/
Текст
н. а. клочко ОСНОВЫ
ТЕХНОЛОГИИ ПАИКИ
И ТЕРМООБРАБОТКИ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО
ИНСТРУМЕНТА
Н. А. КЛОЧКО
ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ ПАЙКИ
И ТЕРМООБРАБОТКИ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО
ИНСТРУМЕНТА
Москва «МЕТАЛЛУРГИЯ» 1981
УДК 669.025.7: [621.791.3+621.78]
Рецензент: канд. техн, наук И. Е. Петрунин
УДК 669.025.7: [621.791.3+621.78]
Основы технологии пайки и термообработки твердосплавного ин-
струмента. Клочко Н. А. М., «Металлургия», 1981. 200 с.
В книге даны теоретические основы и практические рекоменда-
ции по технологии пайки твердосплавного инструмента. Рассмотрен
вопрос возникновения остаточных паяльных напряжений. Изложены
методики определения и результаты исследования этих напряжений,
а также дана классификация способов воздействия на их величину
и знак. Показаны основные принципы, которыми следует руководство-
ваться при выборе материалов, режимов пайки и термообработки
твердосплавного инструмента. Приведенные в монографии данные
позволят обоснованно подойти к выбору материалов и проектирова-
нию технологического процесса пайки и термообработки твердосплав-
ного инструмента, что обеспечит повышение его качества и работо-
способности.
Предназначена для инженеров технологов, конструкторов, науч-
ных работников, занимающихся разработкой и изготовлением твер-
досплавного инструмента. Может быть полезна студентам металлур-
гических и машиностроительных вузов. Ил. 40. Табл. 30. Библиогр.
список: 116 назв.
31206—099
К------------53—81 2704060000
040(01)—81
© Издательство «Металлургия», 1981
ПРЕДИСЛОВИЕ
Пайка твердосплавного инструмента припоями яа основе меди
или серебра обычно обеспечивала необходимую прочность паяного
соединения, поэтому долгое время казалось, что технология пайки
не требует дальнейшего усовершенствования. Единственной причиной
поломок твердосплавных пластин, припаянных к корпусу инструмен-
та, считали недостаточную прочность используемого твердого спла-
ва, который заменяли более прочным.
В начале пятидесятых годов появились работы, из которыых сле-
довало, что в результате пайки инструмента в твердосплавных пла-
стинах возникают остаточные паяльные напряжения, которые, сум-
мируясь с напряжениями, возникающими при заточке и эксплуата-
ции инструмента, приводят к поломкам изделий из твердого сплава.
Кажущаяся простота процесса пайки твердосплавного инстру-
мента привела к тому, что изучению этого процесса долгое время
не уделялось достаточного внимания.
Попытки снизить число поломок твердосплавных пластин при
изготовлении и эксплуатации инструмента эмпирическим подбором
припоев, сталей и режимов пайки и термообработки не привели к су-
щественному повышению качества инструмента. Это объяснялось на-
личием большой номенклатуры припоев, сталей, режимов пайки и
термообработки, а также тем, что в процессе изготовления инстру-
мента не всегда удавалось сохранить исходную прочность твер-
дых сплавов.
Попытки аналитического расчета остаточных паяльных напряже-
ний, предпринятые различными авторами, носили схематический ха-
рактер. В расчетах использовали только упругие характеристики
материалов, полученные при комнатной температуре, не считаясь с
тем, что в материалах протекают остаточные деформации и их свой-
ства непрерывно изменяются, так как процесс развития остаточных
паяльных напряжений происходит в интервале температур от соли-
дуса припоя до комнатной. ,На основе этих работ не" удалось соз-
дать сколько-нибудь удовлетв6рителвПую-*^фёгё<Л|^^Ь^4зу, при-
годную для практических целей. Поэтому технология пайки долгое
время, а в ряде отраслей промышленности и теперь осталась такой,
как сложилась традиционно, без достаточного научного обоснования.
До настоящего времени потери из-за поломок твердосплавных
пластин инструмента весьма велики. Так, например, потери металло-
режущего инструмента из-за поломок пластин твердого сплава со-
ставляют около 50%, в том числе 10—15% при его изготовлении.
Преждевременные поломки инструмента вызваны высоким уровнем
остаточных паяльных напряжений в твердом сплаве, которые явля-
ются следствием недостаточно обоснованного выбора материала для
корпуса инструмента, припоя и режима пайки.
Исторически сложилось так, что выбор твердых сплавов для
того или иного вида инструмента проводился применительно к су-
ществующей технологии пайки. При изготовлении инструмента по
принятой па действующих предприятиях технологии в пластинах
твердого сплава возникали большие остаточные паяльные напряже-
ния. Чтобы обеспечить работу инструмента без массовых поломок
изделий из твердого сплава, приходилось использовать такие твер-
дые сплавы, которые выдерживали бы не только напряжения, воз-
никающие при эксплуатации инструмента, но и имели бы допол-
нительный запас прочности, компенсирующий остаточные паяльные
напряжения.
Известно, что наибольшей износостойкостью обладают наименее
прочные твердые сплавы. По мере увеличения прочности твердых
сплавов уменьшается их износостойкость. Поэтому инструменты, ар-
мированные твердыми сплавами, имеющими дополнительный запас
прочности, компенсирующий остаточные паяльные напряжения, об-
ладают пониженной износостойкостью.
Чтобы исключить образование трещин в изделиях из твердых
сплавов при изготовлении инструмента, сократить их поломки при
эксплуатации и использовать для инструмента наиболее износостой-
кие твердые сплавы, необходимо было изучить процесс формирова-
ния остаточных напряжений, возникающих при пайке инструмента.
Настоящая работа отличается тем, что процесс развития оста-
точных паяльных напряжений, возникающих в твердом сплаве при
пайке со сталью, рассматривается в упруго-пластической области
при непрерывно изменяющихся свойствах материалов в зависимости
от температуры. Это позволило объяснить причину возникновения в
твердом сплаве остаточных паяльных напряжений различного знака
в зависимости от марки используемой стали и режима пайки. Ста-
ло возможным, подбирая материал для корпуса инструмента, при-
пой, толщину паяного шва и режимы пайки, активно влиять на ве-
личину остаточных паяльных напряжений.
Предложенные в монографии уравнения, описывающие процесс
развития остаточных паяльных напряжений, могут быть использова-
ны для анализа последних при пайке любых разнородных материалов.
При экспериментальном определении остаточных паяльных на-
пряжений в изделиях из твердого сплава из общей деформации твер-
дого сплава выделялась упругая, по величине которой судили об
остаточных паяльных напряжениях.
Общие положения, полученные при аналитическом исследовании
остаточных паяльных напряжений, подтверждены экспериментально
при определении этих напряжений в зависимости от исследуемых ма-
териалов и режимов пайки.
Припои, флюсы и подготовка изделий к пайке разрабатывались
специально для твердосплавного паяного инструмента с учетом осо-
бенностей, имеющих место при пайке твердого сплава со сталью.
Приведенные в монографии результаты исследований были ис-
пользованы при выборе материалов и разработке технологии пайки
различных видов твердосплавного инструмента. В соответствии с раз-
работанными рекомендациями несколько предприятий выпускают
коронки для перфораторного бурения. Металлорежущий инструмент,
изготавливаемый в соответствии с выданными рекомендациями, про-
шел широкую производственную проверку.
В настоящей монографии автор пытается сформулировать ос-
новные положения, которыми следует руководствоваться при выборе
материалов, режимов пайки и термообработки любых видов твердо-
сплавного инструмента.
Работы, вошедшие в монографию, были выполнены сотрудника-
ми Всесоюзного научно-исследовательского и проектного института
тугоплавких металлов и твердых сплавов (ВНИИТС) под руковод-
ством автора.
Ниже даны соотношения между некоторыми единицами измере-
ния, приводимые в книге.
Сила: 1 кгс=9,81 Н; 1Н=0,102 кгс.
Напряжение: 1 Н/м2=1 Па; 1 кгс/мм2=9,81 • 10я Н/м2=9,81 МПа;
1 МПа=0,102 кгс/мм2.
Работа: 1 кгм=9,81 Дж; 1 Дж=0,102 кгм.
Ударная вязкость: 1 кгс-м/см2=9,81-104 Дж/м2; 1 Дж/м2=
=0,102-10-4 кгс-м/см2.
Автор выражает благодарность рецензенту И. Е. Петрунину за
ряд ценных замечаний, которые были использованы в процессе ра-
боты над настоящей монографией.
ВВЕДЕНИЕ
Непрерывный рост объема производства и производи-
тельности труда в нашей стране неразрывно связан с
развитием новой техники во всех отраслях промышлен-
ности. Развитие горной и металлообрабатывающей от-
раслей промышленности невозможно без повышения ка-
чества горного и металлорежущего инструмента. Соз-
дание новых высокопроизводительных станков для
горной и металлообрабатывающей промышленности, а
также непрерывный рост объема применения труднооб-
рабатываемых материалов предъявляют все повышаю-
щиеся требования к качеству твердосплавного инстру-
мента. Дальнейшее повышение эксплуатационной проч-
ности 1 и износостойкости твердосплавного паяного
инструмента невозможно без коренной перестройки тех-
нологии его изготовления, разработки новых припоев,
обоснованного выбора материала для корпусов инстру-
мента, а также режимов пайки и термообработки.
Твердые сплавы, обладающие исключительно высоки-
ми свойствами, необходимы только на рабочих кромках
или поверхностях инструментов. Остальную часть инст-
румента в большинстве случаев экономически целесооб-
разно изготавливать из стали. Это объясняется, с одной
стороны, высокой стоимостью твердых сплавов, с дру-
гой — техническими затруднениями при изготовлении
больших изделий из них. Поэтому большинство видов
твердосплавного инструмента состоит из стального кор-
пуса и твердосплавных изделий, припаянных к нему.
В последние годы в машиностроительной промыш-
ленности все более широкое применение находит инст-
румент с механическим креплением твердосплавных из-
делий к стальному корпусу. Не сомневаясь в целесооб-
разности использования такого инструмента, необходимо
отметить два обстоятельства. Первое — большой эконо-
мический эффект от замены паяного инструмента инст-
рументом с механическим креплением твердосплавных
изделий связан не только с высоким его качеством.
С уверенностью можно сказать, что если бы паяный ин-
1 Эксплуатационная прочность — способность инструмента ра-
ботать без поломок. Коэффициент эксплуатационной прочности
(Кв.п) представляет собой отношение объема работы инструмента,
выполненного фактически, к объему работ, который мог бы выпол-
нить инструмент при отсутствии поломок (см. с. 126).
