Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Получение сварных соединений большой толщины при электронно-лучевой сварке 7
1.1. Особенности электронно-лучевой сварки с глубоким проплавлением 7
1.2. Способы борьбы с корневыми дефектами 14
1.3. ЭЛС со свободным формированием корня шва 20
1.4. Влияние фокусировки электронного луча на качество сварных соединений 28
1.5. Взаимосвязь параметров режима сварки и геометрии шва 34
1.6. Математические модели тепловых процессов электронно-лучевой
сварки 38
Цели и задачи исследования 40
Глава 2. Определение парметров режима элс со свободным формированием шва 43
2.1. Влияние скорости сварки на свободное формирование шва при ЭЛС со сквозным проплавлением 43
2.2. Определение ширины шва при ЭЛС со свободным формированием шва 55
2.3. Влияние скорости сварки на термический КПД 59
2.4. Расчет требуемого тока луча при ЭЛС 64
Выводы по главе 2 66
Глава 3. Влияние скорости сварки на свойства сварных соединений 68
3.1. Исследование влияния скорости сварки на качество сварных соединений титанового сплава 5В 68
3.1.1. Анализ свариваемости титанового сплава 5В 68
3.1.2. Исследование влияния скорости сварки на химический состав сварных соединений 74
3.1.3. Металлографические исследования сварных соединений 80
3.1.4. Исследование механических свойств сварных соединений сплава 5В, полученных с помощью ЭЛС со сквозным проплавлением 90
3.2. Исследование влияния скорости сварки на качество сварных соединений сталей различных структурных классов 96
3.2.1. Анализ свариваемости сталей 316 L(N) и 40Х13 96
3.2.2. Исследование влияния скорости сварки на химический состав сварных соединений стали 40Х13 100
3.2.3. Металлографические исследования сварных соединений стали 40Х13, полученных с помощью ЭЛС со сквозным проплавлением 102
3.2.4. Исследование механических свойств сварных соединений стали 40Х13 и 316 L(N), полученных с помощью ЭЛС со сквозным проплавлением 107
3.3. Исследование влияния скорости сварки на качество сварных соединений алюминиевого сплава Д16 111
3.3.1. Свариваемость алюминиевых сплавов 111
3.3.2. Исследование влияния скорости сварки на химический состав сварных соединений 114
3.3.3. Металлографические исследования сварных соединений 117
3.3.4. Исследование механических свойств сварных соединений алюминиевого сплава Д16, полученных с помощью ЭЛС со сквозным проплавлением 121
Выводы по главе 3 124
Глава 4. Разработка технологии электронно-лучевой сварки неповоротных стыков 125
4.1. Особенности конструкции изделия и сварных стыков 125
4.2. Технология сварки патрубков эллиптического днища 127
4.3. Механические испытания сварных соединений 139
4.4. Технологические рекомендации по сварке элементов первой стенки ИТЭР 143
Выводы по главе 4 145
Выводы по работе 146
Приложение 1
- Способы борьбы с корневыми дефектами
- Определение ширины шва при ЭЛС со свободным формированием шва
- Исследование влияния скорости сварки на химический состав сварных соединений
- Технологические рекомендации по сварке элементов первой стенки ИТЭР
Способы борьбы с корневыми дефектами
В основе электронно-лучевой сварки лежит использование кинетической энергии ускоренных и сфокусированных в узкий луч электронов для плавления металла и формирования сварочной ванны. При взаимодействии электронного луча с высокой концентрацией мощности q 108 Вт/м в металле образуется глубокий канал, достаточно устойчивый во времени. Непременным условием формирования глубоких пародинамических каналов и соответствующих их размерам швов является переход части расплавленного металла в газообразное состояние [1,2]. Реакция отдачи паров, вытесняя расплавленный металл из зоны действия луча, открывает ему доступ вглубь обрабатываемых образцов и создает условия для их глубокого (кинжального) проплавления, имеющего вид канала с отношением глубины И к среднему диаметру d составляющим H/d 10 [3,4,5]. Канал, перемещаясь вместе с лучом и образуя за собой сварочную ванну, определяет форму и поперечные размеры швов [6]. Возникая на поверхности взаимодействия электронного луча с металлами, пары создают в канале статическое давление и динамический напор на элементы канала, а также вызывают реакцию отдачи на площадках их возникновения, обусловливающую перенос металла из зоны плавления в зону кристаллизации и предохраняя канал от схлопывания [6]. В работе [7] расчетным путем показано, что давления паров вполне достаточно для перемещения расплавленного металла с передней стенки пародинамического канала на заднюю в условиях вязкостного течения.
