1. На главную
  2. Электронные версии
  3. Физика металлов и металловедение
  4. T. 122, № 4, 2021

Физика металлов и металловедение, 2021, T. 122, № 4, стр. 431-445

Эволюция микроструктуры поверхностного слоя композита литого магниевого сплава марки ZK60 с дисперсными частицами SiC в процессе обработки трением с перемешиванием

М. Вигнеш Кумар a, *, Ар. Веераппан a, Г. Падманабан b, В. Баласурраманьян b

a Кафедра технологии машиностроения, Национальный технологический институт-“Тричи”
620015 Тамилнад, Тричинаполи, Индия

b Исследовательский Центр по соединению материалов, Отдел технологии машиностроения, Университет Аннамалай
608002 Тамилнад, Аннамалай, Индия

* E-mail: vigneshkumaar@gmail.com

Поступила в редакцию 11.05.2020
После доработки 25.08.2020
Принята к публикации 16.12.2020

Полный текст (PDF)

Аннотация

В промышленном производстве легких конструкционных материалов, использование литого магниевого сплава марки ZK60 (Mg–5.4Zn–0.7Zr в мас. %) играет немаловажную роль в замене сплавов на основе алюминия. Поскольку износостойкость и фрикционные свойства магниевых сплавов невысоки, весьма существенным оказывается использование технологии поверхностного упрочнения для улучшения свойств. Обработка трением с перемешиванием (FSR/ОТП) является одной из наиболее перспективных термомеханических методик улучшения поверхностных свойств материалов за счет измельчения их зеренной структуры. Настоящее исследование проведено с целью выяснить влияние скорости перемещения ОТП-насадки (в пределах от 5 до 25 мм/мин) на формирование зоны фрикционной обработки в литом магниевом сплаве ZK60 и в сплаве, армированном дисперсными частицами карбида кремния (ZK60/SiC). Установлено, что ОТП при скорости перемещения инструмента 10 мм/мин привела к максимальной величине твердости (121.2 HV) и наиболее однородному распределению частиц в зоне воздействия. Это связано с диспергированием структуры и зернограничным упрочнением. Вместе с тем, в данном исследовании методом конечных элементов изучено соответствующее распределение температур при ОТП магниевого сплава ZK60. Результат моделирования дал значение максимальной температуры 462°C, что заметно ниже температуры плавления исследованного материала.

Ключевые слова: метод конечных элементов (МКЭ), аттестация микроструктуры, поверхностно-упрочненные композиты, обработка трением с перемешиванием, магниевый сплав

1. ВВЕДЕНИЕ

Отличительными свойствами магниевых (Mg) сплавов являются высокие значения их удельной прочности, пригодность к переработке для повторного использования, а также невысокое значение их удельного веса. К примеру, неравномерно упрочненные магниевые композиты применимы для терморегулирования. В автомобилестроении для производства тормозных барабанов, тормозных роторов и приводных валов в основном используются композиты из магниевого сплава с дисперсными частицами SiC в приповерхностном слое металлической матрицы. Ожидается, что в ближайшем будущем применение магниевых сплавов будет быстро расти, особенно в автомобильной промышленности [1, 2]. Однако твердость магниевых сплавов недостаточна для расширения их внедрения. Для улучшения поверхностных свойств магниевых сплавов было использовано множество методов. Такие способы, как лазерный переплав, упрочнение наплавкой и т.д. используются для повышения свойств поверхности. Но есть и некоторые недостатки при использовании вышеупомянутых производственных процессов, такие как сопутствующие образования вредных металлургических фаз и дефекты кристаллизации [3, 4].

Эти недостатки могут быть устранены, если использовать обработку трением с перемешиванием, когда процесс осуществляется в твердом состоянии (ниже температуры плавления материала). Обработка трением с перемешиванием (FSP/ОТР) является одним из перспективных методов формирования приповерхностных нанокомпозитных слоев в обрабатываемых материалах. Часто ОТП практикуется для измельчения зерна [5–9]. Оптимальный выбор технологических параметров является ключевым фактором для создания бездефектного материала. Разность скоростей ОТП-насадки в процессе трении с перемешиванием сказывается на степени неоднородности измельчения структуры обрабатываемого материала. Abdi с соавторами [10] и Feng с соавторами [11] пришли к выводу, что основной вклад в величину потока “взрыхляемого” материала определяется параметром, характеризующим нормальное усилие ОТП-насадки. Также отмечено, что наличие пустот в мягкой области связано со скоростью перемещения ОТП-насадки. Эта скорость существенным образом сказывается на формировании микроструктуры зоны, испытавшей воздействие. Hidetoshi и соавторы [12] отследили экспериментальными и численными методами распределение температуры в ОТП-материале. Их результаты показали, что распределение температуры сильно зависит от скорости перемещения ОТП-насадки, а также для более низкой СП наблюдалась более высокое значение “пика” температуры.