струмент изготавливался по новой технологии, которая
уже разработана, то этот эффект был бы намного мень-
ше, а в ряде случаев просто отсутствовал. Второе — не
везде возможна замена паяного инструмента инструмен-
том с механическим креплением твердосплавных изде-
лий. В перспективе число инструментов с механическим
креплением твердосплавных изделий в машиностроении
не будет превышать 50%, поэтому вопрос качества па-
яного твердосплавного металлорежущего инструмента
остается актуальным.
Изготавливать паяный твердосплавный инструмент
начали с момента появления твердых сплавов. Несмот-
ря на то что в то время отсутствовали какие-либо обо-
снования по выбору сталей для корпусов инструмента и
припоев, при использовании в качестве припоя меди или
сплавов на ее основе удавалось получать паяный инстру-
мент, качество которого было намного выше применяе-
мого стального. Экономическая целесообразность заме-
ны стального инструмента твердосплавным стимулиро-
вала его внедрение в промышленность. Из-за отсутствия
исследований процесса пайки твердых сплавов со ста-
лями инструментальщики не знали, что поломки твердо-
го сплава при эксплуатации паяного инструмента связа-
ны не только с условиями эксплуатации и прочностью
твердого сплава, но и с наличием остаточных паяльных
напряжений. Выбирая припой и сталь для корпусов то-
го или иного вида инструмента, задавались целью обес-
печить лишь необходимую прочность стального корпуса
и паяного шва при их эксплуатации. Вследствие того
что припой, сталь для корпусов инструмента, а также
режимы пайки выбирали без учета необходимости полу-
чения минимальной величины остаточных паяльных на-
пряжений в твердосплавных изделиях, припаянных к
стальному корпусу инструмента, значение этих напряже-
ний было высоким. Подбор твердого сплава для того
или другого вида инструмента производился экспери-
ментально. Опробывались твердые сплавы различных ма-
рок. Если при эксплуатации паяного инструмента имели
место поломки твердого сплава, считалось что прочность
этого сплава недостаточна, и для этого инструмента ис-
пользовали твердый сплав другой марки, имеющий боль-
шую прочность. При этом пригодным для данного вида
инструмента оказывался такой твердый сплав, прочность
которого была достаточной не только для того, чтобы
выдерживать нагрузки, возникающие при эксплуатации
инструмента, но он должен был обладать дополнитель-
ным запасом прочности, необходимым для компенсации
остаточных паяльных напряжений. При изготовлении
твердосплавного инструмента по принятой технологии
приходилось использовать твердые сплавы с дополни-
тельным запасом прочности, проигрывая при этом в из-
носостойкости инструмента. Особенно плохо обстояло
дело с буровым инструментом ударного действия, для
которого применялся наиболее прочный твердый сплав
марки ВК15, но, несмотря на это, при бурении крепких
горных пород ресурс инструмента использовался лишь
на 10—20% из-за поломок пластин из этого сплава.
Отсутствие внешних признаков, свидетельствующих
о наличии в инструменте остаточных паяльных напряже-
ний, а также преимущества твердосплавного инструмен-
та по сравнению со стальным создали предпосылки для
использования в производстве твердосплавного инстру-
мента, изготовленного по недостаточно обоснованной
технологии.
Долгое время корпуса коронок для перфораторного
бурения изготавливали из стали У8. В качестве припоя
использовали латунь марки Л63, флюсом служила обез-
воженная бура. Перед пайкой корпуса коронок обезжи-
ривали в ваннах с раствором каустической соды, подо-
гретым до температуры 70—90° С, и промывали в горя-
чей воде. При пайке головку коронки нагревали выше
температуры плавления припоя на 30—50° С, затем ох-
лаждали на воздухе. Эти коронки при бурении крепких
горных пород ломались после первой-второй переточки,
хотя при отсутствии поломок должны были выдержи-
вать 10—12 переточек. Ломались твердосплавные пла-
стины и корпуса коронок.
С 1964 г. корпуса коронок начали изготавливать из
стали 35ХГСА *. В качестве припоя использовали латунь
марки Л63. Пайку этих коронок (также с предваритель-
ным обезжириванием корпусов) проводили методом по-
гружения в ванну с расплавленным припоем. После из-
влечения инструмента из ванны и затвердевания припоя
производили изотермическую закалку коронки в соляной
ванне, нагретой до температуры 300—350° С. Таким об-
1 ГОСТ 6086—64. «Коронки буровые диаметром 52 мм с пласти-
нами твердого сплава для ударно-поворотного бурения шпуров».
разом удалось совместить операцию пайки коронок с
операцией термообработки их стального корпуса. Каче-
ство коронок, изготовленных по этой технологии, было
выше, чем коронок с корпусами из стали У8, однако и
они не могли удовлетворить возрастающим требовани-
ям горнодобывающей промышленности.
Позднее (в 1968 г.) во ВНИИТСе была разработана
технология изготовления перфораторных коронок, преду-
сматривающая для корпусов коронок сталь 38ХНЗМФА
или 18Х2Н4ВА, и усовершенствована конструкция ин-
струмента. Для пайки был разработан специальный при-
пой марки «ПНКоМц49-9-0,2-0,2 и технология, которая
позволила резко сократить поломки инструмента и по-
высить его стойкость в 2—3 раза.
Корпуса коронок для пневмоударного бурения диа-
метром 105 и 155 мм изготавливали из стали марки
45ХН. В качестве припоя применяли также латунь Л63.
Перед пайкой корпуса коронок обезжиривали по описан-
ной выше технологии. Пайку проводили на высокочас-
тотных установках с машинным генератором в одноме-
стных индукторах. При пайке прогревали весь корпус
коронки. После затвердевания припоя хвостовик корон-
ки закаливали в масло. Головка коронки оставалась не-
закаленной. Такие коронки также имели недостаточную
прочность. При бурении крепких и весьма крепких гор-
ных пород поломки происходили после первой-второй пе-
реточки. Ломались ,пластины твердого сплава и корпуса
коронок. Чаще всего корпуса коронок ломались в пере-
ходной зоне (от закаленной к незакаленной части кор-
пуса), которая обычно совпадала с переходом от хвос-
товика к головке коронки. В 1964 г. была разработана
технология изготовления этих коронок, которая будет
описана ниже.
В настоящее время большинство корпусов металло-
режущего инструмента изготавливают из сталей 45 и
40Х. Небольшое число корпусов инструмента, в основ-
ном многолезвийного, изготавливают из сталей 9ХС и
ХВГ. В качестве припоя используют медь, латунь Л63,
припои МНМц68-4-2 и АНМцО,6-4-2. В последнее время
начали применять припои марок ЛМцЖ57-1,5-0,75 и
ЛНМц60-9-5. В качестве флюса ранее использовали
обезвоженную буру, а также смесь буры с борной кисло-
той с добавками различных солей, активизирующих
флюсы; в последнее время широкое применение нашел
флюс марки Ф100, Корпуса инструмента перед пайкой
не обезжириваются. Пайку проводят в одноместных или
многоместных индукторах на высокочастотных установ-
ках с ламповым генератором. Чаще всего эти установки
имеют частоту 60—70 кГц. Охлаждение инструмента
после пайки производят в подогретом песке, на воздухе
либо закаливают в масло.
Государственные стандарты на металлорежущий ин-
струмент (ГОСТ 5688—61, ГОСТ 8529—69, ГОСТ
18949—73, ГОСТ 5808—73, ГОСТ 5756—64, ГОСТ 8720—
69 и ГОСТ 12509—67). регламентируют стали для кор-
пусов инструмента (45, 40Х, 50, У8, У7, 45Х, Р9), припои
(АНМцО,6-4-2, МНМц68-4-2, Л 63, Л68, М-1), толщину
паяного шва, которая должна находиться в пределах
0,1—0,15 мм, и разрывы слоя припоя, которые не дол-
жны превышать 5% его общей длины.
Как указывалось выше, в настоящее время в среднем
40—50% металлорежущего инструмента, изготовленного
в соответствии с существующими стандартами, теряется
непроизводительно из-за поломок изделий из твердого
сплава. Из них 10—15% инструмента идет в брак уже
при его изготовлении из-за образования трещин в твер-
дом сплаве и 30—35% выходит из строя в результате
поломок изделий из твердого сплава при их эксплуата-
ции. Неудовлетворительное качество металлорежущего
инструмента, а также претензии, предъявляемые к ка-
честву твердых сплавов (чаще всего необоснованные, так
как основной причиной поломок изделий из твердого
сплава были остаточные паяльные напряжения, обуслов-
ленные неудовлетворительной технологией изготовления
инструмента), вызвали необходимость уделить серьезное
внимание вопросу повышения качества этого вида инст-
румента.
В 1973 г. во ВНИИТСе была разработана техноло-
гия пайки и термообработки металлорежущего инстру-
мента, которая позволила практически полностью лик-
видировать брак при изготовлении и резко сократить
поломки при эксплуатации.
Накопившийся к началу пятидесятых годов опыт экс-
плуатации инструмента свидетельствовал о существенном
влиянии процесса пайки на эксплуатационную проч-
ность твердосплавного паяного инструмента. Были осно-
вания считать, что причиной уменьшения эксплуатаци-
онной прочности твердого сплава, впаянного в инстру-
10
мент, являются напряжения, возникающие при пайке
твердого сплава со сталью. Поэтому начиная с пятиде-
сятых годов изучению напряжений, возникающих при
пайке твердого сплава со сталью, уделяется все боль-
шее внимание отечественных и зарубежных исследова-
телей.
И. II. Яновский с соавт. [1] в 1963 г. провели работу по выбо-
ру сталей для корпусов перфораторных коронок. При выборе они
руководствовались наименьшей «степенью напряженности паяного
соединения» А/, под которой они понимали разность сокращения еди-
ницы длины стали и твердого сплава при охлаждении с температу-
ры затвердевания припоя до комнатной:
Д/ = А/С —Д/т, (1)
где А/ — «степень напряженности паяного соединения»; Д/с — изме-
нение длины образца из стали при охлаждении с температуры за-
твердевания до комнатной, отнесенное к первоначальной длине;
Д/т — изменение длины образца из твердого сплава при охлаждении
с температуры затвердевания припоя до комнатной, отнесенное к пер-
воначальной длине.