Согласно работе [7], электронный луч имеет в своем сечении нормальное распределение плотности мощности. В таких условиях тангенс угла наклона передней стенки канала в каждой ее точке характеризует концентрацию мощности элементарного луча, падающего в рассматриваемую точку. Тогда минимальный угол падения луча должен быть посередине передней стенки, а у основания и входа максимальный (рис. 1.1).
Исследования передней стенки канала с помощью киносъемки [8] и методом акустической эмиссии [9] показывают, что жидкий металл движется по стенке неравномерно, образуя выступы и впадины. Изменение угла встречи луча с передней стенкой приводит к повышению концентрации мощности луча на этой поверхности, интенсификации ее плавления и испарения, к увеличению реактивной отдачи паров и усиленному сносу жидкого металла выступа в хвостовую часть ванны. На рис. 1.2а изображен процесс вытеснения жидкой ванны в хвостовую часть под действием струи пара, а на рис. 1.2б показан процесс взаимодействия электронного луча с потоком жидкого металла, отраженного от хвостовой части ванны.
Интенсивные изменения физической обстановки в пародинамическом канале представляют собой одну из форм автоколебательного процесса, возникающего после потери устойчивости части ванны жидкого металла, попадания его непосредственно под электронный луч, интенсивного испарения этой части, оттеснения всей ванны от луча, приводящего к временному прекращению ее испарения и уменьшению давления в канале [10]. При прочих равных условиях большей глубине канала соответствует меньший угол наклона передней стенки к оси луча [7,11]. Это означает, что глубокие каналы менее устойчивы против возмущений передней стенки. Опыт хорошо подтверждает это положение: чем толще швы, тем интенсивнее колебания их глубины [12].
Известно[13], что при малых углах встречи с металлическими стенками значительная часть электронов упруго отражается. Так, в работе [7] расчетным путем показано, что эффективный КПД процесса взаимодействия луча с элементами передней стенки при проплавлении стали Х18Н9Т на глубину 20 мм составляет 69%. Результаты калориметрических опытов показывают, что эффективный КПД может достигать 50% (рис. 1.3) при предельно малых углах падения электронного луча на поверхность [14]. Поскольку отражение электронного луча происходит преимущественно в направлении угла зеркального отражения от поверхности взаимодействия, то отраженные электроны в основном попадают в нижнюю часть канала, существенно подогревая поверхность жидкого металла в этом месте. Отсюда можно предположить, что нижняя часть передней стенки в значительной мере оплавляется за счет энергии отраженных электронов.
Так, в работе [15] колебание глубины проплавления обосновано изменением угла падения электронного луча на переднюю стенку в результате возмущений поверхности расплава и, как следствие, изменением угла отражения электронов от передней стенки, в результате чего отраженные электроны периодически попадают то на заднюю стенку, то в корень шва (рис. 1.4а, 1.4б). В основу этих предположений легли данные работы [16], в которой показано, что при ЭЛС, осуществляемой равномерно движущимся электронным лучом, давление отдачи слабо меняется во времени, а колебания расплава, возникающие на фоне общего движения жидкого металла по стенкам парогазового канала, происходит на собственных частотах, что в общем противоречит данным работ [7,10,17], в которых речь идет о периодическом изменении давления в парогазовом канале.