С целью изучения поведения потока материала в магниевых сплавах, особенно при обработке трением с перемешиванием, был проведен ряд исследований [13–17]. Во время процесса трения с перемешиванием поведение потока материала зависит от многих параметров, таких как осевое (нормальное) усилие и скорость вращения ОТП-насадки, ее профиль, скорость ее перемещения, диаметр плеча и угол наклона ОТП-насадки. Из многих технологических параметров скорость перемещения является важным параметром, который оказывает наибольшее влияние на тепловыделение. Скорость перемещения ОТП-насадки оказывает наибольшее влияние на изменение размера зерна в зоне обработки. Из приведенного выше анализа следует, что скорость перемещения ОТП-насадки является значимым технологическим параметром, определяющим последующие характеристики поверхности композита и тепловыделение. Предыдущие исследования процесса фрикционного перемешивания показали улучшение свойств (твердости и прочности). Однако взаимосвязь между параметрами процесса, микроструктурой в зоне перемешивания, микротвердостью, качеством подвергаемой ОТП-воздействию зоны и распределением частиц еще не была систематически исследована.

Таким образом, в данном исследовании была предпринята попытка оценить влияние микроструктурной эволюции (различной скорости перемещения инструмента) на формирование зоны сплава ZK60/SiC (с частицами карбида кремния), испытывающей ОТП. Однако влияние размера частиц и скорости перемещения ОТП-насадки на поведение поверхностных слоев композитов никогда не изучалось. В данной статье также рассматривается взаимосвязь между значениями микротвердости сплава ZK60 в зоне обработки фрикционным перемешиванием и сплава ZK60/SiC (с частицами карбида кремния) в зоне обработки фрикционным перемешиванием. Кроме того, настоящая работа посвящена усовершенствованию термической модели для исследования микроструктурных характеристик при ОТП сплава ZK60.

2. ЭКСПЕРИМЕНТ

В данном исследовании в качестве основного материала использовали прокатанную пластину толщиной 10 мм из литого магниевого сплава ZK60. Эта пластина размерами 150 × 150 мм была вырезана на фрезерном станке. В табл. 1–3 представлены химический состав, а также механические и термические свойства основного материала пластины. Частицы SiC имеющегося в продаже порошка карбида кремния (чистоты 99%) имели средний диаметр 10 мкм и использовались в качестве армирующего наполнителя в магниевом сплаве. Частицы карбида кремния помещали в предварительно высверленные отверстия (1.5 × × 2 мм) в пластинах из литого сплава ZK60, подлежащих ОПТ. Эту обработку осуществляли с помощью управляемой вручную машины, предназначенной для сварки трением с перемешиванием. Размеры отверстий и конфигурация пластин представлены на рис. 1.

Таблица 1.

  Химический состав (в мас. %) магниевого сплава марки ZK60

Zn Mn Fe Cu Si Ni Zr Mg
5.35 0.01 0.002 0.002 0.003 0.003 0.72 Ост.
Таблица 2.

  Механические свойства магниевого сплава марки ZK60

Предел текучести, МПа Предел прочности на растяжение, МПа Удлинение в калибре 25 мм, % Микротвердость по Виккерсу при нагрузке 500 г, HV
169 236 15.9 66
Таблица 3.

  Значения температурно-зависимых параметров сплава марки ZK60, использованных при моделировании

Материал Удельная температуро- проводность, Вт/м-K Удельный вес, кг/м3 Температура плавления, K Теплоемкость, Дж/г-K Модуль Юнга, ГПа Отношение Пуассона
Литой сплав ZK 60 Mg 121 1738 520–635 1100 45 0.35
Рис. 1.

Обработка трением с перемешиванием. а –установка образца, б – след ОТП, в – профиль ОТП-насадки, г – наклон ОТП-насадки относительно обрабатываемой пластины, д – внесение частиц, е – схема размещения термопар.

