Влияние интерметаллидных фаз на предел усталости вторичных силуминов Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

УДК 669.715

Д-р техн. наук С. Б. Беликов1, д-р физ.-мат. наук В. П. Силованюк2, д-р техн. наук И. П. Волчок1, д-р техн. наук А. А. Митяев1

1 Запорожский национальный технический университет, г. Запорожье 2 Физико- механический институт им. Г. В. Карпенко НАН Украины, г. Львов

ВЛИЯНИЕ ИНТЕРМЕТАЛЛИДНЫХ ФАЗ НА ПРЕДЕЛ УСТАЛОСТИ ВТОРИЧНЫХ СИЛУМИНОВ

На основе математической и физической моделей интерметаллидного включения предложены расчетные формулы для определения предела выносливости силуминов в зависимости от размеров и объемного содержания интерметаллидов.

Ключевые слова: алюминиевый сплав, интерметаллидная фаза, математическая модель.

Введение

Алюминиевые сплавы находят широкое применение в авиации, космической технике, машиностроении и других областях. Производство алюминия и его сплавов в Украине сейчас превышает 200 тыс. тонн в год, из них около 45 % приходится на долю вторичных металлов, которые вырабатываются из лома и отходов производства. В отличие от первичных, вторичные сплавы имеют более низкую себестоимость, технология их производства более чистая, но они загрязнены железом, магнием и другими нежелательными металлами и продуктами распада при плавлении пластмасс и смазочных масел. Вследствие этого в структуре вторичных алюминиевых сплавов формируются интерметаллид-ные фазы, которые в значительной мере снижают их механические и служебные свойства.

Цель данной работы заключалась в изучении механизмов усталостного разрушения и оптимизации технологий повышения сопротивления усталости вторичных силуминов.

Материал и экспериментальные исследования

Объектом исследований избран сплав АК8МЗ, шихта которого при плавлении в пламенной двухкамерной печи отражающего типа ЕН5000 емкостью 5,5 т состояла целиком из лома и отходов производства. Плавление осуществляли по принятой технологии под покровным флюсом состава 33 % КО, 67 % №С1 с последующей обработкой расплава универсальным флюсом состава 15 % КО, 45 % №С1, 40 % АШ3.

После расплавления, получения нужной температуры и отбора проб на химический анализ с целью изменения формы интерметаллидных фаз из пластинчатой на компактную и уменьшения их размеров, а также с целью дегазации расплава проводили модифицирование путем вдувания модификатора [1] в возрастающих количествах (0.. .0,1%) с помощью специального устройства.

По данным металлографического анализа и экспериментальных исследований, модифицирование привело к увеличению прочности на 17 %, пластичности на 80 %, твердости на 23 % и ударной вязкости на 50 % в результате снижения параметра формы интерметаллид-ных фаз X (отношение максимального размера к минимальному) с 5,5 до 1,7 (табл. 1, рис. 1).

Анализ микромеханизма разрушения при статическом растяжении плоских образцов-шлифов показал, что первые микротрещины зарождались на интерметаллид-ных включениях, которые имели пластинчатую форму и большие размеры, а также в местах их сосредоточения (конгломератах) (рис. 2 а, б). При дальнейшей нагрузке микротрещины, которые образовались в интерметал-лидах, переходили в металлическую матрицу (рис. 2, в).

б

Рис. 1. Влияние модифицирования на структуру сплава АК8М3 (х 200):

а - без модификатора; б - 0,05 % модификатора

© С. Б. Беликов, В. П. Силованюк, И. П. Волчок, А. А. Митяев, 2015

Таблица 1 - Влияние модификатора [1] на свойства сплава АК8МЗ (термообработка Т5)

Количество модификатора, масс. % Средний параметр формы X интерметаллидных фаз Количество включений, шт./мм2 Среднее расстояние между центрами включений, мкм ^в, МПа 5, %

0 5,5 180 74,6 155 0,5

0,025 3,6 206 69,4 17272 0,7

0,05 1,7 240 64,5 182 0,9

0,075 2,1 232 65,8 180 0,9

0,1 2,7 223 67,1 178 0,7

Основным отличием вторичных алюминиевых сплавов от первичных является повышенное содержание железа и, как следствие, более низкий уровень механических и служебных свойств. Как видно из таблицы 2, с ростом содержания железа интерметалидные включения укрупнялись и их объемная доля возрастала, а сопротивление сплава усталостному разрушению снижалось.

