом сварки ‒ сопутствующая виброобработка, которая основана на интенсификации процессов ползучести в твердом металле при повышенных температурах, а также на особенностях механического воздействия на жидкий и кристаллизующийся металл сварочной ванны. Сопутствующая виброобработка позволяет эффективно уменьшать остаточные напряжения и остаточные деформации сварных конструкций [4–6].

Релаксация остаточных напряжений, в том числе в сварных конструкциях, интенсифицируется при повышении температуры и напряжений, а также с течением времени. Релаксация вызвана сдвигодислокационными или диффузионными явлениями. В первом случае происходит групповое передвижение несовершенств («чужеродных» атомов или вакансий) по плоскостям сдвигов; во втором – индивидуальное перемещение отдельных атомов как у границ зерен основной структуры, так и между зернами. Скольжение и переползание несовершенств активизируются напряжениями определенного уровня и термическими флуктуациями колебаний атомов из равновесных положений в узлах кристаллической решетки. Релаксация остаточных напряжений связана с ползучестью. Существуют специальные методы пересчета, позволяющие преобразовывать экспериментальные кривые ползучести в расчетные кривые релаксации [7–10].

Процессы релаксации остаточных напряжений в условиях ползучести при комбинированном воздействии статических и циклических (вибрационных) нагрузок мало изучены и не имеют точных реологических моделей и расчетных методов определения, поэтому их исследуют экспериментально. Известно, что при наложении на квазистатическую нагрузку циклической компоненты происходит ускорение релаксационных процессов, даже если циклическая компонента нагружения много меньше статической (виброползучесть) [11–13].

Для моделирования сварочных процессов широко применяют компьютерные технологии, позволяющие проводить большой объем расчетов конечно-элементной модели, учитывающей тепловые процессы, а также возникающие сварочные деформации и напряжения. Моделирование процесса сварки с сопутствующей вибрационной обработкой позволит прогнозировать уровень остаточных напряжений в соединениях и конструкциях. Полученное на основе количественной оценки объективное обоснование уменьшения остаточных напряжений позволит при сокращении объема трудоемких экспериментальных исследований рекомендовать сопутствующую вибрационную обработку для ответственных сварных конструкций.

Эффект ползучести материалов и его интенсификация при наложении вибраций являются основополагающими при сопутствующей вибрационной обработке. Знание характеристик ползучести при статическом и циклическом нагружении необходимо для расчетного прогнозирования уменьшения остаточных напряжений в сварной конструкции, подвергающейся циклическому вибрационному воздействию во время сварки, что хорошо согласуется с современными направлениями моделирования сварочных процессов [14–18].

Работа выполнена с использованием оборудования ЦКП «Климатические испытания» НИЦ «Курчатовский институт» – ВИАМ.

Материалы и методы

В данной работе использованы результаты испытаний образцов из деформируемого алюминиевого сплава АМг6, характеризующегося хорошей свариваемостью. Сплав применяют во многих отраслях, в том числе в машиностроении, кораблестроении, авиационной промышленности [19].

Для определения условий испытаний на ползучесть и усталость (циклическую ползучесть) предварительно проводили испытания на растяжение на образцах из сплава АМг6 на каждом температурном уровне в диапазоне 200‒500 °С через каждые 100 °С. Эти испытания проведены на цилиндрических образцах с диаметром рабочей части 5 мм и начальной расчетной длиной 25 мм (рис. 1) на электромеханической испытательной машине в соответствии с ГОСТ 9651‒84. Нагружение до ожидаемого условного предела текучести (σ_0,2) осуществляли при контроле нагрузки со скоростью 10 Н/(мм²·с), далее образцы доводили до разрушения при управлении перемещением траверсы со скоростью 1,25 мм/мин.

Рис. 1. Образец для испытаний на растяжение и ползучесть

Построение диаграмм растяжения для каждого образца осуществляли по показаниям силоизмерителя и экстензометра, установленного на рабочей части образца. В результате обработки полученных диаграмм растяжения для каждого образца определены значения модуля упругости (E), предела прочности при растяжении (σ_в), условного предела текучести (σ_0,2), относительных удлинения (δ₅) и сужения (ψ). Результаты представлены в табл. 1.

Таблица 1

Результаты испытаний на растяжение образцов из сплава АМг6

Испытания на ползучесть (одноосное статическое нагружение) образцов из сплава АМг6 проводили на температурных уровнях 200, 300, 400 и 500 °С [20]. Напряжения выбирали ниже условного предела текучести сплава АМг6, определенные по результатам испытаний на растяжение для каждого температурного уровня. Выбранные напряжения позволили провести испытания до разрушения всех образцов.

Испытания на ползучесть проведены на цилиндрических образцах с диаметром рабочей части 5 мм и начальной расчетной длиной 25 мм (рис. 1) на электромеханической испытательной машине в соответствии с ГОСТ 3248‒81. Нагружение осуществляли при контроле позиции траверсы со скоростью 0,5 мм/мин.