Насадка, использованная в станке для ОТП, была изготовлена из быстрорежущей стали, имевшей твердость 67 HRC. Была использована насадка ПКЦ (конически-цилиндрическая с плоской торцевой частью) типа. Детали профиля этой ОТП-насадки представлены на рис. 1в. Отверстия (для помещения в них частиц SiC) в пластине выравнивали по осевой линии предстоящего поступательного перемещения вращающейся ОТП-насадки. Для “запечатывания” этих отверстий применялся “проход” безпиновой цилиндрической ОТП-насадки (с диаметром заплечика 18 мм) во избежание “распыления” 10-мкм SiC частиц в процессе ОТП пластин. Формирование поверхностного композитного слоя пластины осуществлялось при введении и вращении насадки с пином в отверстия, заполненные частицами SiC. В табл. 4 представлены значения параметров ОТП и тип ОТП-насадки, использованной при этом. Для обеспечения равномерного распределения частиц и измельченных зерен в зоне перемешивания был применен двойной проход при ОТП пластины из магниевого сплава ZK60. Как представлено на рис. 1, первый проход был осуществлен в заданном направлении. При втором проходе, ОТП-насадка была разгружена, и обработку осуществляли по следу первого прохода. Для анализа микроструктуры зоны воздействия из пластины в месте обработки вырезали образцы, которые были подготовлены стандартными методами для проведения металлографических исследований. Образцы подвергали травлению в течение 2 с в растворе состава: 8 мл HNO3 + 5 мл уксусной кислоты + 5 мл HCl + 15 мл H2O + 120 мл этилового спирта + 7 грамм тринитрофенола (пикриновой кислоты). Микроструктура различных зон обработанной трением области была выявлена методом оптической металлографии. Для измерения микротвердости использовали тестер модели ВМ-50, нагрузка составляла 500 г, период экспозиции – 15 с. Измерения проводили на расстоянии 1 мм от верхней поверхности и на расстоянии 0.5 мм друг от друга. Температуру во время ОТП регистрировали в 3-х точках с помощью термопар типа K (c диапазоном 0–1023 K).

Таблица 4.

  Параметры ОТП-обработки и тип насадки

Параметр Значение
Скорость вращения ОТП-насадки, об/мин 900
Скорость перемещения ОТП-насадки, мм/мин 5, 10, 15, 20, 25
Осевое усилие на ОТП-насадку, кН 12
Угол между ОТП-насадкой и нормалью к поверхности, град 2
Отношение диаметров “цилиндра” и пина D/d ОТП-насадки 3
Диаметр плеча (цилиндрической части) ОТП-насадки, мм 18
Тип профиля ОТП-насадки Плоско-конически-цилиндрический (ПКЦ)
Длина пина ОТП-насадки, мм 3
Диаметр пина ОТП-насадки, мм 6
Глубина погружения (пина ОТП-насадки) в материал, мм 3

Схема размещения термопар и соответствующие им места показаны на рис. 1е. Перед обработкой пластины были жестко закреплены на бронированной стальной опорной плите с помощью соответствующих приспособлений.

3. МЕТОД КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

Настоящая 3D-модель конечных элементов для описания теплопередачи в материале состояла из жесткого “инструмента” и деформируемой пластины. Заплечик “инструмента” (ОТП-насадки) обычно имеет профиль вогнутого конуса вместо плоского, чтобы “улавливать” материал, вытесняемый из зоны воздействия. Пластины были представлены конечно-элементной сеткой из 8 узловых “теплопроводящих” элементов с температурой в качестве единственной степени свободы. Чтобы снизить требования к вычислениям, области вокруг линии намечаемого прохода ОТП-насадки были представлены мелкими элементами, в то время как размеры элементов, расположенных дальше от линии, больше. На рис. 2 показана конечная сетка. Расчет распределения температур осуществляли с привлечением уравнения Фурье:

(1)
$\rho c\frac{{\partial T}}{{\partial t}} = \lambda \left( {\frac{{{{\partial }^{2}}T}}{{\partial {{x}^{2}}}} + \frac{{{{\partial }^{2}}T}}{{\partial {{y}^{2}}}} + \frac{{{{\partial }^{2}}T}}{{\partial {{z}^{2}}}}} \right) + \frac{{{{q}_{0}}}}{V},$
где ρ – плотность материала (кг/м3), T – температура (К), λ – коэффициент температуропроводности (Вт/(м-K)), q0/V – член, отвечающий источнику тепла (Вт/м3), и c – теплоемкость. Модель распределения тепла была создана при поддержке ANSYS программного обеспечения. В этой работе материальным потоком в целом пренебрегли и рассматривали только аспект теплопередачи. “Инструмент” был представлен в виде движущегося теплового потока. Зажимы не рассматривались, так как потери тепла на зажимах были незначительны из-за их малой площади контакта и расположения. Тепло, теряемое в “инструменте”, описывалось уменьшением энергии, поступающей в пластину. Коэффициент конвекции для всех поверхностей, находящихся в контакте с атмосферой, составлял 15 Вт/(м2 К). Потери тепла на опорную пластину, которая по существу является контактной поверхностью проводимости тепла, были учтены с помощью эквивалентного коэффициента конвекции, реализующейся в нижней части пластин сплава. Для пластин использовали постоянные значения свойств при комнатной температуре, так как они давали разумное предсказание распределения изменяющихся температурных полей.

Рис. 2.

Вид конечно-элементной сетки.

3.1. Граничное условие

Граничное условие конвекции для всех поверхностей пластины сплава, находящихся в контакте с атмосферой, может быть выражено следующим образом

(2)
$k\frac{{\partial T}}{{\partial {{{\mathbf{n}}}_{r}}}} = h\left( {T - {{T}_{0}}} \right),$
где n – вектор нормали к границе G, и h – коэффициент конвекции. Поверхность пластины сплава, контактирующая с опорной пластиной, упрощается до условия конвекции с эффективным коэффициентом “h”, который вычисляется в этой модели автоматически.

