ArticlePDF Available

Stress-Strain State in the Joint Zone During Wedge-Press Welding of Dissimilar Materials

Authors:

Abstract

A computer simulation of the process of wedge-press welding (WPW) of dissimilar materials was carried out using the example of titanium alloy and stainless steel through a nickel layer. The initial model of the embedded part was a cylinder with a conical top. The model of a detail to which the introduction was carried out represented a conic blind hole in the cylinder. The initial model of the nickel interlayer had the shape of a hollow cone 0.2 mm thick and was located between the parts to be joined. Differences between WPW with a constant deformation rate and at constant pressure are shown. With WPW at constant deformation rate there is a strong localization of strain, which increases the probability of the formation of faulty fusion. In the case of WPW at constant pressure the intensities of deformations and stresses in the interlayer are distributed more evenly and the probability of formation of faulty fusion is much less. The assembly II (insertion part made of titanium alloy) with an apex angle of the cone α = 90 ° is the most optimal assembly for WPW with constant pressure. Keywords: Computer simulation, wedge-press welding, dissimilar materials, strain distribution, stress distribution
#10 [703] 2018 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ 37
УДК 621.791.42; 621.791.18; 004.942 DOI: 10.18698/0536-1044-2018-10-37-46
Напряженно-деформированное состояние
в зоне соединения при клинопрессовой сварке
разнородных материалов*
Р.Г. Хазгалиев1, М.Ф. Имаев1, Р.Р. Мулюков1, Ф.Ф. Сафин2
1 Институт проблем сверхпластичности металлов РАН, 450001, Уфа, Республика Башкортостан,
Российская Федерация, ул. Степана Халтурина, д. 39
2 Уфимский государственный авиационный технический университет, 450001, Уфа, Республика Башкортостан,
Российская Федерация, ул. К. Маркса, д. 12
Stress-Strain State in the Joint Zone
During Wedge-Press Welding of Dissimilar Materials
R.G. Khazgaliev1, M.F. Imayev1, R.R. Mulyukov1, F.F. Safin2
1 Institute for Metals Superplasticity Problems, Russian Academy of Sciences, 450001, Ufa, Republic of Bashkortostan,
Russian Federation, Stepan Khalturin St., Bldg. 39
2 Ufa State Aviation Technical University, 450001, Ufa, Republic of Bashkortostan, Russian Federation,
K. Marx St., Bldg. 12
e-mail: sloth.usatu@gmail.com, marcel@imsp.ru, radik@imsp.ru, 7545704@mail.ru
Проведено компьютерное моделирование процесса клинопрессовой сварки разно-
родных материалов на примере титанового сплава и нержавеющей стали через нике-
левую прослойку. Исходная модель внедряемой детали представляла собой цилиндр с
вершиной в форме конуса, а модель ее ответной части — коническое глухое отверстие
в цилиндре. Исходная модель прослойки никеля, расположенная между соединяемы-
ми деталями, имела форму полого конуса толщиной 0,2 мм. Показаны различия меж-
ду клинопрессовыми сварками с постоянной скоростью деформирования и при по-
стоянном давлении. При сварке с постоянной скоростью деформирования происхо-
дит сильная локализация деформации, что повышает вероятность образования
непроваров. В случае клинопрессовой сварки при постоянном давлении интенсивно-
сти деформаций и напряжений в прослойке распределены более равномерно и веро-
ятность образования непроваров значительно меньше. Оптимальной из двух иссле-
дованных сборок для клинопрессовой сварки под постоянным давлением является
сборка II с внедряемой деталью из титанового сплава, у которой угол при вершине
конуса = 90°.
Ключевые слова: компьютерное моделирование, клинопрессовая сварка, разнород-
ные материалы, распределение деформаций, распределение напряжений
A computer simulation of the process of wedge-press welding of dissimilar materials is per-
formed using titanium alloy and stainless steel with a nickel interlayer as an example. The
initial model of the embedded part is a cylinder with a conical top, and the model of the cor-
responding part is a conical blind hole in the cylinder. The initial model of the nickel inter-
layer has the shape of a hollow cone 0.2 mm thick and is located between the parts to be
joined. The differences between wedge-press welding at a constant deformation rate and at
———————
* Работа выполнена в рамках государственных заданий ИПСМ РАН № АААА-А17-117041310221-5 и
АААА-А17-117041310216-1.
38 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ #10 [703] 2018
constant pressure are shown. When wedge-press welding at a constant deformation rate, the
deformation is highly localized, which increases the probability of faulty fusion. In the case
of wedge-press welding at constant pressure, the intensities of deformations and stresses in
the interlayer are distributed more evenly, and the probability of formation of faulty fusion
is considerably lower. The assembly II (embedded part made of titanium alloy) with an apex
angle of the cone = 90° is the most optimal assembly for wedge-press welding at constant
pressure.
Keywords: computer simulation, wedge-press welding, dissimilar materials, strain distribu-
tion, stress distribution
Во многих отраслях промышленности широко
применяют сварные соединения материалов,
физические и химические свойства которых
сильно различаются. Используют соединения
алюминиевых сплавов со сталями и титано-
выми сплавами, титановых сплавов со сталями
и медными сплавами, молибдена с ниобием,
различных металлов с керамиками и др. [1–7].
Для соединения узлов из разнородных метал-
лов (в том числе трубопроводов между собой и
с различного рода емкостями, сильфонами,
клапанами и другими элементами арматуры)
применяют трубчатые биметаллические пере-
ходники. Такие переходники изготавливают, в
частности, методом клинопрессовой сварки
(КПрС) [8].