Следующий этап работы заключался в получении аналитической зависимости, описывающей влияние интерметаллидных фаз на предел выносливости гетерогенного алюминиевого сплава. Для этого были рассмотрены 2 варианта механизмов разрушения сплава с включениями: 1) первым разрушается включение или граница раздела материалов в результате приложения одноразовой нагрузки растяжением - одного цикла на-гружения (рис. 2, а, б); 2) начальная трещина возникает в матрице возле включения под действием циклической нагрузки.

Чтобы определить, какой механизм разрушения имеет место при усталостной нагрузке, необходимо, прежде всего, построить диаграмму деформирования и разрушения материала включения. По данным литературы и металлографического анализа, основными фазами в сплавах типа АК8МЗ являются интерметалли-ды А1581Ре, А1?РеСи2, Аl2СuMg и прочие. В вакуумной индукционной печи ОКБ-862 была выплавлена по сте-хиометрическому соотношению элементов фаза А1581Бе. Из полученного расплава в вакууме 2 • 10-2 мм рт. ст. были отлиты образцы для механических испытаний на растяжение. Диаграмма растяжения макрообразца, который моделирует материал включения, изображена на рис. 3.

Таблица 2 - Влияние железа на интерметаллидные фазы и предел выносливости сплава АК8М3

Содержание железа, масс. % Средние значение параметра формы X интерметаллидных, фаз Объемная доля интерметаллидных. фаз, % Среднее расстояние между включениями 1, мкм МПа

0,40 1,71 4,17 57,67 118

0,64 2,11 5,27 49,09 107

0,92 4,40 6,18 36,9 100

1,45 8,64 11,89 23,1 90

в

Рис. 2. Зарождение и распространение трещины (х 900)

Рис. 3. Диаграмма деформирования и разрушения гладкого образца из интерметаллидной фазы А1581Бе

По результатам испытаний, фаза А15SiFе имела следующие показатели: стВ = 10±0,4МПа, модуль Юнга Е = 3 • 104 МПа. Как можно видеть, диаграмма содержит незначительный участок текучести, который составляет приблизительно 10 % от упругой деформации образца. В связи с этим амплитуду нагрузки, при которой включения в матрице разрушатся при первом цикле нагружения, следует устанавливать по деформационному критерию. Согласно этому критерию, материал разрушается, если уровень его деформации достигает предельного.

Математическая модель усталостного разрушения материала с включениями

С целью получения математической модели усталости материала с включениями моделируем алюминиевый сплав с интерметаллидными включениями бесконечным упругим телом с эллипсоидальными включениями. В случае небольшого объемного содержания включений их взаимовлиянием можно пренебречь и рассматривать бесконечное тело с одним включением. Установим нагрузку, которая приведет к разрушению включения. В случае взаимодействующих включений эта нагрузка тем более вызовет разрушение включений.

Из решения задачи об эллипсоидальном включении [2] в бесконечном теле известно, что при внешних нагрузках

стТ (2Хв(1 -V2) + Е(к)) в( Е (к) + 2Х (1 -V 2))

(1)

деформация включения достигнет деформации на пределе текучести

стТ

}Т

Е

(2)

Здесь ст Т - предел текучести материала включения;

. _ ь

х - с - параметр формы эллипсоидального вклю-

Ех

в - —, Е, Е1 - модули Юнга материала матрицы и

Е

включения;

V - коэффициент Пуассона материала матрицы; Е(к) - полный эллиптический интеграл второго рода;

■4

к - Л/а -Ь2 /а ;

а, Ь, с - полуоси эллипсоида (а > Ь >>с).

При дальнейшем возрастании нагрузки реакция включения из реакции винклеровской основы [3] изменится на такую:

ст . -стт .