В работе [18] исследованы закономерности переноса металла в сварочной ванне с помощью маркирующих вставок и скоростной киносъемки. В результате установлено, что корневые дефекты могут быть вызваны отражением энергии от передней стенки канала проплавления и действием сил вязкостного трения паров на расплавленный металл на задней стенке канала.
Определение ширины шва при ЭЛС со свободным формированием шва
Таким образом, при выборе режимов сварки необходимо учитывать изменение положения фокальной плоскости. Однако не только диаметр луча и положение фокальной плоскости оказывают влияние на форму шва, но и угол сходимости луча, который определяется конструкцией пушки и выбором рабочего расстояния. При электронно-лучевой сварке металлов малых толщин (до нескольких миллиметров), когда глубина парогазового канала небольшая, размер минимального сечения луча определяет форму и размер шва. Однако когда шов формируется в металле толщиной в десятки миллиметров, размеры фокусного пятна сами по себе уже не определяют размеры литой зоны и значительно более существенную роль играют пространственные характеристики, так называемой перетяжки луча, по всей длине которой усредненная плотность мощности почти постоянна [86]. Протяженная перетяжка позволяет сформировать шов максимальной глубины с параллельными стенками. Поэтому справедливо утверждать, что угол наклона боковых стенок литой зоны во многом определяется общей конфигурацией луча в области перетяжки [86]. Оценочные расчеты показали, что с увеличением рабочего расстояния угол сходимости уменьшается, а диаметр луча увеличивается. Так увеличение расстояния от середины магнитного зазора пушки ЭЛА-60 от 120 мм до 570 мм, приводит к увеличению диаметра фокусного пятна в 3 раза. Экспериментальные данные показали, что протяженность перетяжки луча незначительно изменяется в достаточно широком диапазоне расстояний до изделия, поэтому глубина проплавления практически неизменна. Рекомендуемое оптимальное фокусное расстояние от торца пушки до изделия 150-200 мм с учетом необходимости хорошего отображения зоны стыка во вторичных электронах [86].
Одной из важнейших задач при разработке технологии сварки является предварительный расчет режимов сварки, который позволяет значительно сэкономить материальные и трудовые ресурсы. Главной проблема при определении геометрических параметров шва это сложные пространственные характеристики электронного луча, в том числе и в результате взаимодействия с парами металла и низкотемпературной плазмой, влиянием собственного магнитного поля. Обычно распределение мощности источника аппроксимируется законом нормального распределения кривой вероятности Гаусса [19, 87]. В работе [88], полагая, что характер изменения геометрической формы изотермы плавления, полученного от действия такого источника, также описывается законом Гаусса, предложена следующая формула связывающая ширину и глубину шва с параметрами режима сварки: где Ве - эквивалентная ширина сварного шва на глубине Н/е, где Н - глубина шва, е - основание натурального логарифма; d - эквивалентный диаметр луча, равный диаметру луча на уровне плотности мощности меньшей максимальной в е раз; Sm - теплосодержание расплавленного металла при температуре плавления; q3(p - эффективная мощность луча; v - скорость сварки; цт - термический КПД сварки.
Как видно из формулы, на геометрию шва влияет целый ряд параметров сварки, а именно: диаметр луча, скорость сварки, мощность луча, термический КПД сварки и удельная теплота плавления. Для определения требуемого диаметра луча предложена следующая формула [89]: где Smn - теплосодержание паров металла при температуре кипения.
Однако в условиях электронно-лучевой сварки с глубоким проплавлением, диаметр луча, с учетом всей сложности физического и электрофизического взаимодействия со сварочной ванной, является наименее контролируемым параметром. Поэтому, несмотря на теоретическую обоснованность данной формулы, для электронно-лучевой сварки она малопригодна, поскольку на режимах с острой фокусировкой луча его диаметр изменяется незначительно, а контролировать его размеры технически очень сложно. Для уменьшения количества параметров в формуле (1) авторы работ [19, 87, 88, 89] ввели комплексный параметр —, и предложили использовать экспериментальные зависимости rjt от этого параметра. Как отмечают сами авторы, комплексный параметр не позволяет синхронно изменять мощность и скорость сварки, так как одно и то же значение можно получить на разных скоростях сварки, тогда как термический КПД значительно зависит от скорости.