3.2. Подводимый тепловой поток

В процессе ОТП генерирование тепла идет по двум каналам. Первый сводится к трению между заплечиком ОТП-насадки и поверхностью заготовки, а второй обусловлен пластическим деформированием материала, осуществляемым при прохождении пина ОТП-насадки через материал. Тепло, генерируемое пластической деформацией металла вблизи пина, имеет незначительную величину и трудно поддается количественной оценке. Поэтому в данном исследовании им пренебрегли. Поэтому в этой модели тепло, генерируемое трением между заготовкой и заплечиком инструмента, является единственным источником тепловыделения. Суммарная величина привходящего в систему тепла Q в ваттах для данной модели рассчитана в работах [18, 19] Chen с соавторами. Уравнение (3) применяется для описания движущегося теплового потока. Суммарная величина приходящего в систему тепла Q задается как

(3)
$Q = \frac{{\pi \omega \mu F\left( {r_{0}^{2} + {{r}_{0}}{{r}_{i}} + r_{i}^{2}} \right)}}{{45\left( {{{r}_{0}} + {{r}_{i}}} \right)}},$
где $\omega $ – скорость вращения ОТП-насадки, µ – коэффициент трения, F – направленная вниз сила, а r0 и ri – радиусы заплечика и острия пина соответственно. Скорость подвода тепла к обрабатываемой заготовке, q(r), полагалась аксиально-симметричной по величине и линейной по распределению в радиальном направлении; она была рассчитана по формуле

(4)
$q\left( r \right) = \frac{{3Qr}}{{2\pi \left( {r_{0}^{3} - r_{i}^{3}} \right)}}.$

В настоящем моделировании, тепловой поток q(r), определяемый из уравнения (4), применяется в качестве поверхностного источника тепла с использованием табличного граничного условия. Перемещение “инструмента”, осуществляющего воздействие, описывается путем введения локальной цилиндрической системы координат и расчета тепловой нагрузки в каждом узле на каждом мгновенном временном шаге.

4. РЕЗУЛЬТАТЫ

4.1. Макровизуализация

Структура (верхняя поверхность и поперечное сечение) изготовленных поверхностных композитов, прошедших ОТП, из магниевого сплава ZK60 и сплава ZK60/SiC показана на рис. 3 и 4.

Рис. 3.

Влияние скорости перемещения ОТП-насадки на структуру сплава ZK60 в зоне перемешивания. CО – сторона отхода “шва”; НС – набегающая сторона “шва”; ЗКПН – зона непосредственного контакта с заплечиком ОТП-насадки.

Рис. 4.

Влияние скорости перемещения ОТП-насадки на структуру композита ZK60/SiC в зоне перемешивания. CО – сторона отхода “шва”; НС – набегающая сторона “шва”; ЗКПН – зона непосредственного контакта с заплечиком ОТП-насадки.

Видно, что при малых скоростях перемещения ОТП-насадки верхняя поверхность изготовленных композитов является бездефектной. Внешний вид верхней поверхности композитов объясняется наличием тесно консолидированной ряби на материале. Качество поверхностных композитов дополнительно исследовали с помощью металлографических шлифов, сделанных в поперечном сечении пластин.

Анализ скорости перемещения ОТП-насадки показал наличие существенных различий при формировании зоны перемешивания. Обработанные трением с перемешиванием поверхностные композиты сплава ZK60/SiC при значениях скорости перемещения инструмента между 5 и 10 мм/мин проявили себя как поверхностно-бездефектные в зоне перемешивания при равномерном распределении указанных частиц. Вместе с тем при бóльших значениях скорости перемещения – 15, 20, и 25 мм/мин, в зоне обработки отмечено появление явных дефектов материала. Также на стороне отхода и на набегающей стороне “шва” (следа обработки) была отмечена агломерация частиц порошка. Для проведения дальнейших измерений микротвердости и микроструктурных исследований были выбраны бездефектные поверхностные композиты.

4.2. Микроструктура

Изображения микроструктуры бездефектных поверхностных композитов из сплава ZK60 и из сплава ZK60/SiC, прошедших ОТП, представлены на рис. 5. На изображениях микроструктуры обработанных областей материала выделяются области с мелкими равноосными рекристаллизованными зернами. Средний размер зерен в ОТП сплаве ZK60 значительно больше в сравнении со случаем поверхностного композита сплава ZK60/SiC. Судя по изображениям микроструктуры, зоне перемешивания композита сплава ZK60/SiC, прошедшего ОТП, при меньших значениях скорости перемещения насадки – 10 мм/мин, характерен размер зерна 6.2 мкм. В то же время при той же скорости (10 мм/мин) размер зерна в прошедшем ОТП композите из сплава ZK60 составил 9.3 мкм. Это также можно видеть из табл. 5. Различие в размере зерна было обусловлено присутствием порошкового карбида кремния.