(3)

Это приведет к решению следующего интегрального уравнения относительно перемещений и2 (х, у) берегов «эквивалентной» включению трещины, которая занимает область : х2/а2 + у2/Ь2=1

V Я

4п(1 -V 2)

(х -д)2 + (у -п)2 Е

(стт -ста )

. (4)

Его решение имеет вид

и. - 2(СТа -СТТ )(1 ^^ 1 - - 4 . (5)

Е • Е (к)

2 ,2 а Ь

Деформация включения, установленная как

V 2

(иг + и°г) / сд/1 - х2/а2 - у2/Ь2 , приобретет

вид

- Ста(Е(к) + 2Х(1 -V2))-2стт(1 -V2)Х . (6) Е • Е(к) '

Здесь учтено, что и0, - стсд/ 1 - х2/а2 - у2/Ь2/Е .

Из критериального условия в г -вс и соотношения (6) следует выражение для вычисления величины нагрузки, которая вызовет разрушение включения при первом цикле нагрузки

всЕЕ(к) + 2стт (1 -V )Х Е (к) + 2Х(1 -V2)

(7)

Из диаграммы деформирования и разрушения материала включения, приведенной на рис. 3, видно, что

вс - 1,2стт / Е .

(8)

чения;

Для материалов, которые здесь рассматриваются (алюминиевая матрица и интерметаллидные включения А15SiFе), характеристики, которые входят в соотношения (7), (8) принимают значения стт «10 МПа; Е1 =3-104МПа; Е=6-104МПа; V = 0,3; к = 0 - в случае

в

г

а* =

СТ а -

=

фероидальных (а = Ь) и к = 1 - для включений в виде длинных эллиптических цилиндров.

На основе приведенных данных нетрудно подсчитать диапазон изменения внешних разрушающих включение нагрузок, если параметр формы интерметаллид-ных фаз под влиянием модификатора изменяется от 1,7 до 5,5 (см табл. 1). Для к = 1 (включения в виде вытянутых цилиндров) ста* изменяется от 11,3 до 13,4МПа. Для к = 0 (сфероидальные включения) диапазон изменения ста* колеблется в границах от 11,9 до 14,7 МПа. Известно, что предел выносливости конструкционных материалов, как правило, колеблется в пределах (0,2-0,6) ст . Поскольку установленная нами величина изменяется в границах 150-180 МПа (см. табл. 1), то даже напряжение 0,2 значительно превышает амплитуды нагрузок, которые приводят к разрушению включений.

Таким образом установлено, что включения разрушаются при первом цикле нагрузки и на их месте возникают трещины соответствующего размера.

Исследуем, как такие трещины могут влиять на сопротивление материала усталости.

В работах [3, 4] на основе решения задачи про внутреннюю трещину нормального отрыва в бесконечном или поверхностную в полубесконечном теле предложена формула, которая устанавливает зависимость предела выносливости тела с трещиной от размера дефекта

Астд =

Уурш'

(9)

где АКЙ - пороговый размах коэффициента интенсивности напряжений;

У - коэффициент, который характеризует геометрию трещины;

У = 1 для сквозных трещин; У = 2/п -для внутренних круговых трещин;

2а - размер трещины (в случае поверхностной трещины размер трещины равняется а).

Из этой зависимости следует соотношение для определения максимального размера трещины, которая

не влияет на предел выносливости материала, то есть

*

Астк = Астк (Астк - предел выносливости материала без трещины) [4]

АК2

пУ2Аст2к '

(10)

Для алюминиевых сплавов, не загрязненных интер-металлидными включениями, АКЙ и 3,5 МПа,

Астк и 100 МПа. Подсчет в соответствии с формулой (10) дает такие значения критического размера трещины, которая не будет влиять на предел выносливости

2а0 =■

0,78 мм для скозных трещин 1,8 мм для внутренних круговых '

Поскольку средний характерный размер интерме-таллидных включений, а значит, и трещин, которые в них возникли, колеблется в пределах 30-70 мкм, то это означает, что изолированные включения не могут влиять на предел выносливости материала. Влияние включений на эту характеристику может реализоваться лишь в случае их взаимодействия. Из теории трещин известно, что трещины можно считать не взаимодействующими, если расстояние между ними больше четырех размеров дефектов. Так как взаимодействие трещин прямо связано с объемным содержанием интерметал-лидных включений, то можно установить допустимое содержание включений в материале, если его усталостные характеристики не будут ухудшаться присутствием таких примесей.