Так в работе [88], предложено аппроксимировать зависимость глубины проплавления от скорости и от мощности луча следующим выражением: эмпирические коэффициенты, которые найдены в работе по большому количеству экспериментальных данных в диапазоне мощности луча от 1 до 8 кВт и скорости сварки от 3,6 до 28,8 м/ч.
Однако данная формула характеризует лишь зависимость от погонной энергии дэф/у, и не зависит напрямую от скорости сварки. Это может привести к большим ошибкам при изменении режимов в широких пределах. Таким образом, можно сделать вывод, что такой расчет с использованием экспериментальных данных не позволяет рассчитывать режимы электроннолучевой сварки в широких пределах и возникает необходимость в формуле позволяющей определять геометрические размеры сварных швов в зависимости от параметров электронного луча и скорости сварки. Одним из важнейших параметров режимов сварки является термический КПД цт. Для экспериментального определения rjt обычно пользуются следующей формулой [19]:
Эта формула также не позволяет менять скорость сварки в широких пределах при расчете, поскольку опять-таки характеризует зависимость термического КПД от погонной энергии. Как уже отмечалось выше, rjt существенно зависит от скорости сварки. На рис. 1.22. изображена зависимость rjT(v), представленная в работе [89].
Исследование влияния скорости сварки на химический состав сварных соединений
Хотя методика определения ширины парогазового канала довольно грубая, все же по результатам измерений можно при первом приближении допустить, что парогазовый канал и, следовательно, диаметр луча имеет постоянные размеры.
Учитывая сделанные допущения, ширину шва определили, используя модель движущегося цилиндрического источника теплоты, которая представлена в работах [97] и [98]. Для этого рассмотрели распределение температурных полей в полярных координатах от движущегося цилиндрического источника с постоянной температурой поверхности.
В роли цилиндрического источника теплоты вступает электронный луч, тогда температуре поверхности цилиндрического источника будет соответствовать температура поверхности жидкого металла в парогазовом канале, которую определили из условия равновесия (2.13). Методика определения температуры поверхности канала описана выше.
Изотерма Т(г,в)= Тт, как показано на рис. 2.6, является фактически границей сварочной ванны. Максимальная ширина ванны и является шириной шва. Решая Т(г, в) = Тпл численно относительно г, получили зависимость г (в) в полярных координатах. Тогда ширина шва Проанализировав расчетную схему можно сделать вывод, что ширина шва зависит от температуропроводности, разности между температурой стенок канала и температурой плавления, скорости сварки и диаметра цилиндрического источника. На рис. 2.7 показаны зависимости ширины шва от скорости сварки для сплава 5В, стали 40Х13 и сплава Д16. При расчетах для сплава 5В и стали 40Х13 диаметр луча принимали за d=l,l мм, а для сплава Д16 d=0,7 мм. Диаметр луча оценивали экспериментальным путем по ширине парогазового канала, который оставался после резкого выключения тока луча. скорость сварки - v
Учитывая то, что в данной модели не учтено движение расплава, следует отметить завышение значения ширины шва при высокой теплопроводности (рис. 2.7в). Данное явление связано, по-видимому, с конвективным теплопереносом, в результате которого температура в сварочной ванне распределяется более равномерно, нежели в твердом металле, что повышает градиент температуры на линии сплавления. Это приводит к более интенсивному охлаждению сварочной ванны и уменьшению его ширины. Таким образом, данную методику можно в) Рисунок 2.7. Зависимость ширины шва от скорости в сравнении с экспериментальными данными для сплава 5В (а), стали 40Х13 (б) и сплава Д16 (в): Расчетная зависимость Средняя ширина шва Ширина шва на глубине 6/2 Ширина шва корне использовать для определения ширины шва при ЭЛС материалов с низкой теплопроводностью, таких как титановые сплавы и стали.