Сущность КПрС разнородных материалов
заключается в нагреве соединяемых деталей и
последующем впрессовывании детали из более
твердого материала в менее твердый с после-
дующей термической обработкой. Продольное
сечение детали из более твердого материала
имеет вид трапеции или треугольника. При
этом рабочую часть детали из более твердого
материала затачивают на некоторый угол .
Наибольшее значение прочности соединений
обычно наблюдается при малых значениях
(вплоть до 0 рад).
При КПрС отношение сдвиговой компонен-
ты напряжений к компоненте нормальных
напряжений максимально. При такой схеме
нагружения интенсифицируется пластическое
течение в тонких приповерхностных слоях ма-
териалов, а также облегчаются разрушение и
вынос за пределы контакта окисных пленок и
загрязнений [8]. В отличие от плоского стыка,
получаемого при сварке металлов трением или
при диффузионной сварке, соединение по по-
верхности конического стыка, создаваемого
при КПрС материалов, в значительной степени
уменьшает негативное воздействие разницы в
значениях коэффициента термического расши-
рения соединяемых материалов. Указанное
преимущество КПрС позволяет сохранить ра-
ботоспособность биметаллических соединений
в широком интервале температур.
КПрС применяют для соединения не толь-
ко разнородных материалов, сильно различа-
ющихся по твердости (медные и алюминиевые
сплавы + стали, титановые сплавы, компози-
ционные материалы, ниобий, молибден и др.),
но и материалов с близкой твердостью
(сталь + сталь, сталь + титановые сплавы и
др.). В последнем случае между двух заготовок
помещают более пластичный металл, а во
внешней детали предварительно растачивают
конусное отверстие.
Титановые сплавы и нержавеющие стали
обычно соединяют с помощью КПрС через
алюминиевую прослойку [8]. При температуре
примерно до 300 °С твердости титановых спла-
вов и сталей близки, поэтому материалом дета-
ли внедрения может служить как сталь, так и
титановый сплав. Однако такое соединение
нельзя использовать при рабочих температурах
выше 300 °С.
Для эксплуатации сварных соединений при
повышенных температурах необходимо ис-
пользовать более жаропрочные прослойки.
Например, титановые сплавы и нержавеющие
стали можно соединять методом диффузион-
ной сварки через никелевую прослойку в ин-
тервале температур 800...950 °С [9–12]. При
диффузионной сварке титанового сплава с не-
ржавеющей сталью через никель происходит
схватывание всех свариваемых поверхностей
менее чем через 20 мин при температуре
650...800 °С и давлении 4 МПа [13, 14]. Вслед-
ствие схватывания напряжения и деформации
в зоне соединения распределены неравномерно.
В центральной части сварного соединения об-
разуются застойные зоны [15].
Известно, что при КПрС в зоне соединения
возникают большие сдвиговые напряжения.
В связи с этим представляется важным изучить
влияние угла заточки внедряемого материала
#10 [703] 2018 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ 39
на распределение напряжений и деформаций в
зоне контакта в условиях полного схватывания.
Кроме того, интересно исследовать и следую-
щую проблему. При КПрС обычно более твер-
дый материал внедряют в менее твердый.
В интервале температур диффузионной сварки
800...950 °С твердость титанового сплава замет-
но ниже, чем у нержавеющей стали. Однако
при схватывании может заметно деформиро-
ваться более твердый материал, поэтому необ-
ходимо исследовать внедрение менее твердого
материала в более твердый.
Так как проведение натурного эксперимента
является трудоемким, на первом этапе было
проведено компьютерное моделирование про-
цесса КПрС разнородных материалов на при-
мере нержавеющей стали с титановым сплавом
через прослойку никеля.
Цель работы — исследовать распределение
интенсивностей напряжений и деформаций в
зоне соединения: при типичных режимах КПрС
(высокая постоянная скорость деформирова-
ния и малый угол при вершине конуса внедря-
емой детали); в случае изменения угла при вер-
шине конуса и взаимного расположения дета-
лей в условиях схватывания поверхностей
соединения при КПрС под постоянным давле-
нием.
Методика исследования. Компьютерное моде-
лирование процесса КПрС проводили в дву-
мерной постановке (плоская деформация) на
базе универсального комплекса DEFORM-3D.
Соединяли детали из титанового сплава ВТ6
(Ti-alloy) и нержавеющей стали ISI321 (SS), яв-
ляющейся аналогом 12Х18Н10Т, через никеле-
вую прослойку (Ni-interlayer) при температуре
750 °С. Моделировали два варианта КПрС: 1) с
постоянной скоростью деформирования 1 мм/с
в интервале времени t = 1...6 с (коэффициент
трения μ = 0,3); 2) при постоянном давлении
4 МПа в течение 20 мин в условиях схватыва-
ния пар поверхностей соединяемых деталей.
Условие схватывания задавали опцией sticking
condition. Кривые упрочнения материалов вы-
бирали из базы данных DEFORM-3D.
Исходная модель внедряемой детали пред-
ставляла собой цилиндр 1 с вершиной в форме
конуса (рис. 1), а модель ее ответной части —
цилиндр 3 с коническим глухим отверстием.
Исходная модель прослойки никеля, располо-
женная между соединяемыми деталями, имела
форму полого конуса 2 толщиной 0,2 мм.