По результатам испытаний для каждого образца построены первичные кривые ползучести в координатах «деформация (%) – продолжительность испытания (ч)», определены суммарная деформация ползучести (сумма упругой и остаточной деформаций) ε_с и время ее накопления τ_εс.

Проведены испытания на циклическую ползучесть образцов из сплава АМг6 при одноосном циклическом нагружении с синусоидальной формой цикла с частотой нагружения 50 Гц [21], на температурных уровнях 200, 300, 400 и 500 °С, на цилиндрических образцах с диаметром рабочей части 5 мм и длиной рабочей части 25 мм (рис. 2), на универсальной сервогидравлической испытательной машине. Нагружение до средней нагрузки цикла происходило со скоростью 500 Н/с. Регистрацию деформации образца осуществляли при помощи высокотемпературного экстензометра с керамическими ножами.

Рис. 2. Образец для испытаний на усталость

На каждом температурном уровне испытано по три образца. В качестве среднего напряжения выбраны значения условного предела текучести (σ_0,2), в качестве амплитуды – напряжение σ_а, соответствующее перемещению ±0,2 мм по траверсе. Эти значения выбраны на основании результатов испытаний на растяжение.

Все испытанные образцы доведены до разрушения. По результатам испытаний построены первичные кривые удлинения (накопленной односторонней относительной продольной деформации) в координатах «деформация (%) – продолжительность испытания (с)», определены суммарная деформация ползучести (сумма упругой и остаточной деформаций) ε_с и время ее накопления τ_εс.

Результаты и обсуждение

При увеличении температуры значительно снижается прочность ‒ предел текучести. Характеристики пластичности (относительные удлинение и сужение) достигают пика при температуре 400 °С. Диаграммы растяжения образцов из сплава АМг6 представлены на рис. 3.

Рис. 3. Диаграммы растяжения образцов из сплава АМг6 при температурах 200 (а), 300 (б), 400 (в) и 500 °C (г)

Первичные кривые статической ползучести образцов из сплава АМг6 представлены на рис. 4, а циклической – на рис. 5. Символом ε₀ на рис. 5 обозначена деформация, которая достигнута на момент первого достижения средней нагрузки цикла, т. е. до приложения циклической нагрузки.

Для обоих случаев следует отметить, что участок затухающей ползучести, являющейся результатом деформационного упрочнения, либо не наблюдается, либо слабо выражен. Границы между участками затухающей и установившейся ползучести выделены тонкой черной линией для тех кривых, на которых можно определить эту границу. Участки же установившейся и ускоренной ползучести выражены явно, границы между ними обозначены пунктирными линиями.

В табл. 2 представлены накопленные деформации и время до разрушения, а также приведены коэффициенты вариации, определенные по формуле:

                                                     (1)

где x_i – i-й элемент выборки; X‾ – среднее значение выборки, n – количество элементов выборки.

Рис. 4. Кривые статической ползучести двух образцов из сплава АМг6 при температурах 200 (а), 300 (б), 400 (в) и 500 °C (г)

Рис. 5. Кривые удлинения трех образцов из сплава АМг6 при циклической ползучести при температурах 200 (а), 300 (б), 400 (в) и 500 °C (г)

Таблица 2

Результаты испытаний на циклическую и статическую ползучесть

Для статической ползучести наблюдается значительный разброс значений времени до разрушения и накопленной деформации. Для циклической ползучести бо́льшим рассеянием значений характеризуется только время до разрушения.

В среднем деформация до разрушения увеличивается с повышением температуры с 200 до 400 °С, а затем снижается при температуре 500 °С. Аналогичная закономерность изменения характеристик пластичности δ₅ и ψ при изменении температуры, показанная в табл. 1 для статического разрушения, хорошо согласуется с данными, наблюдаемыми для циклической ползучести.

В табл. 2 также приведены данные о протяженности участков ускоренной ползучести (τ_III), отнесенные к полному времени до разрушения (τ_εс). Все полученные значения попадают в диапазон от 38 до 68 %, однозначной зависимости от температуры не наблюдается.

Для сопоставления кривых ползучести на рис. 6 представлены зависимости деформации от относительного времени до разрушения при испытаниях на циклическую и статическую ползучесть. Следует отметить следующие закономерности, характерные для всех четырех рассмотренных температур:

– как для циклической, так и для статической ползучести наблюдается стадийность – выраженные участки установившейся и ускоренной ползучести, значительно менее выраженный участок затухающей ползучести;

– для циклической ползучести характерно разрушение при меньшей накопленной деформации, чем для статической ползучести.