Следует отметить, что ширина шва сильно зависит от диаметра цилиндрического источника тепла (диаметра парогазового канала). Поскольку диаметр канала во многом зависит от параметров оптической системы пушки, от режимов сварки, параметров процессов взаимодействия пучка с паром, электронов между собой, а так же влияние собственного магнитного поля на электронный луч, теоретическое определение диаметра парогазового канала не представляется возможным. К тому же диаметр парогазового канала возрастает с увеличением глубины проплавления. Поэтому этот параметр в расчетной схеме можно оценивать ориентировочно для каждой установки в зависимости от глубины проплавления и свойств материала.
Сравнивая расчетные и экспериментальные данные, можно отметить хорошее согласование значений в диапазоне скоростей сварки 60-120 м/ч. Увеличение ширины шва в корне характерно для лучевых способов сварки со сквозным проплавлением, и объясняется термокапиллярным эффектом (конвекцией Марангони).
Как уже отмечалось выше, влияние скорости сварки на термический КПД при ЭЛС довольно слабо изучено. Поскольку при расчетах часто считают электронный луч быстродвижущимся источником, влияние скорости сварки на термический КПД игнорируется. К тому же значения T в различных источниках [19,89,90,91,97,98] довольно сильно отличаются. Это объяснимо исключительно теоретическим подходом одних авторов и использованием данных по ЭЛС с незначительной глубиной проплавления где эффективная мощность q3(p рассчитывается теоретически, а ширина шва В рассчитывается по методике, описанной в работе [93].
Однако линейный источник не позволяет оценить реальное значение rjT, поскольку вдоль оси источника теплоты температура возрастает до бесконечности, что приводит к занижению термического КПД.
Использование для этой цели цилиндрического источника теплоты избавляет от этой проблемы. Как уже отмечалось выше, при бесконечной скорости сварки получены значения термического КПД 90% и выше. В этой работе использовали модель цилиндрического источника для расчета rjT при реальных скоростях сварки. Для этого воспользовались формулой: где в знаменателе полная мощность цилиндрического источника теплоты согласно [97,98], а ширина шва В рассчитывается по методике, описанной выше.
Далее провели эксперименты по ЭЛС с несквозным проплавлением пластин на разных скоростях. При этом сварку проводили на токе, составляющем 95% от тока, обеспечивающего точечное проплавление. Затем из каждого шва вырезали и подготовили по 3 микрошлифа, которые использовали для расчета термического КПД. Расчет проводили с помощью следующей формулы: измеряли с помощью программного обеспечения AxioVision на микроскопе Zeiss Observer Zlm, а эффективный КПД q3(P приняли за 0,95.
Следует отметить, что для более точного определения КПД учитывали зависимость теплоемкости от температуры. На рис. 2.8 показаны зависимости теплоемкости исследуемых материалов от температуры по данным различных источников. Как видно из графиков, значения удельной теплоемкости для чистых металлов и сплавов на их основе отличаются незначительно, поэтому для сплавов 5В и Д16 использовали теплоемкости чистых металлов из-за отсутствия данных во всем диапазоне температур.
На рис. 2.9 представлены графики зависимости термического КПД от скорости сварки, полученных расчетным методом и из эксперимента.
Анализ результатов для линейного и цилиндрического источника теплоты показывает, что для наиболее часто используемых на практике скоростей сварки электронный луч нельзя считать быстродвижущимся источником теплоты. Сравнение с экспериментальными значениями термического КПД показывает, что использование линейного и цилиндрического источников теплоты не позволяет теоретически рассчитать КПД с приемлемой точностью, а лишь позволяет продемонстрировать характер этой зависимости.
Технологические рекомендации по сварке элементов первой стенки ИТЭР
В предыдущей главе рассмотрены проблемы формирования сварных соединений при электронно-лучевой сварке со сквозным проплавлением и теоретически показано, что получение качественных сварных соединений достигается за счет увеличения скорости сварки. Для обеспечения требуемых эксплуатационных характеристик на протяжении всех этапов жизненного цикла изделия необходимо комплексное исследование микроструктуры, механических свойств и химического состава сварных соединений в зависимости от скорости сварки. Как было показано в перовой главе, в литературе информация о влиянии скорости ЭЛС на качество сварных соединений довольно скудна и представлена для отдельных материалов, поэтому данная глава посвящена изучению влияния скорости сварки на качество сварных соединений сплавов, обладающих различным свойствами.