В случае взаимодействующих трещин предлагается модификация формулы (1). Размах коэффициента интенсивности напряжений для таких трещин можно получить в виде зависимости

АК1 = АстУ-\/Па (1 + Р(а / й));

(11)

где Р (а / й) - функция взаимовлияния трещин; 2й - расстояние между центрами трещин. Тогда модифицированная формула для определения предела выносливости приобретет вид

Астя =

АК„

Ул/па (1 + Р (а / й))'

(12)

Функцию взаимовлияния устанавливаем для периодической системы колинеарных (плоская задача) или компланарных (пространственная трехмерная задача) трещин в бесконечном теле, которое подвергнуто растяжению в бесконечности перпендикулярно к плоскости трещин. В этих случаях функция взаимовлияния Р (а / й) будет принимать наибольшие значения, а значит, будет иметь место наиболее опасная ситуация с точки зрения разрушения тела.

В случае системы колинеарных периодически размещенных трещин длиной 2а функция Р (а / й) будет такой [6, 7]:

р(а / й) ^^ -1. па а

(13)

Для компланарной системы периодических круговых трещин радиусом а, размещенных в узлах треугольной сетки (как вариант наиболее плотной упаковки), данная функция установлена в работе [5]

Р(а / й) = 0,91(а)3 + 0,34(а)5 + 0(Х)6 . (14) йй

На основе соотношений (12)-(14) можем прогнозировать зависимость предела выносливости материала

ап =

0

от объемного содержания интерметаллидной фазы и размеров включений. Укажем, что в случае взаимодействия дефектов, размер включений, которые не влияют на предел выносливости материала, устанавливается из соотношения

лк2

а0 =

%У 2Ла2к (1 + ^ (а / ё))

(15)

По всей видимости, чем большее взаимовлияние включений ^ (а / ё), тем меньший предельный размер включений, которые влияют на предел выносливости

Рис. 4. Зависимость предела выносливости алюминиевого

сплава от размеров включений: а01,...,а04 - размеры включений, которые не влияют на предел выносливости при разном объемном содержании

На рис. 4 изображено влияние размеров и объемного содержания интерметаллидных включений на предел выносливости алюминиевого сплава. Такие диаграммы являются, по сути, обобщением известных диаграмм для образцов с надрезами Китагава-Такахаши

[8] на случай концентраторов напряжений технологического типа, которыми являются интерметаллидные и неметаллические включения в сплавах.

Поскольку размер включений 2а связан с их формой (под влиянием модификатора объем включения остается постоянным - изменяется лишь форма), то в результате простых расчетов могут быть построены диаграммы зависимостей предела выносливости от формы включений. Такая диаграмма для реального материала с объемным содержанием включений 12 %

[9] изображена на рис. 5. Точками обозначены экспериментально установленные значения предела выносливости. Как можно видеть, результаты теоретического прогноза и экспериментов удовлетворительно согласовываются.

С ростом содержания железа в сплаве возрастает объемная доля включений, их размеры укрупняются (см. табл. 2), что приводит к снижению сопротивления усталости (рис. 6). Была проведена теоретическая проверка данного утверждения, сделанного на основе экспериментальных данных, путем расчета значения предела выносливости при различном содержании железа

Л<ТК11 ла„\

МПа

50-

Рис. 5. Диаграмма предела выносливости алюминиевого сплав

по формулам (12)-(14). Расчет проводился для системы колинеарных периодически размещенных сквозных трещин.

Как видно из полученных графиков, расчетные (теоретические) значения предела выносливости несколько выше экспериментальных данных. Это может объясняться тем, что при проведении эксперимента на его результаты воздействует множество неучитываемых факторов, которые могут приводить к снижению уровня получаемых данных.