Углы при вершинах конусов соединяемых
деталей задавали одинаковыми и равными 180,
170, 150, 120, 90 и 20°. В интервале угла =
= 180…90° диаметры основания конусов и ци-
линдров совпадали и составляли 10 мм, а для
= 20° — 5 мм. Рассматривали два варианта
сборки деталей. В сборке I деталь внедрения
изготовили из нержавеющей стали; в сбор-
ке II — из титанового сплава. Результаты моде-
лирования представлены в виде распределения
интенсивности напряжений (далее напряже-
ния) и и интенсивности деформаций (далее
деформации) и в свариваемых деталях.
Натурный эксперимент твердофазной свар-
ки титанового сплава ПТ-3В и нержавеющей
стали 12Х18Н10Т через никелевую прослойку
проводили с выдержкой 20 мин под давлением
4 МПа в интервале температур 650…850 °С.
Образцы представляли собой параллелепипеды
размером 50516 мм3 с плоской свариваемой
поверхностью. Толщина никелевой прослойки
составляла 0,2 мм. Оснастку с образцами и си-
стемой подачи давления помещали в вакуум-
ную печь, в которой остаточное давление не
превышало 2,010–3 Па.
Результаты моделирования. КПрС с постоян-
ной скоростью деформирования. На рис. 2 по-
казано распределение деформаций и напряже-
ний при КПрС со скоростью деформирования
1 мм/с в течение 1 c для сборок I и II с углом =
= 20°. В обеих сборках деформации в прослойке
примерно одинаковы, но распределены нерав-
номерно: от 0 в вершине конуса до 0,15 в его
основании конуса (рис. 2 а, в). Напряжения в
прослойке распределены равномерно и состав-
ляют около 125 МПа (рис. 2, б, г). Сама про-
слойка выдавливается из зоны соединения.
Рис. 1. Схема расположения деталей при КПрС
40 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ #10 [703] 2018
В обеих сборках титановая деталь деформиру-
ется больше, чем стальная, а напряжения в пер-
вой ниже, чем во второй. Напряжения в обеих
деталях локализуются преимущественно в ос-
новании конуса.
На рис. 3 показано распределение деформа-
ций и напряжений при КПрС со скоростью де-
формирования 1 мм/с в течение 6 с для сборок I
и II с углом = 20°. В обеих сборках деформа-
ции в прослойке при t = 6 c более неравномер-
ны, чем при t = 1 c (см. рис. 2, а, в). В сборке I
деформации и в прослойке изменяются от 0
в вершине конуса до 0,5 в его основании
(рис. 3 а, б). В сборке II максимальное значение
и = 2 локализуется в вершине конуса прослой-
ки, при этом в основании и = 0,3 (рис. 3 в, г).
В сборке II прослойка сильно утоняется в вер-
шине конуса, что может сопровождаться ее
разрушением. Факт разрушения установить не-
возможно из-за программного ограничения.
Как и при t = 1 c, напряжения в прослойке при
t = 6 c являются равномерными и составляют
около 130 МПа (рис. 3, б, г).
Увеличение времени КПрС с 1 до 6 с не из-
менило картины распределения напряжений в
обеих сборках: и в детали внедрения ниже, чем
в ее ответной части. Общий уровень напряже-
ний в деталях в сборке I ниже, чем в сборке II.
В сборке I конусные поверхности соединяемых
деталей искажаются, в то время как в сборке II
они сохраняют форму конуса.
КПрС при постоянном давлении. На рис. 4
показано распределение деформаций и напря-
жений для сборки I при угле = 180°. Вслед-
ствие схватывания поверхностей соединения
титановая деталь (как менее твердая) становит-
ся шире, чем стальная, и приобретает форму
бочки. Ширина стальной детали увеличивается
только в зоне соединения. Прослойка приобре-
тает форму линзы с утонением к краю зоны
Рис. 2. Распределение деформаций (а, в) и напряжений (б, г) при КПрС с постоянной скоростью
деформирования 1 мм/с в течение 1 с для сборок I (а, б) и II (в, г) с углом = 20°
Рис. 3. Распределение деформаций (а, в) и напряжений (б, г) при КПрС с постоянной скоростью
деформирования 1 мм/с в течение 6 с для сборок I (а, б) и II (в, г) с углом = 20°
#10 [703] 2018 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ 41
соединения. В условиях схватывания напряже-
ния распределены неравномерно, что проявля-
ется в следующем: в стальной детали они боль-
ше, чем в титановой, а в центральной части
прослойки — меньше, чем на краях. Смена ме-
стами деталей не привела к изменению напря-
женно-деформированного состояния.
Уменьшение угла со 180 до 170° в обеих
сборках деталей привело к возрастанию дефор-
маций и напряжений в прослойке. В сборке I
прослойка деформируется в большей степени
(рис. 5, а), чем в сборке II (рис. 5, в). В обеих
сборках напряжения в стальной детали больше,
чем в титановой, причем они распределены не-
равномерно. В сборке I область наибольших
напряжений находится в основании конуса де-
тали из нержавеющей стали (рис. 5, б). В сбор-
ке II эта область расположена в стальной детали
и распределена равномерно вдоль зоны соеди-
нения (рис. 5, г).
Уменьшение угла до 90° привело к увели-
чению деформаций и напряжений в прослойке
(рис. 6, а, в). В сборке II деформации респреде-
лены более равномерно по длине прослойки и
их значения ниже, чем в сборке I. Напряжения
в области соединения деталей выровнялись.
В обеих сборках напряжения в детали из не-
ржавеющей стали при = 90° меньше, чем при
= 170 и 180°. В обеих сборках в прослойке
распределение напряжений неоднородное с
минимумом в центральной части (рис. 6, б, г).