Рис. 5.

Микроструктура зоны перемешивания в ОТП сплаве ZK60 и сплаве ZK60 с частицам SiC.

Таблица 5.

  Влияние микроструктуры на распределение твердости

Скорость подачи (мм/мин) ОТП ZK60 ОТП ZK60/SiC
твердость, HV размер зерна, мкм твердость, HV размер зерна, мкм
5 91 9.5 ± 2.0 107.2 7.5 ± 2.5
10 92 9.3 ± 2.0 121.2 6.2 ± 2.0
15 79 11.1 ± 3.0 98 9.5 ± 3.0
20 81 10.7 ± 3.2 99.2 9.1 ± 3.2
25 75 11.7 ± 1.5 97.2 9.8 ± 1.5

Соответственно, тепловыделение в процессе ОТП при большой пластической деформации релевантно случаю повышенных температур.

Как правило, при высокой скорости перемещения ОТП-насадки (25 мм/мин) поверхностный композитный слой слабо связан с подложкой из магниевого сплава. Как показано на рис. 6, частицы карбида кремния хорошо внедряются в исходный сплав ZK60.

Рис. 6.

Изображение частиц SiC в матрице сплава ZK60 после ОТП. Растровая электронная микроскопия.

Наряду с частицами карбида кремния в композите четко видны границы зерен. Поверхностный композитный слой, по-видимому, прочно консолидирован без каких-либо дефектов.

В конце концов, процесс трения с перемешиванием производит достаточно тепла за короткий период, что может привести к адгезии и прочному сцеплению частиц карбида с матрицей твердого раствора.

На рис. 7 представлены информативные рентгенограммы с поперечного сечения композитов. Результаты рентгеноструктурного анализа свидетельствуют о присутствии частиц карбида кремния в ОТП-композите ZK60/SiC.

Рис. 7.

Рентгеновские спектры: (a) литой магниевый сплав ZK60, (б) сплав ZK60 после ОТП, (в) сплав ZK60/SiC после ОТП.

Рентгенограммы ОТП-композитов сплава ZK60/ SiC при скоростях перемещения насадки 5, 15, 20, и 25 мм/мин показали присутствие дефектов структуры в поперечных сечениях пластин. В области воздействия заплечика ОТП-насадки было обнаружено неправильное течение материала и плохое распределение частиц, что было связано с недостаточным выделением тепла в обрабатываемой зоне.

4.3. Микротвердость

Микротвердость поверхностных ОТП-композитов ZK60/SiC приведена на рис. 8. На всех изготовленных поверхностях выявлены общие закономерности изменения твердости с ее распределением в форме буквы “М”. Установлено, что значения твердости на набегающей и отступающей сторонах “шва” низкие, так как они являются областями термомеханического воздействия. Среднее значение твердости литого магниевого сплава ZK60 составляло 75 HV. Расширение распределения частиц приводит к резкому снижению значения твердости. Это происходит при высокой скорости перемещения ОТП-насадки из-за большого выделения тепла в обрабатываемой зоне. При низких скоростях перемещения ОТП-насадки образцы с добавлением частиц SiC показали более высокое значение твердости. При скорости перемещения насадки 10 мм/мин полученная твердость в два раза (121.2 HV) превышает среднюю твердость литого магниевого сплава ZK60. Благодаря тому, что заплечик ОТП-насадки обеспечивает достаточную силу и тепло, частицы карбида кремния SiC равномерно распределяются в исходном материале. Твердость улучшается за счет добавления SiC. В некоторых случаях к снижению твердости приводили увеличение тепловыделения и термическое разупрочнение материала. Этот результат проясняет, что распределение твердости при высокой скорости перемещения насадки не является – по соотношению Холла–Петча – следствием теплового эффекта. Поэтому и другие факторы, такие как малоугловые границы и плотность дислокаций, могут регулировать механические свойства материала в области перемешивания.

Рис. 8.

Изменение микротвердости поверхности сплава ZK60/SiC после ОТП. ЗП – зона перемешивания, ОМ – основной металл, ЗТВ – зона термического воздействия, ЗТМВ – зона термомеханического воздействия.