130

1го

1Ю

100

но

V 1 Ч \ ч • ч ч ч

у ч АТ4 ч ж > 2 Г

0,4

о,б о,в

1,0 1,2

1,4

1,6

Содержание Ре, %

Рис. 6. Зависимость предела выносливости сплава АК8М3 от содержания железа:

1 - экспериментальные данные, 2 - расчетные данные

Из приведенных результатов следует, что есть два пути улучшения служебных свойств вторичных алюминиевых сплавов:

1) снижение объемного содержания интерметаллидных включений;

2) изменение формы включений введением модификаторов.

Выводы

На основе математической и физической моделей интерметаллидного включения установлено, что при амплитуде нагрузок на уровне предела выносливости

Панасюк В. В. Пространственные задачи теории трещин : (Обзор) / Панасюк В. В., Андрейкив А. Е., Стад-ник М. М. // Физ.-хим. механика материалов. - 1979. -№ 4. - С. 39-55; № 5. - С. 45-65; №6. - С. 17-26. Smith R. A. Prediction of fatigue regimes in notched components / Smith R. A., Miller К. J. // Int.J. Mech. Sci., 20. - P. 201-206.

El Haddad M.H. Prediction of non propagating crack / El Haddad M.H., Topper T.H. and Smith K.N. // Eng. Fract. Mech., 1979, 11, P. 573-584.

Панасюк В. В. напряжений в трехмерных телах с тонкими включениями / Панасюк В. В., Стадник М. М., Си-лованюк В. П. - К.: - Наук. думка, 1986. - 214 с. Irwin G.R. Analysis of stresses and strain near the end of crack traversing a plate./ Irwin G.R. // Journal of Appl. Mech., 1957, 24. - № 3. - P. 361-364. Koiter W. T. An infinite row of collinear cracks in an infinite elastic sheet / Koiter W. T. // Ing. Arch. - 1959, 28. - № 3. -P. 168-172.

Kitagawa H.Applicability of fracture mechanics to very small cracks or the early stage / Kitagawa H., Takahashi S. // Proc. of the 2nd International conference on the mechanical behaviour of materials. 1976, Boston, MA. - Р. 672-631. Вплив штерметалщних включень на мщнюш властивосп алюмтевих сплавiв / [Волчок I. П., Силованюк В. П., Мгаев О. А., 1вантишин Н. А. ] // Новi матерiали i технологи в металургй та машинобудуванш. - 2007. - № 2. -С. 17-21.

Одержано 03.06.2015

Белжов С.Б., Силованюк В.П., Волчок 1.П., М^яев О.А. Вплив штерметалвдних фаз на межу втоми вторинних силумшв

На основi математично'1 та ф1зично'1 моделей 1нтерметал1дного включення запропоновано розрахунковi формули для визначення межi втоми силумiнiв залежно вiд розмiрiв та об 'емного вмiсту iнтерметалiдiв.

Ключовi слова: алюмШевий сплав, iнтерметалiдна фаза, математична модель.

Byelikov S., Sylovaniuk V., Volchok I., Mityayev O. Influence of intermetallic phases on the secondary silumins' fatigue limit

Using the mathematical and physical models of the intermetallic inclusion the calculating formulas are suggested for determination of the fatigue limit of silumins depending on the sizes and volume of intermetallic compounds.

Key words: aluminum alloy, intermetallic phase, mathematical model.

включения разрушаются уже при первых циклах нагрузки.

Установлено, что существуют предельные размеры и объемное содержание интерметаллидных включений, которые не снижают предел выносливости алюминиевых сплавов. Показано, что предельные размеры включений уменьшаются с увеличением их объемного содержания.

Получена инженерная зависимость для прогнозирования предела выносливости материала от размеров и объемного содержания включений.

Экспериментальными исследованиями и теоретическими расчетами показано, что эффективным методом повышения сопротивления алюминиевых сплавов является введение модификаторов, которые позволяют изменить форму включений с пластинчатой на глобулярную.

Список литературы

1. Пат. 57584А Укршна, МКИ С22С1/06. Модифкатор для алюмтевих сплавiв / 1.П. Волчок, О.А. Мгаев (Укршна). - № 2002108343 ; заявл. 22.10.2002 ; опубл. 16.06.2003. Бюл. №6.

3

6

7

8