Титан — полиморфный металл и может находиться в виде двух аллотропических модификаций: низкотемпературной , устойчивой до 882,5С и имеющей гексагональную плотноупакованную решетку (ГПУ) и высокотемпературная - модификация титана с объемно-центрированной кубической решеткой (ОЦК), стабильная от температуры 882,5С до точки плавления. Необходимо учитывать, что переход из - в -фазу вызывает уменьшение объема и особенно сильно изменяет физические свойства вследствие различия кристаллической структуры фаз. Температура превращения может изменяться при легировании титана (рис 3.1). Принятая в настоящее время классификация титановых сплавов, предложенная С.Г. Глазуновым, основана на структуре, которая формируется в них по принятым в промышленности режимам термической обработки [109,123]. Согласно этой классификации следует различать: -титановые сплавы, структура которых представлена -фазой; псевдо- сплавы, структура которых представлена в основном -фазой и небольшим количеством -фазы (не более 5%); ( + ) сплавы, структура которых представлена в основном и -фазами; псевдо- сплавы со структурой в отожженном состоянии, представленной -фазой и большим количеством фазы; в этих сплавах закалкой или нормализацией с температур -области можно легко получить однофазную структуру; сплавы, структура которых представлена термодинамически стабильной -фазой. Выделяют также сплавы переходного класса, которые по структуре и протекающим в них превращениям занимают промежуточное положение между ( + ) и псевдо-сплавами.
Схема влияния легирующих элементов и примесей на температуру полиморфного превращения титана [123]. Для описания титановых сплавов применяют также понятие молибденового эквивалента, принимая, что действие всех -стабилизаторов можно выразить эквивалентным содержанием молибдена, при котором количество -фазы, ее стабильность, способность к превращениям в двойном сплаве Ti-Mo будут такими же, как и в рассматриваемом сплаве. Эквивалентную концентрацию какого-либо элемента Xi по отношению к молибдену [Мо]экв определяют по соотношению
При оценке молибденового эквивалента сложнолегированного сплава действие различных -стабилизаторов считают аддитивным, а влиянием -стабилизаторов и нейтральных упрочнителей пренебрегают [109]. Таким образом
Влияние алюминия и нейтральных упрочнителей на структуру и свойства многокомпонентных титановых сплавов можно оценить с помощью эквивалента по алюминию. Структурный эквивалент -стабилизаторов и нейтральных упрочнителей по алюминию [Al]экв оценивают из условия образования упорядоченной 2-фазы. При таком подходе к определению эквивалента по алюминию получают [Al] экв=%Al+%Sn/3+%Zr/6+10[%O] (3.3)
Созданные на основе систем Ti-Al-V и Ti-Al-Mo или на их комбинации промышленные сплавы отличаются высокой термической стабильностью, т.к. ванадий и молибден являются изоморфными -стабилизаторами, не образуют с титаном химических соединений и не приводят к эвтектоидным реакциям. В соответствии с ГОСТ 19807–91, химический состав сплава
Подсчитав молибденовый эквивалент химического состава, в соответствии с сертификатом завода-изготовителя для сплава 5В получим: [Мо]экв 5В = 2,25%. Если производить расчет по химическому составу, ГОСТ 19807–91, то значения эквивалента по молибдену будут: [Мо]экв MIN= 1,91% [Мо]экв MAX= 3,85%.Таким образом, можно предположить, что, в зависимости от химического состава, данный сплав 5В может быть и типа псевдо - и типа (+). Следует отметить, что существующая классификация титановых сплавов в определенной мере условна, т.к. отсутствует четкая граница между беттированными сплавами (псевдо ) и двухфазными + сплавами.