5. ОБСУЖДЕНИЕ

В общем случае микроструктура отличается при различных скоростях перемещения (СП) и вращения (СВ) ОТП-насадки. Подвод тепла достаточен и при минимальной скорости движения насадки. Таким образом, обработка изменяет микроструктуру на поверхности, где видны очень мелкие зерна. Микроструктура обработанного трением с перемешиванием верхнего слоя композита ZK60/SiC однородна по пространственному распределению частиц SiC в зоне перемешивания. Во время ОТП тепловыделение и большая пластическая деформация усиливают измельчение зерен матрицы, разрушение частиц карбида кремния, снижение пористости, создавая бездефектную структуру. Динамическая рекристаллизация магниевого сплава при температуре 490°C наряду с высокой скоростью деформации ОТП-насадкой приводит к образованию равноосных зерен. Как показано на рис. 9, в микроструктуре имеется около трех специфических областей: (i) Под поверхностью, где видны удлиненные зерна из-за потока материала, вызванного вращающимся заплечиком ОТП-насадки, который создает большую пластическую деформацию в этой зоне, (ii) Нижняя поверхность, где вследствие рекристаллизации возникают чрезвычайно мелкие зерна, фрагментированные включения и перераспределенные мелкие выделения, и (iii) Верхняя поверхность, где частицы SiC равномерно распределены. Мелкодисперсные частицы SiC могут сдерживать рост зерен, что приводит к их сверхмалому размеру. Ранее отмечалось, что уменьшение скорости перемещения ОТП-насадки приводит к увеличению тепловыделения, и, таким образом, рост зерна усиливается. Глубина зоны влияния заплечика ОТП-насадки может регулироваться как скоростью ее вращения, так и скоростью ее перемещения. И, наконец, (iv) Область основного материала, в которой отсутствуют какие-либо заметные микроструктурные изменения.

Рис. 9.

Структура сплава в зоне перемешивания (при оптимальных параметрах подачи ОТП-насадки: 900 об./мин, 10 мм/мин).

Также говорят, что сильное трение вызывает более локальное тепловыделение в объеме и способствует повышению температуры, что часто приводит к более однородному распределению частиц SiC и сильному пластическому течению по сравнению с аналогами. Подложка из магниевого сплава и поверхностные композитные слои, по-видимому, хорошо связаны друг с другом, так что никаких дефектов структуры не видно. Многие исследователи отмечали, что в процессе трения с перемешиванием происходит изменение пластического течения материалов.

Поэтому также считается, что эти микроструктурные изменения обусловлены подводом тепла и различным поведением потока. Сообщается, что более низкая скорость перемещения насадки генерирует более высокую тепловую отдачу и прилагаемое инструментом усилие сдвига, что заставляет частицы SiC течь и диспергироваться в более широкой области. Чтобы обеспечить достаточную силу трения и сдвига для охваченных частиц и заставить их выйти из агломерации, параметры ОТП-процесса и заплечика насадки играют важную роль. В ходе исследования был успешно применен новый способ обработки поверхности композитов на основе магния и чистого магния с помощью процесса фрикционного перемешивания. Гомогенно диспергированные и хорошо связанные композиты с частицами SiC образуются путем изменения скоростей перемещения ОТП-насадки. Как показано в табл. 5, изменение параметров ОТП влияет на значения твердости обрабатываемых поверхностей материалов. Небольшое процентное изменение содержания SiC частиц влияет на свойства материала. Увеличение процентного содержания SiC частиц увеличивает твердость и прочность материала. Механизм упрочнения может быть связан с плотностью дислокаций, наклепом за счет рассогласования деформаций между упругими упрочняющими частицами и пластичной матрицей. Основываясь на анализе компонентов микроструктуры, основными механизмами повышения твердости поверхностных композитных слоев, полученных с помощью трения с перемешиванием, являются: (1) упрочнение по Оровану за счет присутствия армирующих частиц, (2) мелкое зерно магниевой матрицы. С помощью изменения скорости перемещения и скорости вращения ОТП-насадки контролируется тепловая отдача и размеры зерен, необходимые для повышения значений твердости. Повышенная прочность, обнаруженная в ОТП сплаве ZK60, скорее всего, вызвана рекристаллизацией, деформационным упрочнением, остаточными напряжениями из-за сжатия, созданного заплечиком ОТП-насадки, и добавлением частиц SiC в мягкую матрицу, где обнаруживается несовпадение тепловых свойств мягкой матрицы и твердых частиц. Также наблюдалось, что поверхностные композиты из магниевого сплава ZK60 были “восстановлены” в распределении, размере и объемной доле частиц SiC. Предел прочности при растяжении, модуль упругости и предел текучести всех композитов резко увеличиваются по отношению к свойствам неармированного литого сплава; также показано, что грубые армирующие частицы часто приводят к высокой плотности дислокаций, что улучшает свойства поверхностных композитов [20–23].

5.1. Прогнозирование распределения температуры “Эксперимент против Моделирования”

Обработка трением с перемешиванием магниевого сплава ZK60 была смоделирована с помощью 3D-метода конечных элементов (МКЭ). Полученные температуры находятся в хорошем соответствии с измеренными значениями, как показано на рис. 10. Контурные графики распределения температуры в пластинах при прохождении ОТП-насадки с СП 10 мм/мин от начала процесса показаны на рис. 11. Конкретные значения СВ и СП насадки явно отражаются на характере распределения температуры. При заданной СП снижение максимальной температуры в пластинах приводило к увеличению СВ насадки, что отражалось на поверхности обрабатываемой зоны материала.