При уменьшении угла от 180 до 90° напряже-
ния в прослойке повышаются, а в деталях из
нержавеющей стали и титанового сплава по-
нижаются, концентрируясь в вершине или ос-
новании конуса. При этом значения напряже-
ний в трех деталях выравниваются.
При угле = 20° в обеих сборках прослойка
деформируется меньше (рис. 7, а, в), чем при
= 90...170°, но больше, чем при = 180°. Рас-
пределение деформаций в прослойке неодно-
родно при обеих сборках. В сборке I наиболь-
шей деформации подвержена вершина конуса
прослойки (см. рис. 7, а), в сборке II — основа-
ние конуса прослойки (см. рис. 7, в).
Уменьшение угла с 90 до 20° привело к су-
щественному изменению распределения напря-
жений в области соединения деталей.
Рис. 4. Распределение деформаций (а)
и напряжений (б) при КПрС под постоянным
давлением для сборки I с углом = 180°
Рис. 5. Распределение деформаций (а, в) и напряжений (б, г) при КПрС с постоянным давлением
для сборок I (а, б) и II (в, г) с углом = 170°
Рис. 6. Распределение деформаций (a, в) и напряжений (б, г) при КПрС под постоянным давлением
для сборок I (а, б) и II (в, г) с углом = 90°
42 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ #10 [703] 2018
В сборке II напряжения в прослойке при =
= 20° стали меньше (рис. 7, б, г), чем при =
= 90...170°. Распределения напряжений в детали
из нержавеющей стали сильно различаются в
сборках I и II. Если в сборке I напряжения мак-
симальны в вершине конуса (см. рис. 7, б), то в
сборке II — в основании конуса (см. рис. 7, г).
На рис. 8 приведены зависимости средних
значений напряжений и деформаций в про-
слойке от угла . В обеих сборках максимум
деформаций в прослойке наблюдается при =
= 90°, причем в сборке I он выше, чем в
сборке II. В сборке I наибольшие средние зна-
чения напряжений в прослойке соответствуют
углу = 20°, а в сборке II — = 120°.
Результаты эксперимента. В ходе натурного
эксперимента установлено, что формирование
твердофазного соединения сопровождается не-
равномерной деформацией прослойки. Центр
прослойки деформируется слабее, и там обра-
зуется застойная зона. На периферии благодаря
более высокой степени деформации схватыва-
ние происходит быстрее, в следствие чего фор-
мируется более качественное соединение.
На рис. 9 показан микрошлиф периферий-
ной области соединения титанового сплава и
нержавеющей стали через прослойку никеля
после сварки в течение 20 мин при давлении
4 МПа и температуре 650 С. На линии соеди-
нения никеля со сталью имеются непровары и
поры, что свидетельствует о наличии застойной
зоны. При повышении температуры толщина
слоев интерметаллидов Ti2Ni, TiNi и TiNi3 уве-
личивается. Более подробно закономерности
формирования интерметаллидов изложены в
работах [9–15].
Обсуждение результатов. Как показали ре-
зультаты компьютерного моделирования, ос-
новным недостатком КПрС с постоянной ско-
Рис. 8. Зависимости средних значений
деформаций и.ср (а) и напряжений и.ср (б)
в прослойке от угла при КПрС под постоянным
давлением для сборок I () и II ()
Рис. 7. Распределение деформаций (а, в) и напряжений (б, г) при КПрС под постоянным давлением
для сборок I (а, б) и II (в, г) с углом = 20°
#10 [703] 2018 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ 43
ростью деформирования изучаемых материа-
лов является неоднородное распределение де-
формаций в прослойке. В зависимости от вида
сборки деформации сильно локализованы либо
в вершине, либо в основании конуса.
В областях с меньшей деформацией возможны
непровары. Увеличение времени деформирова-
ния не приводит к более однородному распре-
делению деформаций в прослойке. Кроме того,
в сборке I происходит искажение конусных по-
верхностей соединяемых деталей, а в сборке II
вершина конуса прослойки сильно утоняется,
что может привести к разрушению.
Следует отметить, что независимо от сборки
в детали внедрения напряжения всегда меньше,
чем в ее ответной части. По-видимому, неодно-
родность деформаций в прослойке можно
уменьшить путем увеличения угла при вершине
конуса. Однако это приведет к значительному
повышению усилия деформирования, а также к
уменьшению степени пластической деформа-
ции контактной поверхности детали из менее
твердого металла [8].
Важным обстоятельством является то, что
при КПрС с постоянным давлением общий
уровень деформаций в прослойке соответству-
ет таковому при КПрС с постоянной скоро-
стью деформирования. Наибольшие деформа-
ции в прослойке достигаются при = 90°.
Вместе с тем есть некоторые различия в
уровне и распределении деформаций в сбор-
ках I и II: в сборке I их уровень выше, но
в сборке II они распределены более равно-
мерно.
При КПрС с постоянным давлением в отли-
чие от КПрС с постоянной скоростью дефор-
мирования, значения напряжений в сваривае-
мых деталях значительно меньше и в прослойке
распределены более равномерно. Независимо
от сборки в детали из нержавеющей стали
напряжения всегда выше, чем в детали из тита-
нового сплава, так как при температуре 750 °С
твердость стали больше, чем у титанового спла-
ва. При этом в детали из нержавеющей стали в
сборке I напряжения максимальны в вершине
конуса, в сборке II — в его основании.
Сопоставление результатов натурного экс-
перимента и компьютерного моделирования
показало, что область непроваров в зоне соеди-
нения появляется при минимальной деформа-
ции и = 0,25 (см. рис. 4 и 9). Это позволяет про-
анализировать результаты моделирования вли-
яния угла наклона при КПрС на качество
соединения.