«Степень напряженности паяного соединения» Д/, предложенная
авторами работы [1] в качестве критерия, определяющего величину
остаточных паяльных напряжений в твердом сплаве, не дает воз-
можности судить не только о величине, но и о знаке этих напря-
жений. Это объясняется тем, что деформирование припоя, стали и
твердого сплава при охлаждении паяного соединения происходит в
упруго-пластической области при непрерывно изменяющихся свойст-
вах материалов, а режим деформирования этих материалов зависит
от хода дилатометрической кривой стали при охлаждении паяного
соединения. Ход дилатометрической кривой стали определяется со-
ставом стали и режимами нагрева и охлаждения при пайке.
В процессе пайки высокотемпературными припоями исходная
структура стали обычно переходит в аустенит, распад которого при
охлаждении паяного соединения сопровождается увеличением ее объ-
ема и изменяет знак деформирования паяного соединения. При
этом величина и знак остаточных паяльных напряжений в твердом
сплаве зависят от температуры, при которой произошел этот рас-
пад, и увеличения объема стали, которым он сопровождался.
Авторами работы было рассчитано изменение линейных разме-
ров образцов из сталей марок 9ХС, ЗОХГСА, 40ХН, 45Г2 и У8 при
охлаждении, обусловленное коэффициентами линейного расширения
структурных составляющих стали и распадом аустенита. На осно-
вании этих данных были выведены средние коэффициенты линейно-
го расширения этих сталей в интервале от 1050—1080° С до комнат-
ной температуры и установлено, что минимальное сокращение ли-
нейных размеров в этом температурном интервале имеет сталь
ЗОХГСА после изотермической закалки в селитровой ванне при тем-
пературе 350° С. Средний коэффициент линейного расширения при
этом составляет 12,6 град-1, твердость НЕС 50, микроструктура —
игольчатый троостомартенсит.
На основе этой работы был составлен ГОСТ 6086—64 «Коронки
буровые диаметром 52 мм с пластинками твердого сплава для удар-
но-поворотного бурения шпуров». Требования этого ГОСТа преду-
сматривают изготовление корпусов коронок из сталей марок 35ХГСА
или ЗОХГТ и закалку коронок с использованием нагрева под пайку.
Твердость головки коронки в зоне паяного соединения должна быть
равна ИКС 40-:-50, хвостовика ИКС 35—40.
С. Бальхаузен и Г. Фперегге [2] в 1952 г. опубликовали работу,
в которой была сделана попытка рассчитать напряжения, возника-
ющие в твердом сплаве при пайке со сталью, па основе их физико-
механических свойств.
Для определения нормальных напряжений авторами были пред-
ложены уравнения:
ань = Е/лЛн I (2)
= е5Д ^5 ^5 • (2)
анк = енкЕн^н> (4)
= е5К ^3 , (5)
где Онг, — напряжения в слоях твердого сплава, прилегающих к при-
пою и направленных вдоль него; овг, — напряжения в слоях стали,
прилегающих к припою и направленных вдоль него; Онк — напряже-
ния на внешней поверхности твердого сплава; овк — напряжения на
внешней поверхности стали; енв — относительная деформация слоев
твердого сплава, прилегающих к припою; евг, — относительная де-
формация слоев стали, прилегающих к припою; енв — относительная
деформация слоев твердого сплава на внешней поверхности; евв —
относительная деформация слоев стали на внешней поверхности;
Кв — величина, связанная с коэффициентом Пуассона зависимостью,
Кв=1/(1-(х).
Относительные деформации вив, евг, внк, евв выражены через
коэффициенты линейного расширения, перепад температур (от соли-
дуса припоя до комнатной), модули упругости, коэффициенты Пуас-
сона и толщины образцов стали и твердого сплава.
В основу вывода уравнений положено равенство между суммой
деформаций твердого сплава и стали под действием внутренних на-
пряжений и разностью изменения линейных размеров этих материа-
лов при изменении температур с солидуса припоя до комнатной. Раз-
ность сокращения линейных размеров стали и твердого сплава ком-
пенсируется за счет изгиба образцов, растяжения стали и сжатия
твердого сплава.
Авторами этой работы были сделаны допущения о том, что пая-
ный шов абсолютно жесткий, а деформирование твердого сплава и
стали происходит только в области упругости (уравнения 2, 3, 4,5),
причем модули упругости не изменяются в интервале температур от
солидуса припоя до комнатной.
При сделанных допущениях отпала необходимость рассматри-
вать процесс развития остаточных паяльных напряжений в паяном
соединении твердого сплава со сталью по мере охлаждения. Если
принять, что механические свойства твердого сплава, стали и припоя
не зависят от температуры н эти материалы деформируются только
в упругой области, то достаточно рассмотреть лишь два состояния:
при затвердевании припоя и при комнатной температуре. Кроме то-
го, в уравнения (2)—(5) величины Ки и Кв могут войти как сомно-
жители только при равенстве напряжений, направленных вдоль об-
разца и поперек него Ох, что справедливо лишь при условии аб-
солютно жесткого припоя, так как уравнения (2)—(5) выведены из
уравнения
1 / 1 \
еж = — о,—— аг1, (6)
с \ т ]
где 1/т — коэффициент Пуассона.
Только при сх=ог о может быть вынесена за скобки, при обо-
т
значении ---“через К уравнение (6) примет вид уравнений 2,3,4,5:
т — 1
с = е,ЕК. (7)
К. П. Имшенник и Н. А. Бухман в 1954 г. опубликовал работу [3]
по технологии пайки твердосплавного металлообрабатывающего инст-
румента. В ней указывалось, что поломки пластин твердого сплава
в процессе эксплуатации инструмента не всегда обусловлены его
низкой прочностью. Чаще эти поломки связаны с напряжениями, воз-
никающими в процессе пайки твердого сплава со сталью. В этой
работе был предложен метод расчета напряжений, возникающих при
пайке прямоугольных брусьев из стали и твердого сплава. Расчет
основан, как и в работе С. Бальхаузена и Г. Фиерегге, на том, что
разность изменения длины образцов стали и твердого сплава, имею-
щая место при охлаждении образцов с температуры солидуса при-
поя до комнатной, компенсируется за счет деформации твердого спла-
ва и стали. Припой при этом считается абсолютно жестким. Для рас-
чета нормальных напряжений, действующих вдоль твердосплавного
образца, в слоях, прилегающих к припою, авторы использовали урав-
нение
(ас—ат)(7— 7#) [2 ЛТЕТ]
от = й!-е—~ (^с/с + йт/т) + ““ , (8)
где к — коэффициент, зависящий от отношения высоты стального об-
разца кс к высоте твердосплавного образца и модуля упругости
стали Ес к модулю упругости твердого сплава ЕТ:
г, 6(1 +/п®)
Г- / 1 \ :
I 3 (1-}-т)?-|- (1 4~тп) ----)
I \ тп)
йс/Лу = т\ Ес) ЕТ=== ;
где ас — коэффициент линейного расширения стали; ат — коэффици-
ент линейного расширения твердого сплава; Т — температура соли-
дуса припоя; Го — комнатная температура; 1С — момент инерции
стального образца; 1т — момент инерции твердосплавного образца.
Из уравнения (8) видно, что авторы этой работы, как и С. Баль-
хаузен и Г. Фиерегге, рассматривают только начальное (при темпе-
ратуре солидуса припоя) и конечное (при комнатной температуре)
состояние паяного соединения. Разница в изменениях длины стали
и твердого сплава при переходе от начального состояния к конечному
выражена через (ас—ат)(Г—Го). Из этого выражения видно, что
принята линейная зависимость между температурой и разницей в
сокращения линейных размеров стали, несмотря на то, что в ней
происходят структурные превращения, сопровождающиеся увеличе-
нием объема. В уравнении (8) механические свойства твердого спла-
ва и стали выражены через их модули упругости, следовательно, ав-
торы этой работы приняли, что материалы деформируются только в
области упругости и их механические свойства не изменяются при
изменении температуры с 1000е С до комнатной. В отличие от
С. Бальхаузена и Г. Фиерегге К. П. Имшенпик и Н. А. Бухман не
учитывали поперечные силы, действующие в образцах твердого спла-
ва и стали, что, по нашему мнению, позволило избежать необосно-
ванного допущения о равенстве напряжений, направленных вдоль
и поперек образца.
В 1963 г. И. И. Яновский с соавт. [1] усовершенствовали схему
расчета напряжений, возникающих в твердом сплаве при лайке со
сталью, предложенную С. Бальхаузеном и Г. Фиерегге. При опреде-
лении еиь, 881., внв, Ебв (уравнения 2, 3, 4 и 5) в работе И. И. Янов-
ского учитывается, что при охлаждении инструмента после пайки в
стали могут протекать структурные превращения, которые оказыва-
ют влияние на ее линейные размеры после охлаждения до комнат-
ной температуры. Поправка, введенная в схему расчета, хотя и бы-
ла необходима, однако не устранила других недостатков, имеющих
место в работе С. Бальхаузена и Г. Фиерегге. К ним относятся допу-
щения: об абсолютной жесткости припоя; о деформировании твер-
дого сплава и стали только в области упругости и постоянстве ме-
ханических свойств этих материалов при изменении температур от
солидуса припоя до комнатной (лишь в этом случае допустимо рас-
сматривать только два состояния).
Л. Г. Куклин с соавт. [4] считают, что напряжения, возникаю-
щие в твердом сплаве, вызваны напряжениями, возникающими в ре-
зультате структурных превращений, и различием коэффициентов ли-
нейного расширения стали и твердого сплава. Однако при опреде-
лении напряжений, вызванных структурными превращениями в стали
и различием коэффициентов линейного расширения стали и твер-
дого сплава, авторы используют модули упругости стали и твердого
сплава, а припой считают абсолютно жестким, т. е. и данная работа
страдает теми же недостатками, что и работа И. И. Яновского.
В работе А. И. Ивановой [5] вместо допущения об абсолютной
жесткости припоя считают, что он идеально пластичен. Отказ от
допущения, принятого в предыдущих работах об абсолютной жест-
кости припоя, и рассмотрение его как идеально пластичного материа-
ла [6], безусловно, явилось шагом вперед. Однако остальные допу-
щения, принятые в работах К. П. Имшенника и Н. А. Бухмана, имеют
место и в работе А. И. Ивановой. К ним относятся допущения о ли-
нейной зависимости между температурой и разностью изменения
линейных размеров стали и твердого сплава, об отсутствии в стали
структурных превращений при охлаждении с температуры пайки и
о том, что при охлаждении после пайки твердый сплав и сталь де-
формируются только в упругой области, а механические свойства
этих материалов не зависят от температуры.