Рис. 10.

Соотношение между экспериментальными и модельными значениями температуры для магниевого сплава ZK60, испытавшего ОТП при оптимальных значениях параметров обработки.

Рис. 11.

Распределение температуры и микроструктура в различных температурных зонах при ОТП (а) – 100 и (б) – 180 с.

С ростом СП, изотермические зоны на контурном участке удлиняются в направлении обработки, а температура материала перед насадкой снижается. При увеличении СП с 5 до 25 мм/мин максимальная температура снижается до 435°С с 485°С. Для заданной СП, когда происходит увеличение СВ, максимальная температура увеличивается. При увеличении СВ с 800 до 1200 об./мин, максимум температуры увеличивается с 293 до 485°C. В течение того же времени предварительного нагрева температура в конце периода предварительного нагрева увеличивается с увеличением скорости вращения насадки. Максимальная температура, полученная с помощью ОТВ-насадки с диаметром заплечика 18 мм и диаметром пина 6 мм, составляет 462°C при СВ и СП 900 об./мин и 10 мм/мин соответственно. Это меньше, чем температура плавления материалов, из которых изготовлены пластины, которые имеют тонкую микроструктуру и дают более высокие значения твердости.

6. ВЫВОДЫ

Вышеизложенное исследование было проведено для определения влияния скорости перемещения насадки при трении с перемешиванием на формирование зоны перемешивания в сплавах ZK60 и ZK60/SiC. Также был изучен теплообмен вблизи линии обработки трением с перемешиванием магниевого сплава ZK60 с помощью метода конечных элементов. В результате исследования были сделаны следующие выводы:

• В данном исследовании изготовленный поверхностный композитный слой с присутствием частиц SiC показал более высокое значение твердости (121.2 HV) и меньший размер зерен по сравнению с таковыми у магниевых сплавов ZK60 в литом и обработанном трением с перемешиванием состояниях.

• Для изготовления поверхностных композитов использовали пять различных скоростей перемещения насадки. Изготовленный поверхностный композит показывает лучшую твердость при СП 10 мм/мин. Это объясняется однородным распределением частиц карбида кремния, оптимальным подводом тепла и сбалансированным потоком материала при перемешивании.

• Для моделирования теплопередачи при ОТП был использован метод конечных элементов. Максимальная температура была достигнута на линии обработки. Для каждой температурной зоны была показана эволюция микроструктуры материала.

Список литературы

  1. Wei Wang, Qing-yu Shi, Peng Liu, Hong-ke Li and Ting Li. A novel to produce bulk SiCp reinforced aluminum metal matrix composites by friction stir processing // J. Mater. Process. Technol. 2009. V. 209. P. 2099–2103. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2008.05.001

  2. Cavaliere P., De Marco P.P. Superplastic behaviour of friction stir processed AZ91 magnesium alloy produced by high pressure die cast // J. Mater. Process. Technol. 2007. V. 184. P. 77–83. https://doi.org/10.1016/j.jmatprotec.2006.11.005

  3. Li Y., Murr L.E., McClure J.C. Flow visualization and residual microstructures associated with the friction-stir welding of 2024 aluminum to 6061 aluminum // Mater. Sci. Eng. A. 1999. V. 271. P. 213–223. https://doi.org/10.1016/S0921-5093(99)00204-X

  4. Mishra R.S., Ma Z.Y., Charit I. Friction Stir Processing: A novel technique for fabrication of surface composite // Mater. Sci. Eng. A. 2003. V. 341. P. 307–310. https://doi.org/10.1016/S0921-5093(02)00199-5

  5. Ma Z.Y., Mishra R.S., Mahoney M.W. Superplastic deformation behaviour of friction stir processed 7075Al alloy // Acta Mater. 2002. V. 50. P. 4419–4430. https://doi.org/10.1016/S1359-6454(02)00278-1

  6. Parviz Asadi, Ghader Faraji, Mohammad K. Besharati. Producing of AZ91/SiC composite by friction stir processing (FSP) // Int. J. Adv. Manuf. Tech. 2010. V. 51. P. 247–260. https://doi.org/10.1007/s00170-010-2600-z

  7. Morisada Y., Fujii H., Nagaoka T., Fukusumi M. MWCNTs/AZ31 surface composites fabricated by friction stir processing // Mater. Sci. Eng. A. 2006. V. 419. P. 344–348. https://doi.org/10.1016/j.msea.2006.01.016

  8. Lee C.J., Huang J.C., Hsieh P.J. Mg based nano-composites fabricated by friction stir processing // Scr. Mater. 2006. V. 54. P. 1415–1420. https://doi.org/10.1016/j.scriptamat.2005.11.056