Рис. 6. Зависимость деформации от относительного времени до разрушения образцов из сплава АМг6 при температурах 200 (а), 300 (б), 400 (в) и 500 °C (г)

Часто срок эксплуатации конструкций значительно превышает доступную длительность испытаний, поэтому для прогнозирования долговечности конструкций используют результаты эквивалентных испытаний на меньших долговечностях. Высокую эффективность при этом показали методы, основанные на введении параметров, включающих температуру испытания и время до разрушения – эти параметры коррелируют с логарифмом напряжения. Введение температурно-временных параметров позволило прогнозировать ползучесть при высоких значениях долговечности с помощью проведения испытаний при температурах, превышающих температуру эксплуатации. Однако такие параметры можно использовать и в других целях – например, чтобы сопоставить результаты испытаний на ползучесть, проведенных при разных температурах.

Один из наиболее распространенных температурно-временных параметров – параметр Ларсона–Миллера [22, 23], основанный на уравнении Аррениуса:

                                                         (2)

где A(σ) – функция, характеризующая зависимость скорости деформирования от уровня напряжения; R – универсальная газовая постоянная; T – температура; Q – энергия активации.

После интегрирования и подстановки значений времени до разрушения и деформации при разрушении уравнение принимает вид

                                                       (3)

где τ_р – время до разрушения; ε_р – деформация разрушения.

В уравнении выделяют время температурной компенсации (temperature-compensated time [22])

                                                           (4)

Предполагается, чтоθ_р постоянна для каждого материала, тогда после логарифмирования обеих частей уравнения (4), подстановки значения универсальной газовой постоянной, замены log₁₀θ_pна константу и 0,217Q на параметр Ларсона‒Миллера получается следующее уравнение:

P_LM = T(logτ_p + C),                                                     (5)

где P_LM – параметр Ларсона–Миллера; T – температура, К; τ_р – время до разрушения, ч; C – константа, которую для большинства конструкционных сплавов принимают равной 20 [24].

Для большинства металлических материалов параметр Ларсона‒Миллера коррелирует с логарифмом напряжения, и результаты испытаний на ползучесть аппроксимируют полиномом первой степени или более высокого порядка. В данной работе проведена аппроксимация полиномом первой степени:

lg(σ) = a+ b·P_LM,                                                      (6)

где a и b – константы.

Константа С принята равной 20. Для циклической и статической ползучести определены коэффициенты уравнения (3) с применением линейного регрессионного анализа:

lg(σ_цикл) = 4,172 – 2,089·10^–4 · P_LM,                             (7)

lg(σ_стат) = 4,835 – 2,731·10^–4 · P_LM,                              (8)

где σ_цикл – среднее напряжение в цикле при циклической ползучести; σ_стат – напряжение при статической ползучести.

Экспериментальные точки и полученные зависимости в полулогарифмических координатах представлены на рис. 7. Линия циклической ползучести находится выше линии статической ползучести в области высоких напряжений (от 100 МПа и более) и ниже – при напряжениях <100 МПа, т. е. при снижении среднего уровня напряжений для указанного диапазона температур (200–500 °С) следует ожидать большее увеличение долговечности при циклической ползучести, чем при статической.

На рис. 8 приведены диаграммы распределения десятичных логарифмов времени до разрушения в координатах «температура‒напряжение», построенные по уравнениям (7) и (8). По этим диаграммам можно увидеть весь диапазон температур и напряжений, соответствующий определенной долговечности. Так, рис. 8, а соответствует случаю, когда есть малая циклическая составляющая нагрузки, а по оси абсцисс указана превалирующая статическая составляющая; рис. 8, б соответствует случаю, когда нагрузка приложена только статически; на рис. 8, в представлены разности логарифмов времени до разрушения. Этот рисунок демонстрирует, в какой области нагрузок и температур ожидается более быстрое разрушение при статической ползучести, а в какой – при циклической.

Рис. 7. Кривые Ларсона–Миллера для статической и циклической ползучести

Рис. 8. Кривые равной долговечности

Полученные зависимости могут быть применены для моделирования сварочных процессов и вибрационной обработки.

Заключения

Проведены испытания образцов из сплава АМг6 на ползучесть при четырех температурах и при двух режимах испытания: на циклическую ползучесть, при которой нагрузка циклически меняется в небольшом диапазоне около среднего значения с частотой 50 Гц; на статическую ползучесть, при которой нагрузка постоянна. В результате обработки экспериментальных данных можно сделать следующие выводы:

‒ в обоих случаях при всех рассмотренных температурах наблюдается стадийность процесса на кривых ползучести ‒ прослеживаются участки установившейся и ускоренной ползучести, продолжительность которых приблизительно одинакова. Участок затухающей ползучести либо намного менее продолжителен, либо отсутствует;

‒ при циклической ползучести разрушение происходит при меньших деформациях, чем при статической ползучести, кроме того, при циклической ползучести эта характеристика более стабильна;

 ‒ для аппроксимации результатов испытаний на циклическую и статическую ползучесть хорошо подходит зависимость Ларсона–Миллера. Для тех напряжений, температур и долговечностей, для которых применима эта зависимость, следует ожидать, что снижение напряжения вызовет большее увеличение долговечности при циклической ползучести, чем при статической.