Наряду с работами, посвященными аналитическому исследова-
нию напряжений, возникающих в твердом сплаве при пайке со
сталью, имеется несколько работ, в которых эти напряжения иссле-
дуются экспериментальными или экспериментально-расчетными ме-
тодами.
Псхати [7] судил о величине напряжений по стреле прогиба,
образовывавшейся при пайке прямоугольных брусьев из твердого спла-
ва и стали. При исследовании он использовал образцы толщиной, мм:
7,5; 12,5; 16,5 и 29,5. Толщина стали в два раза превышала толщи-
ну твердого сплава. В результате этих исследований было установ-
лено, что у образцов толщиной 7,5 и 12,5 мм наблюдается ярко вы-
раженная зависимость между температурой плавления припоя и ве-
личиной стрелы прогиба, которая принималась пропорциональной
возникающим напряжениям. Ниже будет показано, что величина
стрелы прогиба образцов после пайки может быть пропорциональ-
ной напряжениям только в частном случае, когда остаточные дефор-
мации либо пропорциональны стреле прогиба, либо равны нулю.
Экспериментально-расчетный метод определения напряжений в
паяном соединении твердого сплава со сталью предложили
И. И. Яновский и соавторы [8]. Для определения напряжений по
этому методу на поверхность твердого сплава и стали наносили от-
печатки алмазной пирамидой. По изменению расстояния между цент-
рами отпечатков до и после пайки судили о величине деформации,
которая связывалась с напряжениями по закону Гука. Вся дефор-
мация, протекающая в твердом сплаве и стали при охлаждении пос-
ле пайки, рассматривалась авторами как упругая.
К достоинствам этого метода следует отнести возможность оп-
ределения напряжений не только в образцах твердого сплава, но и в
любых видах твердосплавного инструмента, а также возможность
исследования величины напряжений в зависимости от различных тех-
нологических факторов пайки (состава стали и припоя, конфигура-
ции и размеров инструмента и т. д.). Недостатки этого метода сво-
дятся к тому, что не всегда твердый сплав и тем более сталь при
охлаждении паяного соединения деформируются только в упругой
области. Однако этот недостаток легко устраним. Для этого доста-
точно производить измерения после пайки и удаления стали и при-
поя. Такое изменение методики позволило бы не только выделить
упругую деформацию из общей, но и дало бы возможность не про-
изводить нагрев образцов с нанесенными на них отпечатками, что,
безусловно, привело бы к повышению точности измерения. В боль-
шинстве случаев авторы используют базу между отпечатками, рав-
ную 20 мм, что приводит к усреднению напряжений на этом участ-
ке и не позволяет судить о максимальных напряжениях. Использо-
вание предложенной методики для исследований напряжений в
инструментах, имеющих твердосплавные изделия меньше 20 мм,
приводит к снижению точности получаемых результатов. Так, напри-
мер, сокращение базы с 20 до 5 мм приведет к увеличению ошиб-
ки в оценке величины напряжений в 4 раза и составит при
абсолютной ошибке измерений в 1 мкм 117 МПа. Естественно, что
при величине отпечатков на поверхности твердого сплава, равной
0,1 мм, измерение расстояния между ними с точностью до микрона
весьма затруднительно. Кроме того, в процессе нагрева конфигура-
ция отпечатков изменяется. Ошибка, которая вносится изменением
формы отпечатков, не может быть компенсирована увеличением чис-
ла замеров.
С. Бальхаузен и Г. Фиерегге изучали характер распределения
напряжений в твердосплавном инструменте с помощью моделей из
пористой резины. На модели, геометрически подобные стальным
державкам инструмента и твердосплавным изделиям, наносилась рав-
номерная сетка. Затем модель твердосплавного изделия, имеющая
размеры, несколько превышающие соответствующие размеры модели
стальной державки, равномерно сжималась и склеивалась с мо-
делью державки. По величине деформаций сетки судили о напряже-
ниях, возникающих в различных частях модели. При этом исходили
из предположения, что картина распределения напряжений в этом
случае будет такая же, как и при пайке. Использование резиновых
моделей позволяет получить качественную картину распределения
напряжений в поверхностных слоях твердого сплава и стали только
при условии, что при охлаждении паяного соединения в стали не бу-
дет протекать структурное превращение При мартенситном превра-
щении, которое сопровождается увеличением объема стали, будет
наблюдаться деформирование паяного соединения в обратном на-
правлении, т. е. если до начала мартенситного превращения линей-
ные размеры стали сокращались больше, чем линейные размеры
твердого сплава, то при мартенситном превращении линейные раз-
меры твердого сплава будут продолжать сокращаться, в то время как
линейные размеры стали будут увеличиваться, и после охлаждения ин-
струмента схема напряженного состояния не будет похожа на по-
лученную в резиновой модели.
К достоинствам исследования напряжений в паяных соединениях
твердого сплава со сталью с помощью резиновых моделей следует
отнести получение достаточно наглядной картины распределения на-
пряжений в поверхностных слоях твердого сплава и стали. Недо-
статками этой методики являются ее непригодность для исследова-
ния влияния отдельных технологических факторов пайки и термо-
обработки на величину напряжений, возникающих в твердом спла-
ве, и весьма приближенное моделирование процесса возникновения
напряжений вследствие отсутствия структурных превращений в ре-
зиновой модели-державке, несоблюдения в модели соотношения мо-
дулей упругости твердого сплава и стали и отсутствия моделирова-
ния паяного шва.
Более совершенный метод определения напряжений в паяных об-
разцах и твердосплавном инструменте был предложен И. А. Гера-
щенко [9—10], который использовал для этой цели поляризационно-
оптический метод исследования. Им были разработаны условия
моделирования и оптически-активные материалы, отвечающие уста-
новленным требованиям. Условия моделирования, принятые П. А. Ге-
ращенко, заключались в соблюдении равенств:
Лт/ йст = й[м)/ (9)
Ет/ест = Е^/е^; (10)
-= (п)
’-Бст
бАт=втм,/с). <12>
где йт — высота твердосплавного образца; йст — высота стального
образца; Е? — модуль упругости твердого сплава; Ест — модуль уп-
ругости стали; Цт — коэффициент Пуассона твердого сплава; Цст —
коэффициент Пуассона стали; 6Т — сокращение единицы длины твер-
дого сплава при уменьшении температуры солидуса припоя до ком-
натной; бет — сокращение единицы длины стали при уменьшении
температуры с солидуса припоя до комнатной.
Те же величины с индексом «(м)» относятся к модели из опти-
чески-активных материалов.
Величины 6т и бет определялись из уравнений:
бт = отДТ; (13)
Сет — Т <ха (7в.п — Уц) Т км (Тп — 20) ± Р, (14)
где ат — коэффициент линейного расширения твердого сплава; ДГ—
разность между температурой, при которой определяются остаточ-
ные паяльные напряжения, и температурой плавления припоя; аа и
см — коэффициенты линейного расширения стали до и после струк-
турного превращения; р — относительное изменение линейных раз-
меров стали при ее структурном превращении; Тки — температура
затвердевания припоя; Тп — температура структурного превращения
стали.
Из условий моделирования видно, что рассматриваются два со-
стояния паяного соединения (в момент затвердевания припоя и при
комнатной температуре); свойства всех материалов при изменении
температуры от солидуса припоя до комнатной считаются неизмен-
ными, а деформации рассматриваются как упругие.
Для исследования напряжений делали модели паяного соедине-
ния из оптически-активных материалов, склеивали их при комнатной
температуре. Фотографирование изохром производили при темпера-
туре 130° С в круговом полярископе поляризационно-проекционной
установки ППУ-5.
К достоинствам предложенного метода следует отнести возмож-
ность определения напряжений не только в поверхностных слоях
твердого сплава и стали, но и в объеме твердосплавных образцов
или инструмента. Наряду с этим метод исследования напряжений в
паяном соединении твердого сплава со сталью, предложенный
П. А. Гаращенко, дает лишь весьма приближенную картину распре-
деления напряжений, которая похожа на истинную только при от-
сутствии в стали структурных превращений. Этот метод не позволяет
исследовать влияние различных технологических факторов пайки и
термообработки инструмента на величину напряжений, возникаю-
щих в нем, так как при его использовании не моделируется измене-
ние свойств материалов в процессе охлаждения паяного соединения,
а деформации твердого сплава и стали рассматриваются как упру-
гие. Однако он дает наиболее полное представление об опасных се-
чениях и местах концентрации напряжений, абсолютное значение ко-
торых может быть определено другими методами.
Для этой цели может быть использован тензометрический метод
определения напряжений, который нашел широкое распространение
в машиностроении [11—19].
Для определения остаточных паяльных напряжений, возникаю-
щих в твердом сплаве при пайке со сталью, этот метод был исполь-
зован впервые в 1960 г. Л. Г. Куклиным с соавт. [4]. Для определе-
ния напряжений в поверхностных слоях пластины твердого сплава,
припаянной к стали, наклеивали на ее внешнюю поверхность датчики
сопротивления. Затем производили сдвиг пластины по плоскости
спая. По изменению сопротивления датчика до и после сдвига суди-
ли о величине деформации. Производя соответствующую тарировку,
по величине деформации определяли напряжения.
Недостатком этого метода определения напряжений следует
считать сдвиг пластины до плоскости спая, в процессе которого к
пластине прикладывались большие усилия. Эти усилия могли дефор-
мировать твердый сплав или нарушить сплошность клеевого соеди-
нения датчика с твердым сплавом и привести к ошибкам измерения.
Практически попытка уменьшить напряжения в твердосплавных
пластинах перфораторных коронок путем увеличения толщины пая-
ного шва и использования прокладок из стальной сетки была пред-
принята во ВНИИТСе в 1964 г. и описана в работе [20].
Отсутствие исследований, объясняющих процесс развития оста-
точных паяльных напряжений в инструменте на основании физико-
механических свойств твердых сплавов, стали и припоя, не позволяло
научно обоснованно развивать работы по совершенствованию твер-
досплавного инструмента. Без детального изучения процесса пайки
твердого сплава со сталью не представлялось возможным оказывать
активное влияние на остаточные паяльные напряжения. Попытка
восполнить этот пробел, разработать основные положения, которы-
ми следует руководствоваться при выборе материалов, обосновании
режимов термообработки и пайки твердого сплава со сталью, а так-
же дать конкретные рекомендации по технологии пайки некоторых
видов инструментов предпринята автором предлагаемой монографии.