Если рассматривать распределение только
средних значениях деформаций и.ср (см. рис. 8),
то все полученные соединения должны быть
качественными, поскольку в прослойке и.ср >
> 0,25. Однако анализ локальных значений и
свидетельствует о том, что существуют области,
в которых и < 0,25, что чревато образованием
непроваров. Например, при КПрС с постоян-
ной скоростью деформирования при = 20° в
сборке I образование протяженных непроваров
возможно в области вершины конуса прослой-
ки. При сборке II непровары могут возникать
только в основании конуса прослойки.
При КПрС с постоянным давлением наблю-
дается следующая картина. При = 20° в сбор-
ке I непровары возможны в основании конуса
прослойки, при сборке II — в вершине конуса
прослойки со стороны нержавеющей стали.
При угле = 90° в прослойке и > 0,25, так что
непровары маловероятны. При = 170° непро-
вары могут появляться в вершине конуса про-
слойки со стороны внедряемой детали.
Выводы
1. При КПрС с постоянной скоростью де-
формирования титанового сплава с нержаве-
ющей сталью через прослойку из никеля про-
исходит сильная локализация деформации,
что повышает вероятность образования не-
проваров.
Рис. 9. Микрошлиф периферийной области
соединения титанового сплава ПТ-3В
и нержавеющей стали 12Х18Н10Т через прослойку
никеля после сварки в течение 20 мин при давлении
4 МПа и температуре 650:
1 — поры; 2 — непровар; 3 — интерметаллиды;
4 — край образца
44 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ #10 [703] 2018
2. КПрС при постоянном давлении обеспе-
чивает более равномерное распределение де-
формаций и напряжений в прослойке, и веро-
ятность образования непроваров при этом
значительно меньше. Оптимальной является
КПрС сборки II с углом при вершине конуса
= 90° под давлением 4 МПа в течение
20 мин.
Литература
[1] Zhou Y. Microjoining and Nanojoining. Woodhead Publishing Ltd., Cambridge, England,
CRC Press, 2008. 832 p.
[2] Шоршоров М.Х. Металловедение сварки стали и сплавов титана. Москва, Наука,
1965. 336 с.
[3] Рябов В.Р., Рабкин Д.М., Курочкo Р.С., Стрижевская Л.Г. Сварка разнородных метал-
лов и сплавов. Москва, Машиностроение, 1984. 239 с.
[4] Каракозов Э.С. Сварка металлов давлением. Москва, Машиностроение, 1986. 280 с.
[5] Mamalis A.G., Szalay A., Pantelis D.I., Pantazopoulos G., Kotsis I., Enisz M. Fabrication of
multi-layered steel/superconductive ceramic (Y-Ba-K-Cu-O)/silver rods by explosive pow-
der compaction and extrusion. Journal of Materials Processing Technology, 1996, vol. 57,
pp. 155–163.
[6] Lorenz A., Bochenek E., Fischer R., Schneider R. A non-vacuum, room-temperature process
for the application of solderable contacts to ceramic high-Tc superconductors. Journal of
the Less-Common Metals, 1989, vol. 55, pp. 1912–1914.
[7] Валитова Э.В., Ахунова А.Х., Валитов В.А., Лутфуллин Р.Я., Дмитриев С.В., Мухаметра-
химов М.Х. Моделирование процесса сварки давлением жаропрочного никелевого
сплава с использованием ультрамелкозернистой прокладки. Письма о материалах,
2014, vol. 4(3), с. 190–194.
[8] Шоршоров М.Х., Колесниченко В.А., Алехин В.П. Клинопрессовая сварка давлением
разнородных материалов. Москва, Металлургия, 1982. 112 с.
[9] Kundu S., Chatterjee S. Characterization of diffusion bonded joint between titanium and
304 stainless steel using a Ni interlayer. Materials Characterization, 2008, vol. 59,
pp. 631–637.
[10] Kundu S., Chatterjee S. Structure and properties of diffusion bonded transition joints bet-
ween commercially pure titanium and type 304 stainless steel using a nickel interlayer.
Journal of Materials Science, 2007, vol. 42, pp. 7906–7912.
[11] Хазгалиев Р.Г., Мухаметрахимов М.Х., Мулюков Р.Р., Лутфуллин Р.Я. Твердофазное
соединение титанового сплава с нержавеющей сталью через наноструктурирован-
ную прослойку из никелевого сплава. Перспективные материалы, 2011, № 12,
c. 529–534.
[12] Thirunavukarasu G., Kundu S., Mishra B., Chatterjee S. Effect of Bonding Temperature on
Interfacial Reaction and Mechanical Properties of Diffusion-Bonded Joint Between Ti-6Al-
4V and 304 Stainless Steel Using Nickel as an Intermediate Material. Metallurgical and Mate-
rials Transactions A, 2014, vol. 45(4), pp. 2067–2077.
[13] Khazgaliev R.G., Mukhametrahimov M.H., Imayev M.F., Shayakhmetov R.U., Mulyu-
kov R.R. Special Features of Fracture of a Solid-State Titanium Alloy–Nickel–Stainless Steel
Joint. Russian Physics Journal, 2015, vol. 58, is. 6, pp. 822–827.
[14] Хазгалиев Р.Г., Имаев М.Ф., Мулюков Р.Р. Исследование возможности упрочнения
соединения титанового сплава с коррозионностойкой сталью, полученного диффу-
зионной сваркой через промежуточную прослойку. Деформация и Разрушение Ма-
териалов, 2017, № 5, с. 18–24.