  9. Berbon P.B., Bingel W.H., Mishra R.S., Bampton C.C., Mahoney M.W. Friction stir processing: a tool to homogenize nanocomposite aluminum alloys // Scr. Mater. 2001. V. 44. P. 61–66. https://doi.org/10.1016/S1359-6462(00)00578-9

  10. Abdi Behnagh R., Besharati Givi M.K., Akbari M. Mechanical Properties, Corrosion Resistance, and Microstructural Changes during Friction Stir Processing of 5083 Aluminum Rolled Plates // Mater. Manuf. Process. 2012. V. 27. P. 636–640. https://doi.org/10.1080/10426914.2011.593243

  11. Feng A.H., Xiao B.L., Ma Z.Y., Chen R.S. Effect of Friction Stir Processing Procedures on Microstructure and Mechanical Properties of Mg–Al–Zn Casting // Metal. Mater. Trans. A. 2009. V. 40. P. 2447–2456. https://doi.org/10.1007/s11661-009-9923-0

  12. Hidetoshi Fujii, Ling Cui, Masakatsu Maeda, Kiyoshi Nogi. Effect of tool shape on mechanical properties and microstructure of friction stir welded aluminum alloys // Mater. Sci. Eng. A. 2006. V. 419. P. 25–31. https://doi.org/10.1016/j.msea.2005.11.045

  13. Azizieh M., Kokabi A.H., Abachi P. Effect of rotational speed and probe profile on microstructure and hardness of AZ31/Al2O3 nanocomposites fabricated by friction stir processing // Mater. Des. 2011. V. 32. P. 2034–2041. https://doi.org/10.1016/j.matdes.2010.11.055

  14. Arora H.S., Singh H., Dhindaw B.K. Wear behaviour of a Mg alloy subjected to friction stir processing // Wear. 2013. V. 303. P. 65–77. https://doi.org/10.1016/j.wear.2013.02.023

  15. Mishra R.S., Ma Z.Y. Friction stir welding and processing // Mater. Sci. Eng. R. 2005. V. 50. P. 1–78. https://doi.org/10.1016/j.mser.2005.07.001

  16. Elangovan K., Balasubramanian V. Influences of pin profile and rotational speed of the tool on the formation of friction stir processing zone in AA2219 aluminium alloy // Mater. Sci. Eng. A 2007. V. 459. P. 7–18. https://doi.org/10.1016/j.msea.2006.12.124

  17. Shailesh Rao A., Yuvaraja N. Comparison of appearance, microstructure and tensile properties during friction stir welding processes of Al–Si alloys // Phys. Metals Metallogr. 2017. V. 118. P. 716–722. https://doi.org/10.1134/S0031918X17070092

  18. Chen C.M., Kovacevic R. Finite element modeling of friction stirs welding – thermal and thermo-mechanical analysis // Int. J. Mach. Tools Manuf., 2003. V. 43. P. 1319–1326. https://doi.org/10.1016/S0890-6955(03)00158-5

  19. Chen C.M., Kovacevic R. Parametric finite element analysis of stress evolution during friction stirs welding // J. Eng. Manuf. 2006. V. 220. P. 1359–1371. https://doi.org/10.1243/09544054JEM324

  20. Ghader Faraji, Omid Dastani, S. Ali Asghar Akbari Mousavi. Effect of Process Parameters on Microstructure and Micro-hardness of AZ91/Al2O3 Surface Composite Produced by FSP // J. Mater. Eng. Perform. 2011. V. 20. P. 1583–1590. https://doi.org/10.1007/s11665-010-9812-0

  21. Chang C.I., Du X.H., Huang J.C. Achieving ultrafine grain size in Mg–Al–Zn alloy by friction stir processing // Scr. Mater. 2007. V. 57. P. 209–212. https://doi.org/10.1016/j.scriptamat.2007.04.007

  22. Yang Yongjing, Hua P., Li X., Chen Ke, and Zhou Wei. Effect of Multipass on Microstructure and Impact Toughness of As-Cast Al–20Si Alloy via Friction Stir Processing // Phys. Met. Metal. 2019. V. 120. P. 1126–1132. https://doi.org/10.1134/S0031918X1911005X

  23. Naeem H.T., Mohammed K.S., Ahmad K.R. Effect of friction stir processing on the microstructure and hardness of an aluminum–zinc–magnesium–copper alloy with nickel additives // Phys. Met. Metal. 2015. V. 116. P. 1035–1046. https://doi.org/10.1134/S0031918X15100051

Дополнительные материалы отсутствуют.

Инструменты

следующая статья выпуска предыдущая статья выпуска содержание выпуска

Физика металлов и металловедение

Архивы выпусков Информация о журнале Отправить рукопись в журнал