Глава I
СВОЙСТВА МАТЕРИАЛОВ,
ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ДЛЯ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА
Изучению свойств твердых сплавов, сталей и сплавов на
основе меди и серебра посвящено большое число само-
стоятельных исследований, поэтому здесь рассматрива-
ются только те особенности этих материалов, которые
связаны с пайкой и совместной их термообработкой при
изготовлении твердосплавного инструмента [21—30].
ТВЕРДЫЕ СПЛАВЫ
Твердые сплавы, широко распространенные в промыш-
ленности, представляют собой сплавы системы 'ЩС—Со,
\УС—НС—Со, \\ С ИС- ТаС Со.
Для изготовления инструмента используют твердые
сплавы различных марок. Однако наряду с существен-
ными различиями твердых сплавов, отличающимися друг
от друга составом и спецификой изготовления, между
ними имеется и много общего. Все твердые сплавы об-
ладают высокой твердостью и износостойкостью. Мо-
дуль их упругости в 2,5—3 раза выше, чем у стали. Ко-
эффициент линейного расширения приблизительно в два
с половиной раза меньше, чем у стали. Сопротивление
твердых сплавов разрушению в очень большой степени
зависит от схемы напряженного состояния. По данным
В. И. Третьякова [21], их сопротивление растяжению со-
ставляет всего 0,3 сопротивления сжатию и 0,5—0,7 со-
противления изгибу.
В табл. 1 представлены некоторые физико-механичес-
кие свойства наиболее распространенных твердых спла-
вов, исследованных В. И. Тумановым [22, 23]. Из пред-
ставленных данных видно, что в твердосплавных изде-
лиях инструмента можно допускать напряжения сжатия,
намного превышающие напряжения растяжения.
Сравнение свойств твердых сплавов различных ма-
рок, представленных в табл. 1, свидетельствует о том,
что по мере увеличения их прочности при изгибе увели-
чивается коэффициент расширения и уменьшается твер-
дость. В первом приближении об износостойкости твер-
дых сплавов можно судить по их твердости, так как наи-
более твердые сплавы чаще всего и наиболее износоус-
Таблица I
НЕКОТОРЫЕ СВОЙСТВА И СОСТАВ НАИБОЛЕЕ РАСПРОСТРАНЕННЫХ
ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ» ___________________
Сплав Состав, % (по массе) Предел прочнос- ти, МПа, при НРА Е, МПа о о €
и'с Т1С ТаС Со изгибе (не менее) 1 сжатии растяжении
ВК2 98 —. —. 2 1079 4081 — 90.0 — 4,5
вкз 97 — — 3 981 — 578 89.0 — —
ВКЗМ 97 — — 3 1079 — — 91.0 — —•
ВК4 96 — — 4 1324 4326 — 89,5 608 4,7
ВК4В 96 — — 4 1373 — — 88,0 — -
ВК6М 94 — —- 6 1324 — — 90,0 — —
ВК6 94 — —- 6 1422 4513 — 88,5 614 5,0
ВК6В 94 — — 6 1471 — — 87,5 — —
ВК8 92 — 8 1569 4326 775 87,5 585 5,1
ВК8В 92 — —- 8 1667 — — 86,5 — —
ВКЮ 90 — .— 10 1569 4091 — 87,0 555 5,3
ВК15 85 — 15 1765 3532 1315 86,0 532 6,3
ВК20 80 — — 20 1863 — — 84,5 447 6,5
ВК25 75 -1 — — 25 1962 — — 83,0 -— 7,0
Т30К4 66 30 — 4 883 — — 92,0 — —-
Т15К6 79 15 — гео "1 1128 — — 90,0 — —
Т14К8 78 14 — 8 1226 — — 89,5 — —
Т5КЮ 85 6 — 9 1324 — •— 88,5 •— •—
Т5К12В 83 5 — 12 1569 — — 87,0 —
ТТ7К12 81 4 3 12 1569 — •— 87,0 — —
ТТ10К8 82 3 7 8 1373 — —• 89,0 •
• [22. с. 10, 12, 22, 24, 53, 72 23, с. 101-
** В интервале температур 20—800° С.
тойчивы. Однако это условие соблюдается не всегда, так
как при эксплуатации инструмента повышается темпе-
ратура на рабочих кромках твердого сплава. Повыше-
ние температуры зависит от многих переменных, в том
числе от материала, с которым взаимодействует инстру-
мент, состава твердого сплава, режимов работы инстру-
мента, его конфигурации, затупления режущих кромок,
наличия или отсутствия охлаждающей жидкости и т.д.
Изменение температуры в зоне контакта инструмен-
та, многообразие режимов взаимодействия инструмента
с обрабатываемым материалом, а также изменение
свойств обрабатываемых материалов и твердых сплавов
обусловливают возможность существования нескольких
механизмов износа твердых сплавов, таких как абразив-
ный износ, микровыкрашивание рабочих кромок инстру-
мента, адгезионный износ и т. д. Поэтому износостой-
кость твердых сплавов зависит от комплекса их свойств
и не характеризуется каким-либо одним его свойством.
Малокобальтовые сплавы обладают не только пони-
женной прочностью, но и имеют минимальный коэффици-
ент термического расширения (см. табл. 1). Максималь-
ное различие между коэффициентом термического рас-
ширения этих сплавов и сталей создает предпосылки для
возникновения в них наибольших остаточных паяльных
напряжений. Поэтому выбор материалов и технологии
пайки инструментов с этими сплавами является более
сложной задачей, чем решение аналогичных вопросов
для инструментов с твердыми сплавами, содержащими
большее количество кобальта.
СТАЛИ
Корпуса твердосплавного паяного инструмента изготав-
ливают из стали. Через корпус инструмента передаются
усилия от машины к твердосплавному изделию, непо-
средственно взаимодействующему с обрабатываемым
материалом.
При заданном режиме работы машины корпус инст-
румента не должен разрушаться. Для некоторых видов
твердосплавного инструмента, например металлорежу-
щего, это условие удается выполнить даже при исполь-
зовании дешевой стали (например, марки 45) без какой-
либо специальной термообработки. При использовании
нетермообработанной стали для корпусов буровых инст-
рументов ударного действия их прочность и твердость
Таблица 2
СТАЛИ, ИСПОЛЬЗУЕМЫЕ ДЛЯ КОРПУСОВ ТВЕРДОСПЛАВНОГО
Марка Режим термообработки, предусматриваемый ГОСТ , 4543—71 Свойства стали после термообра- ботки по режимам, рекомендуемым ГОСТ 4543—71
стали «в- МПа МПа ннс нв; °н' МДж/ /м*
Металлорежущий
45 Закалка с 830—850° С. охлаждение в воде, отпуск 500—550° С, охлаждение — 834 569 — 241—285 0,39
50 воздух Закалка с 820—840° С, охлаждение в воде, отпуск 560—600° С, охла ждеиме — 687 520 — 229—255 0,49
У7 Закалка с 800—830° С, отпуск 300—350° С 1393 1197 48—51 — 0,37
У8 Закалка с 750—800° С. отпуск 350° С Закалка с 860° С, охлажде- ние — масло, отпуск 500° С, охлаждение — вода нлн мас- ло 775 598 22—23 — 0.37
40Х 681 785 — 217—269 0,59
85ХГСА Изотермическая закалка с 880° С в смеси калиевой н натриевой селитры, имеющей температуру 280—310° С, охлаждение — воздух 1619 130 45—50 0,68
Буровой
45ХН Закалка с 820° С., охлажде- ние — вода или масло, от- 1030 834 — 207—255 0.68
пуск 530° С, охлаждение — вода или масло
35ХГСА Изотермическая закалка с 880° С в смесн калиевой и натриевой селитры, имеющей температуру 280—310° С, охлаждение — воздух 1619 1275 45—50 0.68
18Х2Н4ВА Закалка с 950° С, охлажде- ние — масло, отпуск 550° С, охлаждение — воздух или масло 1030 785 <269 1.18
38ХНЗМФА Закалка с 850° С, охлажде- ние — масло, отпуск 600° С, охлаждение — воздух 1177 1079 0.78
ИНСТРУМЕНТА. И ИХ МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Режим термообработки, используемый при изготов- лении инструментов . Свойства сплава после термообработки по ре- жимам, используемым при изготовлении инструмента
°в- МПа °Г МПа НЕС НВ °Н' МДж/м’
инструмент Нагрев до температуры пай- ки 902—1133° С, охлажде- ние — воздух или подогре- тый песок Нагрев до температуры пай- ки 902—922° С охлаждение со скоростью 50—100 град/мин (воздух, подогре- тый песок, на решетке рас- сеянной струей сжатого воз- духа) инструмент Нагрев до температуры пай- ки 980—1000е С, охлаждение головки — на воздухе, хво- стовика — в масло Нагрев до температуры 985— 1005° С, изотермическая вы- держка в печи при темпера- туре 300° С в течение 1 ч, охлаждение после выдержки в печи — воздух Нагрев до температуры 985— 1005° С, изотермическая вы- держка в печи при темпе- ратуре 300е С в течение 1 ч, охлаждение после выдержки в печи — воздух 1 1 1 8 111111 471 961 912 34—42 36—40 36—40 197—215 269—293 1,67 0.88
оказываются недостаточными. Возникает необходимость
термообработки стального корпуса инструмента, кото-
рая должна предусматривать нагрев до температур,
близких к температуре пайки инструмента, и охлажде-
ние в жидких средах с последующим отпуском. Термо-
обработка корпуса инструмента до пайки исключает воз-
можность использования припоев на основе меди, так
как термообработанная сталь при нагреве под пайку до
температуры 900—1000° С потеряет свойства, полученные
при термообработке. Закалка инструмента в жидких сре-
дах непосредственно после пайки приводит к снижению
исходных свойств твердосплавных изделий, а отпуск
оказывает отрицательное влияние на прочность паяного
шва [31].
Выбор стали, режима пайки и термообработки ослож-
няется еще и тем, что коэффициент термического расши-
рения сталей намного больше, чем коэффициент терми-
ческого расширения твердых сплавов, и при охлаждении
паяного инструмента вследствие этого различия в них
возникают остаточные паяльные напряжения. Необходи-
мость получения малонапряженного инструмента накла-
дывает дополнительные ограничения при выборе соста-
ва стали, режима нагрева и режима охлаждения после
пайки. От этих факторов зависит ход дилатометричес-
кой кривой стали, оказывающей большое влияние на ве-
личину остаточных паяльных напряжений в твердосплав-
ных изделиях, припаянных к корпусу инструмента.