[15] Хазгалиев Р.Г., Имаев М.Ф., Мулюков Р.Р., Сафин Ф.Ф. Модифицирование поверхно-
сти прослойки никеля для делокализации деформации при сварке давлением образ-
цов титанового сплава и нержавеющей стали. Письма о материалах, 2015, vol. 5(2),
с. 133–137.
#10 [703] 2018 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ 45
References
[1] Zhou Y. Microjoining and Nanojoining. Cambridge, England, Woodhead Publishing Ltd.,
CRC Press, 2008. 832 p.
[2] Shorshorov M.H. Metallovedenie svarki stali i splavov titana [Welding metallurgy of titanium
steel and alloys]. Moscow, Nauka publ., 1965. 336 p.
[3] Ryabov V.R., Rabkin D.M., Kurochko R.S., Strizhevskaya L.G. Svarka raznorodnyh metallov i
splavov [Welding of dissimilar metals and alloys]. Moscow, Mashinostroenie publ., 1984.
239 p.
[4] Karakozov E.S. Svarka metallov davleniem [Metal pressure welding]. Moscow, Mashi-
nostroenie publ., 1986. 280 p.
[5] Mamalis A.G., Szalay A., Pantelis D.I., Pantazopoulos G., Kotsis I., Enisz M. Fabrication of
multi-layered steel/superconductive ceramic (Y-Ba-K-Cu-O)/silver rods by explosive pow-
der compaction and extrusion. Journal of Materials Processing Technology, 1996, vol. 57,
pp. 155–163.
[6] Lorenz A., Bochenek E., Fischer R., Schneider R. A non-vacuum, room-temperature process
for the application of solderable contacts to ceramic high-Tc superconductors. Journal of
the Less-Common Metals, 1989, vol. 55, pp. 1912–1914.
[7] Valitova E.V., Ahunova A.H., Valitov V.A., Lutfullin R.Ya., Dmitriev S.V., Muhametrahi-
mov M.H. Modelirovanie protsessa svarki davleniem zharoprochnogo nikelevogo splava
s ispol'zovaniem ul'tramelkozernistoy prokladki [Modeling of heat-resistant nickel alloy
pressure welding using ultrafine grained gasket]. Pis'ma o materialah [Letters on
Materials]. 2014, vol. 4(3), pp. 190–194.
[8] Shorshorov M.H., Kolesnichenko V.A., Alekhin V.P. Klinopressovaya svarka davleniem
raznorodnyh materialov [Pressure wedge welding of dissimilar materials]. Moscow, Metal-
lurgiya publ., 1982. 112 p.
[9] Kundu S., Chatterjee S. Characterization of diffusion bonded joint between titanium and
304 stainless steel using a Ni interlayer. Materials Characterization, 2008, vol. 59, pp. 631–637.
[10] Kundu S., Chatterjee S. Structure and properties of diffusion bonded transition joints
between commercially pure titanium and type 304 stainless steel using a nickel interlayer.
Journal of Materials Science, 2007, vol. 42, pp. 7906–7912.
[11] Khazgaliev R.G., Muhametrahimov M.H., Mulyukov R.R., Lutfullin R.Ya. Tverdofaznoe
soedinenie titanovogo splava s nerzhaveyushchey stal'yu cherez nanostrukturirovannuyu
prosloyku iz nikelevogo splava [Solid-phase connection of titanium alloy with stainless steel
through a nanostructured layer of Nickel alloy]. Perspektivnye materialy [Journal of
Advanced Materials]. 2011, no. 12, pp. 529–534.
[12] Thirunavukarasu G., Kundu S., Mishra B., Chatterjee S. Effect of Bonding Temperature on In-
terfacial Reaction and Mechanical Properties of Diffusion-Bonded Joint Between Ti-6Al-4V
and 304 Stainless Steel Using Nickel as an Intermediate Material. Metallurgical and Materials
Transactions A: Physical Metallurgy and Materials Science, 2014, vol. 45(4), pp. 2067–2077.
[13] Khazgaliev R.G., Mukhametrahimov M.H., Imayev M.F., Shayakhmetov R.U., Mulyu-
kov R.R. Special Features of Fracture of a Solid-State Titanium Alloy–Nickel–Stainless Steel
Joint. Russian Physics Journal, 2015, vol. 58, is. 6, pp. 822–827.
[14] Khazgaliev R.G., Imayev M.F., Mulyukov R.R. Issledovanie vozmozhnosti uprochneniya
soedineniya titanovogo splava s korrozionnostoykoy stal'yu, poluchennogo diffuzionnoy
svarkoy cherez promezhutochnuyu prosloyku [Strengthening possibility investigation of
joint of titanium alloy and stainless steel made by diffusion welding through interlayer].
Deformatsiya i Razrushenie Materialov [Russian metallurgy (Metally)]. 2017, no. 5,
pp. 18–24.
[15] Khazgaliev R.G., Imayev M.F., Mulyukov R.R., Safin F.F. Modifitsirovanie poverhnosti
prosloyki nikelya dlya delokalizatsii deformatsii pri svarke davleniem obraztsov titanovogo
splava i nerzhaveyushchey stali [The effect of modification of nickel interlayer surface on
the uniformity of deformation at pressure welding of titanium alloy and stainless steel].
Pis'ma o materialah [Letters on Materials]. 2015, vol. 5(2), pp. 133–137.
Статья поступила в редакцию 02.07.2018
46 ИЗВЕСТИЯ ВЫСШИХ УЧЕБНЫХ ЗАВЕДЕНИЙ. МАШИНОСТРОЕНИЕ #10 [703] 2018
Информация об авторах
ХАЗГАЛИЕВ Руслан Галиевич (Уфа) — младший науч-
ный сотрудник. Институт проблем сверхпластичности
металлов РАН (450001, Уфа, Республика Башкортостан,
Российская Федерация, ул. Степана Халтурина, д. 39,
e-mail: sloth.usatu@gmail.com).
ИМАЕВ Марсель Фаниревич (Уфа) — доктор физико-
математических наук, ведущий научный сотрудник. Ин-
ститут проблем сверхпластичности металлов РАН (450001,
Уфа, Республика Башкортостан, Российская Федерация,
ул. Степана Халтурина, д. 39, e-mail: marcel@imsp.ru).
МУЛЮКОВ Радик Рафикович (Уфа) — доктор физико-
математических наук, профессор. Институт проблем
сверхпластичности металлов РАН (450001, Уфа, Респуб-
лика Башкортостан, Российская Федерация, ул. Степана
Халтурина, д. 39, e-mail: radik@imsp.ru).
САФИН Фидус Файзханович (Уфа) — старший препода-
ватель. Уфимский государственный авиационный техни-
ческий университет (450001, Уфа, Республика Башкорто-
стан, Российская Федерация, ул. К. Маркса, д. 12, e-mail:
7545704@mail.ru).
Information about the authors
KHAZGALIEV Ruslan Galievich (Ufa) — Junior Researcher.
Institute for Metals Superplasticity Problems, Russian Acade-
my of Sciences (450001, Ufa, Republic of Bashkortostan, Rus-
sian Federation, Stepan Khalturin St., Bldg. 39, e-mail:
sloth.usatu@gmail.com).
IMAYEV Marcel Fanirevich (Ufa) — Doctor of Sciences
(Physics and Maths), Lead Researcher. Institute for Metals
Superplasticity Problems, Russian Academy of Sciences
(450001, Ufa, Republic of Bashkortostan, Russian Federation,
Stepan Khalturin St., Bldg. 39, e-mail: marcel@imsp.ru).
MULYUKOV Radik Rafikovich (Ufa) — Doctor of Sciences
(Physics and Maths), Professor. Institute for Metals Superplas-
ticity Problems, Russian Academy of Sciences (450001, Ufa,
Republic of Bashkortostan, Russian Federation, Stepan Khal-
turin St., Bldg. 39, e-mail: radik@imsp.ru).
SAFIN Fidus Faizkhanovich (Ufa) — Senior Lecturer. Ufa
State Aviation Technical University (450001, Ufa, Republic of
Bashkortostan, Russian Federation, K. Marx St., Bldg. 12,
e-mail: 7545704@mail.ru).
Просьба ссылаться на эту статью следующим образом:
Хазгалиев Р.Г., Имаев М.Ф., Мулюков Р.Р., Сафин Ф.Ф. Напряженно-деформированное состояние в зоне
соединения при клинопрессовой сварке разнородных материалов. Известия высших учебных заведений.
Машиностроение, 2018, № 10, с. 37–46, doi: 10.18698/0536-1044-2018-10-37-46.
Please cite this article in English as:
Khazgaliev R.G., Imayev M.F., Mulyukov R.R., Safin F.F. Stress-Strain State in the Joint Zone During Wedge-Press
Welding of Dissimilar Materials. Proceedings of Higher Educational Institutions. Маchine Building, 2018, no. 10,
pp. 37–46, doi: 10.18698/0536-1044-2018-10-37-46.
ResearchGate has not been able to resolve any citations for this publication.
Article
Full-text available
Microstructure, nanohardness, and special features of fracture of three-phase titanium alloy and stainless steel joint through a nanostructural nickel foil are investigated. Uniformly distributed microcracks are observed in Ti2Ni and TiN3 layers joined at temperatures above T = 700°C, whereas no microcracks are observed in the TiNi layer. This suggests that the reason for microcracking is an anomalously large change in the linear expansion coefficient of the TiNi layer during austenitic-martensitic transformation. Specimens subjected to mechanical tests at T = 20°C are fractured along different layers of the material, namely, in the central part of the specimen they are fractured along the Ti2Тi/TiNi interface, whereas at the edge they are fractured along the TiNi/TiNi3 interface.
Article
Full-text available
An investigation was carried out on the solid-state diffusion bonding between Ti-6Al-4V (TiA) and 304 stainless steel (SS) using pure nickel (Ni) of 200-mu m thickness as an intermediate material prepared in vacuum in the temperature range from 973 K to 1073 K (700 A degrees C to 800 A degrees C) in steps of 298 K (25 A degrees C) using uniaxial compressive pressure of 3 MPa and 60 minutes as bonding time. Scanning electron microscopy images, in backscattered electron mode, had revealed existence of layerwise Ti-Ni-based intermetallics such as either Ni3Ti or both Ni3Ti and NiTi at titanium alloy-nickel (TiA/Ni) interface, whereas nickel-stainless steel (Ni/SS) diffusion zone was free from intermetallic phases for all joints processed. Chemical composition of the reaction layers was determined in atomic percentage by energy dispersive spectroscopy and confirmed by X-ray diffraction study. Room-temperature properties of the bonded joints were characterized using microhardness evaluation and tensile testing. The maximum hardness value of similar to 800 HV was observed at TiA/Ni interface for the bond processed at 1073 K (800 A degrees C). The hardness value at Ni/SS interface for all the bonds was found to be similar to 330 HV. Maximum tensile strength of similar to 206 MPa along with similar to 2.9 pct ductility was obtained for the joint processed at 1023 K (750 A degrees C). It was observed from the activation study that the diffusion rate at TiA/Ni interface is lesser than that at the Ni/SS interface. From microhardness profile, fractured surfaces and fracture path, it was demonstrated that failure of the joints was initiated and propagated apparently at the TiA/Ni interface near Ni3Ti intermetallic phase.