Ход дилатометрической кривой стали должен благо-
приятно сочетаться со свойствами припоя. При охлажде-
нии инструмента после пайки в тех интервалах темпе-
ратур, где разность изменения линейных размеров стали
и твердого сплава наибольшая, во избежание возникно-
вения высокого уровня остаточных паяльных напряже-
ний в твердом сплаве и разрывов паяного шва, припой
должен иметь минимальное сопротивление деформиро-
ванию и высокую пластичность.
Кроме этого, при совмещении операции закалки
стального корпуса с операцией пайки инструмента тем-
пература закалки должна быть согласована с темпера-
турой плавления используемого припоя.
Стали, применяемые для корпусов инструмента, и их
механические свойства после термообработки по реко-
мендуемым ГОСТ 4543—71 режимам и после пайки ин-
струментов приведены в табл. 2.
Сопоставляя механические свойства сталей после тер-
мической обработки, предусмотренной ГОСТом, с меха-
ническими свойствами этих сталей после пайки инстру-
мента, можно сделать вывод о том, что до сего времени
обычно не удается получить твердосплавный инструмент
с оптимальными свойствами стали, используемой для
его корпуса. Исключение представляет технология изго-
товления перфораторных коронок, которые в процессе
пайки после затвердевания припоя либо закаливают в
соляных ваннах, либо охлаждают в печи с изотермиче-
ской выдержкой при температуре, превышающей темпе-
ратуру начала мартенситного превращения на 50- 80° С.
ПРИПОИ
Для пайки твердосплавного инструмента используют
сплавы на основе меди и серебра. Низкотемпературные
припои непригодны для этой цели из-за недостаточной
их прочности. Сплавы на основе серебра обладают бо-
лее низкой температурой плавления, чем сплавы па осно-
ве меди, поэтому использование припоев на основе се-
ребра всегда приводит к уменьшению разности измене-
ния размеров стали и твердого сплава при охлаждении
паяного соединения. Уменьшение этой разности при ус-
ловии, что остальные параметры остаются неизменными,
всегда приводит к уменьшению остаточных паяльных на-
пряжений в твердом сплаве. Однако использование при-
поев на основе серебра взамен припоев на основе меди
не всегда приводит к уменьшению остаточных паяльных
напряжений в твердом сплаве вследствие того, что пая-
ный шов, образованный припоями на основе серебра, при
охлаждении паяного соединения сильно сопротивляется
деформированию и в малой степени компенсирует раз-
ность изменения размеров твердого сплава и стали.
В настоящее время существуют более эффективные
способы уменьшения остаточных паяльных напряжений
в твердых сплавах без использования дорогих и дефи-
цитных материалов, поэтому в отечественной промыш-
ленности припои на основе серебра применяют для пай-
ки твердосплавного инструмента весьма ограниченно.
В табл. 3 представлен химический состав и темпера-
туры солидуса и ликвидуса припоев, используемых для
пайки твердосплавного инструмента.
Та блица 3
химический состав и температура солидуса и ликвидуса
Марка припоя Химический состав,
Си 141 Ми в Ге 51
ЛМцЖ57-1,5-0,75 (Кв 34)»1 56—58 — 1—2 0,07— 0,15 0,5— 1 0,1— 0,2
ЛНМц60-9-5 (Кв 7) 59—61 8—10 4—6 0,03— 0,1 0,1— 0,05—
ЛНКоМц49-9-0,2- 0,2 (Кв 4) 48—50 8—10 0,1— 0,2 — 0,3 0,15
БрКоМцЗ-10*» (Кв 53) Ост. — 9—11 — — —
МНМц68-4-2 (Кв 16) 62—68 4—5 1,5— 2,5 0,05 — —
АНМцО,6-4-2 (Кв 3) Ост. 3—4 1,5— 2,5 — — '—
Медь МО 99,25 .—- ш .— .—- —
Л63 (Кв 2) 60,5— 63,5 •— •— —- — —
ПСр44*3 26—28 1,5— 2,5 2,5— 3,5 — — —
ПСр40*« 16,4— 17,4 0,1— 0,5 —• —
•* Некоторые припои долгое время обозначали номерами, поэтому в табл.
« 0.01-0.5% Р.
“ 43-45% Ая. 7—9% С<1.
« 39-41% Ая, 25-26,5% С<1.
В табл. 4 представлены механические свойства при-
поев при комнатной и повышенных температурах, полу-
ченные при испытании образцов из соответствующих
сплавов в литом состоянии.
Химический состав припоев, температура солидуса и
ликвидуса и их механические свойства при комнатных и
повышенных температурах далеко не полно характери-
зуют припои. Для более полной их характеристики не-
обходимо знать растекаемость припоев по поверхности
твердых сплавов, прочность паяного шва на срез, оста-
точные паяльные напряжения и остаточные деформации,
возникающие в твердом сплаве при пайке с различными
сталями. Сведения об этих свойствах припоев представ-
лены в табл. 5.
ПРИПОЕВ
% (по массе) Примеси, не более
7п Со А!
Ост. — — 0,5
» — — 0,5
» 0.1—0,2 — 0,5
— 2,5—3,5 — —
Ост. — — 0,3
— — 0,5— 0,6 0,5
— — — 0,05
Ост. — — —
14— 18 — — —
16,6— 17,8 — — —,
3, 4, 7 и 8 наряду с марками припоев указаны их номера.
Температура, °С Примечаю'>. и"лиаграфия
соли- дуса “ ** Й я « Ч йо
865 873 ТУ 48-21-299—73 [33]
949 995 ТУ 48-21-299-73 1-41
924 955 ТУ 48-21-299—73 [35|
965 1024 — 136]
915 975 ТУ 48-08-476—71 [37]
1050 1070 ТУ 48-08—71 [38]
900 10831 9101 — [24]
650 8001 - . - [25]
595 605'
Растекаемость припоев определяли по ГОСТ 20486—
75. Прочность паяного шва на срез, а также остаточные
паяльные напряжения и деформации находили по мето-
дикам, разработанным во ВНИИТСе [32]. При проведе-
нии исследований толщина паяного шва составляла
0,3 мм. Относительная растекаемость /Ср припоев по по-
верхности твердого сплава марки ВК8 определяли при
температурах выше ликвидуса припоев на 30—50° С.
В качестве флюса использовали обезвоженную буру. За
100% принята площадь растекания латуни марки Л63.
Наряду с литыми припоями, состоящими из какого-
либо одного сплава в последние годы разработаны метал-
локерамические (порошковые) сплавы П-100 и П-102 и
трехслойный припой ТП-1. Припой П-100 состоит из ком-
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА ПРИПОЕВ ПРИ КОМНАТНОЙ
И ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Марка припоя Темпера- тура, °с «в- МПа аг. МПа 0. % Ч>, % Дж/м*
20 441 255 25 30 49
100 392 245 37 42 49
200 343 216 52 55 39
ЛМцЖ57-1.5-0,75 300 265 167 60 63 39
(№ 34) 400 147 108 50 62 49
500 59 49 65 60 108
600 10 — 72 74 88
700 — —' — 90 49
20 343 167 40 44 118
100 324 157 43 45 108
200 314 147 46 44 98
ЛНМц60-9-5 300 224 137 45 40 88
(№ 7) 400 255 118 37 26 74
500 216 108 28 25 49
600 118 88 21 25 39
700 78 59 36 33 29
20 471 226 33 35 78
100 441 206 35 35 78
200 392 177 37 34 78
ЛНКоМц49-9-0,2-0,2 300 334 147 16 20 59
(№ 4) 400 255 108 23 24 39
500 157 69 40 35 29
600 78 29 30 38 39
700 29 20 25 34 78
20 422 245 32 62 167
100 412 245 31 56 167
200 383 235 28 49 167
БрКоМцЗ-10 300 363 226 26 42 147
(№ 53) 400 304 206 8 23 88
500 245 177 6 15 69
600 177 137 7 16 59
700 98 78 8 25 59
МНМц68-4-2 (№ 16) 20 100 373 324 177 137 37 43 37 42 137 128 .
200 265 108 47 45 108
Продолжение табл. 4
Марка припоя Темпера- тура, °С °в- МПа МПа С. % Ф. % “в10-4- Дж/м’
300 235 ;98 39 35 98
400 126 98 28 21 78
МНМц68-4-2 500 157 98 15 15 49
(Хе 16) 600 98 78 12 25 29
700 49 39 22 25 39
20 265 137 39 54 128
100 235 118 38 52 108
200 216 108 33 37 98
АНМцО,6-4-2 300 206 98 35 40 118
(Хе 3) 400 177 88 28 34 128
500 147 78 18 22 137
600 118 69 22 32 78
700 59 59 33 43 69
20 491 25 59
100 491 .—. 25 55 —
200 471 — 24 35 —.
300 343 ,—. 18 57 .—.
Пср44 400 186 — 34 89 —
500 59 — 75 — —
600 10 — — — —
700 — — — —
20 333 226 18 59 --
100 314 226 18 60 —
200 294 167 15 54 —
300 245 108 24 49 —
Медь МО 400 128 69 55 74 —
500 69 39 58 90 —
600 39 .—. 56 95
700 20 — 53 96 —
20 343 137 43 53 147
100 314 128 41 40 118
200 275 118 33 30 98
300 196 108 20 20 68
Л63 (Хе 2) 400 137 98 16 15 59
500 118 59 11 12 49
600 59 20 13 13 39
700 10 10 22 30 88
^Таблица 5
НЕКОТОРЫЕ ПАЯЛЬНЫЕ СВОЙСТВА ПРИПОЕВ*'
Марка припоя Относительная растекаемость Кр. % Прочность паяного шва на срез о... МПа СР
ЛМнЖ57-1,5-0,75 224 206
ЛНМц60-9-5 254 284
ЛНКоМп49-9-0,2-0,2 154 284
БрКоМцЗ-10 — 226
МНМц68-4-2 235 •;пб
АНМнО,6-4-2 186 235
Л63 100 167
ПСр44 — —
ПСр40 — —
ПСр40 — —
•' Толщина паяного шва во всех случаях составляла 0,3 мм.
« о — остаточные паяльные напряжения, МПа.
« В — остаточная деформация, мкм.
Остаточные па ял ж .е иапря. ’иия и дефо мшим в тис.дом сплаве при пайке со сталью Примечания
СтЗ 18Х2Н4ВА 48ХНМФА
е*1 п е О е
<161 69 —98 28 —223 34
452 62 -176 101 —235 148
441 70 -98 40 —245 30
491 52 -157 120 —275 128
471 90 —157 126 - 147 136
441 78 —128 177 -215 136
481 73 -39 47 - 334 79
441 68 10 15 284 35
324 29 — 128 17 —275 14 Нагрев до 900° С
334 30 216 31 275 40 Нагрев до 650° С
понентов, с резко отличающимися друг от друга свойст-
вами. Припои П-100 и ТП-1 позволяют вести капилляр-
ную пайку при некапиллярных зазорах. Известно, что
получение паяного шва толщиной более 0,3 мм при ис-
пользовании литых припоев какого-либо одного состава
затруднительно, так как припой вытекает из зазора.
Использование металлокерамического припоя П-100
и трехслойного ТП-1 позволяет получить паяный шов,
увеличенный до 1 мм и более толщины. Паяный шов уве-
личенной толщины в большей степени, чем тонкий, ком-
пенсирует разность сокращения размеров стали и твер-
дого сплава при охлаждении инструмента после пайки,
что приводит к уменьшению остаточных паяльных на-
пряжений в твердом сплаве. Увеличение толщины пая-
ного шва достигается тем, что металлокерамический при-
пой П-100 состоит из не плавящихся в процессе пайки
гранул (наполнитель) величиной 0,25—0,8 мм, имеющих
высокую температуру плавления, и смеси порошков,
плавящихся при пайке. Неплавящиеся гранулы создают
в паяльном зазоре лабиринт капилляров, который за-
полняется плавящейся составляющей припоя.
В табл. 6 представлен состав и некоторые свойства
металлокерамических припоев, предназначенных для
пайки твердосплавного инструмента [39—41].
Преимуществом металлокерамического припоя П-100
по сравнению с литыми является возможность получения
паяного соединения без натеков припоя, удаление кото-
рых снижает производительность при заточке инстру-
мента и вызывает «засаливание» абразивных кругов.
Металлокерамические припои могут быть использова-
ны в виде порошков, прессованных пластинок и паст.
Широкое внедрение в промышленность металлокерами-
ческих припоев при пайке твердосплавного инструмента
сдерживается отсутствием паст высокого качества, при-
годных для пайки больших площадей, и нетехнологично-
стыо использования порошков и прессованных пластин.
Многослойные припои (обычно трехслойные) пред-
ставляют собой многослойную полосу, полученную сов-
местной прокаткой заготовок из различных сплавов. На-
ружные слои многослойного припоя, плавящиеся в про-
цессе пайки, имеют толщину не более 0,2 мм, так как
при большей толщине возможно вытекание припоя из за-
зоров. Эти слои многослойного припоя должны иметь
температуру плавления значительно более низкую, чем
химический состав и некоторые свойства
МЕТАЛЛОКЕРАМИЧЕСКИХ ПРИПОЕВ
Маркаприпоя Состав плавящейся состав- ляющей, % (по массе) Наполнитель* . Температура пладлриия. ос. Сопротивление паяного шва сре- зу оср МПа
П-100 Сг 2; № 5; Мп 8; Ре 15; 2п 23; Си Ост. Сталь марки Х18Н15 870°С 275—314
П-102 Сг 0,5—1,5; М 1—2; 5п 8—10; Ре 2—4; 2п 8—10; Си Ост.; примеси не > 0,3 Без наполните- ля 900°С —
• Содержание наполнителя в металлокерамическом припое П-100 состав-
ляет 15—20% (по массе).
внутренние слои многослойного припоя, не плавящиеся
в процессе пайки и служащие компенсационными про-
кладками.
За рубежом для пайки металлорежущего инструмен-
та сравнительно широко (а у нас в очень ограниченном
количестве) используют трехслойные припои, наружны-
ми слоями которых служат сплавы на основе серебра, а
внутренний слой выполнен из меди. Как указывалось
выше, в отечественной промышленности использование
серебра для изготовления припоев не нашло широкого
применения.
В СССР для пайки металлорежущего инструмента
в начале 70-х годов был разработан и внедряется в про-
мышленность трехслойный припой, не содержащий се-
ребра, марки ТП-1 [42—48]. Этот припой представляет
собой триметаллическую полосу, полученную прокаткой.
Плавящиеся в процессе пайки наружные слои толщиной
0,2 мм состоят из латуни марки ЛНМц50-2-2, имеющей
температуру плавления 872° С. Внутренний слой, не пла-
вящийся в процессе пайки и служащий прокладкой, вы-
химический состав и температура плавления сплавов
Марка сплава Химический состав, % (по массе) Температу- ра, ”С
Си м Мп 81 2п в соли- дуса ликви- дуса
ЛНМц 50-2-2 (№ 28) БрНБ 7-0,5 (№ 23) 29—51 Ост. 1,5— 2,5 6-8 1,5— 2,5 0,1— 0,2 Ост. 0,3— 0,5 849 1110 872 1126
Таблица 8
механические свойства сплавов в зависимости
ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ
Марка сплава Темпера- тура, СС °в- МПа °т. МПа С, % Ф. % он,0-‘- Дж/м*
ЛНМц 50-2-2 20 510 383 15 15 49
(№ 28) 200 421 343 27 39 29,4
300 274 246 42 50 9,8
400 117 <9,8 84 97 7,9
500 24 <9,8 100 100 79
600 <9,8 <9,8 109 100 79
700 <9,8 <9,8 102 100 50
БрНБ 7-0,5 20 263 132 32 47,5 68,7
(№ 23) 200 216 123 30 42,5 88,2
300 196 98,1 30 41 108
400 167 93,5 25 40 124
500 147 78,5 22,5 40 124
600 123 73,7 20 36 106
700 78,5 58,9 16 25 127
полнен из бронзы марки БрНБ7-0,5 толщиной 0,4 мм,
имеющей температуру плавления 1126° С.
Химический состав и температуры солидуса и ликви-
дуса составляющих припоя ТП-1 и их механические
свойства в зависимости от температуры представлены в
табл. 7, 8.
Латунь марки ЛНМц50-2-2 хорошо растекается по
поверхности твердых сплавов различных марок, се отно-
сительная растекаемость по поверхности твердого спла-
ва ВК8 составляет 195% (за 100% принята растекае-
мость латуни Л63 в аналогичных условиях). Прочность
паяного шва на срез при использовании трехслойного
припоя составляет 187 МПа.
Главным преимуществом трехслойного припоя явля-
ется получение паяного шва достаточной прочности, спо-
собного компенсировать разность сокращения размеров
стали и твердого сплава при охлаждении паяного соеди-
нения в большей степени, чем все известные припои, в
том числе и трехслойные припои, содержащие серебро.
Так, например, при пайке твердого сплава марки
Т15К6 со сталью марки 45 при использовании трехслой-
ного припоя, содержащего серебро марки ТМСр47М, ос-
таточные паяльные напряжения в твердом сплаве были
на 16% выше (500 МПа), чем при использовании припоя
ТП-1 (431 МПа).
Исключительные свойства трехслойного припоя ТП-1
заключаются в том, что он при меньших усилиях, чем
другие припои, может деформироваться во всем темпе-
ратурном интервале от температуры солидуса наружных
слоев до комнатной. Это объясняется тем, что латунь
ЛНМц50-2-2 от температур солидуса 849° С до комнат-
ной имеет весьма низкий предел текучести — меньше
9,81 МПа. При дальнейшем охлаждении ниже 400° С пре-
дел текучести этой латуни резко возрастает и становится
приблизительно вдвое больше, чем у бронзы БрНБ7-0,5,
имеющей предел текучести 93,5—132 МПа (см. табл. 8).
Таким образом, предел текучести паяного шва, получен-
ного при использовании трехслойного припоя ТП-1, во
всем температурном интервале охлаждения не превыша-
ет 132 МПа.
Кроме того, толщина паяного шва при использовании
трехслойного припоя ТП-1 равна 0,7—0,8 мм, т. е. при-
близительно в пять — десять раз больше, чем принятая
для металлорежущего инструмента. Увеличенная тол-
щина паяного шва, так же как и его низкий предел теку-
чести, способствует снижению остаточных паяльных
напряжений, так как при одинаковом перемещении стали
относительно твердого сплава при большей толщине пая-
ного шва будут меньшие углы сдвига, а следовательно, и
напряжения в паяном шве.
Чем меньше напряжения в паяном шве, тем меньше
напряжения в твердом сплаве.
Следует отметить, что хотя состав используемого
флюса и припоя, а также толщина паяного шва и ока-
зывают существенное влияние на качество инструмента,
однако для получения инструмента высокого качества
необходимо комплексное решение всех технологических
вопросов, включающих выбор стали для корпуса инстру-
мента, режимов пайки и термической обработки.
ФЛЮСЫ
Пайку твердых сплавов обычно проводят в атмосфере
воздуха, поэтому при пайке используют флюсы.
Состав и температурный интервал активности наибо-
лее распространенных флюсов, применяемых при исполь-
зовании припоев на основе меди, представлены в
табл. 9 [49, 50].
Практика показывает, что при пайке твердых сплавов
группы АУС—Со с большим содержанием кобальта при-
поями на основе меди при использовании флюсов, пред-
ставленных в табл. 10, наблюдается хорошая смачивае-
мость паяемой поверхности расплавленными припоями.
В результате получается паяный шов необходимой проч-
ности.
Иная картина наблюдается при пайке сплавов груп-
пы АУС—ПС—Со и АУС—Со с малым содержанием ко-
бальта. Некоторые партии этих сплавов не удается при-
паять к стали, несмотря на соблюдение всех требований,
предъявляемых к паяемым поверхностям. Подобные
партии твердого сплава (Т15К6 и Т30К4) не могут быть
использованы заводами-изготовителями твердосплавного
инструмента. Исследования твердых сплавов таких пар-
тий показали, что в них содержится очень небольшое ко-
личество свободного углерода.
Для улучшения смачиваемости поверхности твердых
сплавов расплавленными припоями заводы предусматри-
вают следующие операции подготовки твердого сплава к
пайке: снятие поверхностного слоя твердого сплава на
заточном станке, пескоструйную или дробеструйную об-
работку, галтовку во вращающемся барабане со специ-
альными смесями, электрохимическую и химико-механи-
ческую обработки и др. Эти виды подготовки улучша-
ют смачиваемость твердого сплава расплавленными
СОСТАВ И ТЕМПЕРАТУРНЫЙ интервал активности наиболее
РАСПРОСТРАНЕННЫХ ФЛЮСОВ
Марка флюса Компонент Содержание, % (по массе) Температурный интервал актив- ности, ®С
К» 7 № 200 К» 201 вниитс № 209 Ф100 Тетраборнокислый натрий Бура Борная кислота Бура Борная кислота___ Борная кислота Тетраборнокислый натрий Фтористый кальций Борная кислота Тетраборнокислый натрий Фтористый кальций Лигатура* (А1, Си, Бура Борный ангидрид Фтористый кальций Фтористый калий (обезво- женный) Фторборат калия Борный ангидрид Борфторид калия Тетраборат натрия Вольфрамовый ангидрид Окись кобальта 100 50 50 80 20 68—72 19—21 8—10 79—81 13—15 5—6 68—72 12—22 10—11 33—37 21—25 33—37 46,5 36,5 13,5 3,5 800—1150 850—1150 850—1150 650—1300 600—850 900—1100
• Состав лигатуры: 48% А1; 48% Си; 4% Мд.