Article
Axisymmetric explosive powder compaction and subsequent direct extrusion are employed to fabricate a multi-layered metal/high-Tc ceramic rod consisting of a silver mandrel, a potassium doped YBa2Cu3O7 core and a steel sheath. Experimental investigations regarding the ‘soundness’ and the superconducting properties of the component at the various stages of the fabrication are reported. Microstructural/crystallographic changes, macro- and micro-defects of the ‘green’ compacted billet and the extruded rod are also indicated and discussed.
Article
Solid-state diffusion bonded joints were prepared between commercially pure titanium and 304 stainless steel with nickel as an intermediate material in the temperature range of 800–950 °C for 10.8 ks under a 3 MPa uniaxial pressure in vacuum. The interface microstructures and reaction products of the transition joints were investigated by optical and scanning electron microscopy. Up to 850 °C processing temperature, a 300-μm nickel interlayer completely restricts the diffusion of titanium to stainless steel. However, the nickel interlayer cannot block the diffusion of Ti to the stainless side and λ+χ+α-Fe, λ+FeTi and λ+FeTi+β-Ti phase mixtures are formed at the SS–Ni interface, when bonding was processed at 900 °C and above. These reaction products were confirmed by X-ray diffraction. A maximum tensile strength of ∼ 270 MPa and shear strength of ∼ 194 MPa, along with 6.2% ductility, were obtained for the diffusion bonded joint processed at 850 °C. Fracture surface observation in SEM using EDS demonstrates that failure occurred through the Ni–Ti interface of the joints when processed up to 850 °C and through the SS–Ni interface when processed at and above 900 °C.
Article
We describe a non-vacuum, room-temperature process for the fabrication of soldered contacts to ceramic Y1Ba2Cu3O7 samples. By mechanical contact with a rotating rod of the contact metal, a thin surface layer of the sample is removed. At the same time, if the contact metal is sufficiently soft (e.g. copper), a relatively thick and adherent layer of the contact metal is produced on the surface of the superconducting sample. Onto this metal layer, contact wires can be soldered by a standard soldering process. Without further heat treatment, contact resistance values of the order of 10−4 Ω cm2 are obtained. By additional annealing, the contact resistance can be lowered to values below 10−6 Ω cm2. The mechanical stability of the contact is limited only by the inherent strength of the ceramic samples.
Article
The solid-state diffusion bonding was carried out between commercially pure titanium and Type 304 stainless steel using nickel as an interlayer in the temperature range of 800–900°C for 9ks under 3MPa load in vacuum. The transition joints thus formed were characterized in the optical and scanning electron microscopes. The inter-diffusion of the chemical species across the diffusion interfaces were evaluated by electron probe microanalysis. TiNi3, TiNi and Ti2Ni are formed at the nickel–titanium (Ni–Ti) interface; however, the stainless steel–nickel (SS–Ni) diffusion interface is free from intermetallic compounds up to 850°C temperature. At 900°C, the Ni–Ti interface exhibits the presence of α-β Ti discrete islands in the matrix of Ti2Ni and λ+χ+α-Fe, λ+FeTi and λ+FeTi+β-Ti phase mixtures occur at the SS–Ni interface. The occurrence of different intermetallics are confirmed by the x-ray diffraction technique. The maximum tensile strength of ∼276MPa and shear strength of ∼209MPa along with 7.3% elongation were obtained for the diffusion couple processed at 850°C. At the 900°C joining temperature, the formation of Fe–Ti base intermetallics reduces the bond strength. Evaluation of the fracture surfaces using scanning electron microscopy and energy dispersive spectroscopy demonstrates that failure takes place through Ni–Ti interface up to 850°C and through the SS–Ni interface of the joint when processed at 900°C.
Металловедение сварки стали и сплавов титана
  • М Х Шоршоров
Шоршоров М.Х. Металловедение сварки стали и сплавов титана. Москва, Наука, 1965. 336 с.
Сварка разнородных металлов и сплавов
  • В Р Рябов
  • Д М Рабкин
  • Р С Курочкo
  • Л Г Стрижевская
Рябов В.Р., Рабкин Д.М., Курочкo Р.С., Стрижевская Л.Г. Сварка разнородных металлов и сплавов. Москва, Машиностроение, 1984. 239 с.
Сварка металлов давлением
  • Э С Каракозов
Каракозов Э.С. Сварка металлов давлением. Москва, Машиностроение, 1986. 280 с.
Мухаметрахимов М.Х. Моделирование процесса сварки давлением жаропрочного никелевого сплава с использованием ультрамелкозернистой прокладки
  • Э В Валитова
  • А Х Ахунова
  • В А Валитов
  • Р Я Лутфуллин
  • С В Дмитриев
Валитова Э.В., Ахунова А.Х., Валитов В.А., Лутфуллин Р.Я., Дмитриев С.В., Мухаметрахимов М.Х. Моделирование процесса сварки давлением жаропрочного никелевого сплава с использованием ультрамелкозернистой прокладки. Письма о материалах, 2014, vol. 4(3), с. 190-194.