припоями на 25—30%. Однако это незначительное улуч-
шение смачиваемости при использовании сплавов груп-
пы ДУС—Т1С—Со и ДУС—Со с малым содержанием ко-
бальта не всегда позволяет получить качественный ин-
струмент.
Эти затруднения могут быть преодолены двумя путя-
ми: использованием флюса марки Ф100 [51, 52] и подго-
товкой твердого сплава к пайке методом окисления и ис-
пользованием после этого в качестве флюса обезвожен-
ной буры [53].
Флюс Ф100 состоит из борфторида калия (КВР4)
46,5%, тетрабората натрия (МааВОу) 36,5%, вольфрамо-
вого ангидрида (ДУО3) 13,5% и окиси кобальта (Со2О3)
ОТНОСИТЕЛЬНАЯ РАСТЕКАЕМОСТЬ ПРИПОЯ МАРКИ Л63
ПО ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ИСПОЛЬЗУЕМОГО ФЛЮСА
Марка твердого сплава Относительная растекаемость при использовании флюса
Бура | № 200 Кв 201 I ВНИИ Ф100
ВК8 1 0,9 1 1,2 4
ВК4 I 1 1 1 7,3
Т15К6 1 1,5 1,3 1 6
ТЗОК4 1 1 1 1 8
3,5%. Температура его плавления 500° С, интервал ак-
тивности 900—1100° С.
При использовании этого флюса площадь растекания
припоев на основе меди по поверхности твердых сплавов
различных марок, в том числе и безвольфрамовых, резко
возрастает.
В табл. 10 представлены в качестве примера резуль-
таты, полученные при исследовании растекаемости лату-
ни марки Л63 по поверхности твердых сплавов при ис-
пользовании различных флюсов.
За критерий растекаемости принято отношение пло-
щади растекания припоя по поверхности того или иного
твердого сплава при использовании исследуемого флюса
к площади растекания этого же припоя при использова-
нии обезвоженной буры. При этом для каждого твердого
сплава площадь растекания припоя при использовании
буры принята за единицу.
Как видно из данных, представленных в табл. 10, ис-
пользование флюса Ф100 позволяет увеличить площадь
растекания припоя по поверхности твердого сплава раз-
личных марок в четыре—восемь раз по сравнению с рас-
теканием при использовании традиционных флюсов.
Исследование прочности паяного шва на срез показа-
ло, что использование флюса Ф100 приводит к повыше-
нию прочности. В табл. 11 представлены результаты ис-
следования прочности паяного шва на срез, полученные
при пайке латунью Л63 твердых сплавов марок ВК8,
ВК4, Т15К6 и Т30К4, в зависимости от используемого
флюса.
Из данных табл. 10 и 11 видны преимущества флюса
Ф100 по сравнению с ранее известными традиционными
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПАЯНОГО ШВА СРЕЗУ В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ИСПОЛЬЗУЕМОГО ФЛЮСА
Марка твердого сплава Сопротивление срезу, МПа. при использовании флюса
Бура № 200 № 201 ВНИИ Ф100
ВК8 176 181 147 196 196
ВК4 117 73,5 137 147 182
Т15К6 127 103 137 133 182
Т30К4 98 133 127 137 168
флюсами как по растекаемости припоя, так и по проч-
ности паяного шва.
Недостатком флюса Ф100 является содержание в его
составе фтористых соединений, которые токсичны. На не-
которых предприятиях флюс Ф100 смешивают с обезво-
женной бурой в соотношении 1:1. При этом качество
полученного флюса близко к флюсу Ф100.
Механизм действия флюса Ф100 изучен недостаточно,
но, по-видимому, заключается в том, что свободный угле-
род, находящийся в поверхностном слое твердого сплава
и препятствующий растеканию припоя, взаимодействует
с окислами вольфрама и кобальта с последующим меха-
ническим вытеснением продуктов реакции расплавлен-
ными припоями.
Сущность процесса подготовки твердого сплава к
пайке методом окисления сводится к окислению поверх-
ностного слоя твердого сплава с последующим удалени-
ем окисной пленки и образованием поверхности, не со-
держащей свободного углерода. Таким образом, оба
метода обеспечивают получение поверхностного слоя
твердого сплава, не содержащего свободного углерода.
Твердый сплав к пайке методом окисления подготав-
ливают в камерной электропечи, нагретой до температу-
ры 800° С в атмосфере воздуха в течение 10—30 мин с
последующим удалением окисленного слоя во вращаю-
щемся барабане со смесью речного песка, древесных
опилок и раствора каустической соды. Подробно эта
технология будет изложена в гл. VI.
Преимущество метода окисления по сравнению с ис-
пользованием флюса Ф100 заключается в том, что в этом
случае нет необходимости иметь дело с токсичными ма-
териалами. Флюсом при пайке служит обезвоженная бу-
ра. Смачиваемость поверхности твердого сплава припо-
ем и прочность паяного шва на срез при подготовке твер-
дых сплавов всех марок (за исключением безвольфрамо-
вых) методом окисления не уступает, а в некоторых
случаях оказывается выше соответствующих параметров,
получаемых при применении флюса Ф100. При пайке
твердых сплавов групп АУС—Т1С—Со и АУС—Со с ма-
лым содержанием кобальта на крупных предприятиях
целесообразно использовать метод подготовки твердого
сплава к пайке окислением, так как эта операция нетру-
доемкая. На мелких предприятиях при условии хорошей
вентиляции целесообразно пользоваться флюсом Ф100,
так как для реализации метода окисления требуется хо-
тя и не сложное, но нестандартное оборудование и до-
полнительные площади.
Глава II
ПРОЦЕССЫ, ПРОТЕКАЮЩИЕ ПРИ ПАЙКЕ
И ТЕРМООБРАБОТКЕ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА
При охлаждении паяного соединения с температуры со-
лидус припоя (для припоев на медной основе она обычно
превышает 850° С) до комнатной свойства твердого спла-
ва, стали и тем более припоя не остаются постоянными,
а деформации, вызванные разностью сокращения линей-
ных размеров этих материалов в процессе охлаждения,
протекают нс только в упругой области. Наличие оста-
точных деформаций, протекающих в изделиях из твердо-
го сплава при пайке с изделиями из стали, подтверждено
экспериментально [54, 55]. Исследования показали, что
величина остаточной деформации в некоторых случаях
может превышать величину упругой деформации более
чем в два раза. Если в наиболее твердом и наименее пла-
стичном компоненте паяного соединения — образце твер-
дого сплава — протекают остаточные деформации, то в
образцах стали и тем более паяном шве доля остаточ-
ной деформации будет еще больше, чем в образце твер-
дого сплава. Поэтому процесс развития деформаций и
напряжений в паяном соединении «твердый сплав —
сталь» следует рассматривать в упруго-пластической об-
ласти при переменных свойствах материалов.
МАТЕМАТИЧЕСКАЯ ИНТЕРПРЕТАЦИЯ ПРОЦЕССА
ДЕФОРМИРОВАНИЯ И ИЗМЕНЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ, СТАЛИ И ПРИПОЕ
ПРИ ИХ ОХЛАЖДЕНИИ ПОСЛЕ ПАЙКИ
Главной задачей аналитических исследований являлось
выяснение наиболее общих закономерностей развития
деформации и напряжений в паяном соединении изделий
из твердого сплава и стали в зависимости от физико-ме-
ханических свойств используемых материалов. Поэтому
процесс развития деформаций и напряжений рассматри-
Рис. 1. Спаянные твердосплавные
н стальные образцы:
1 — твердосплавный образец: 2 —
стальной образец; 3 — паяный шов
вался на простейшей модели, использование которой поз-
волило получить эти закономерности в наиболее нагляд-
ной форме [56—59].
Для выявления принципиальной картины развития
деформаций и напряжений при охлаждении паяного сое-
динения твердый сплав — сталь рассматривали следую-
щую одномерную задачу. Три прямоугольных бруса —
два одинаковых стальных и один твердосплавный — пая-
ют между собой (рис. 1).
В отличие от работ [1—5; 8—10; 60] исходными дан-
ными для решения задачи служат эмпирические темпера-
турные зависимости физико-механических свойств твер-
дого сплава, стали и припоя.
1. Связь между линейными размерами для твердого
сплава и стали в зависимости от температуры при задан-
ной скорости охлаждения:
= Д» /?(1> (0; (15)
/(2) = /<2> Г<2> (/), (16)
где ДО — длина твердосплавного образца при температу-
ре I; —длина твердосплавного образца при темпера-
туре, равной солидусу припоя; —зависимость дли-
ны твердосплавного образца от температуры, полученная
экспериментально при его охлаждении; I — температура.
Те же величины с индексом (2) относятся к стали.
2. Температурные зависимости между напряжениями
и деформациями твердого сплава, стали и припоя, полу-
ченные при скоростях деформирования, близких к ско-
ростям деформирования этих материалов при охлажде-
нии инструмента с температуры пайки:
е«° = (17)
= (18)
*еТ = /<3,СМ). (19)
где е<° — относительная деформация твердого сплава;
—функция, связывающая напряжения в твердом
сплаве с/1* и температуру I с деформацией е(,); у — угол
сдвига припоя; /(3)—функция, связывающая напряжения
в припое Т и температуру I с углом сдвига у.
При решении этой задачи сделаны следующие допу-
щения: при охлаждении во всех точках образцов темпе-
ратура одинакова; в поперечном сечении образцов на-
пряжения и деформации распределяются равномерно; из-
менение линейных размеров паяного шва, связанное с
его коэффициентом линейного расширения, не оказывает
влияния на величину напряжений в паяном соединении.
Сделанные допущения с точки зрения автора оправ-
даны следующими соображениями. Целью рассмотрения
задачи является выявление основных закономерностей
развития деформаций и напряжений, обусловленных толь-
ко различием свойств паяемых материалов. Поэтому
рассмотрение задачи при неравномерно распределенном
температурном поле выходит за рамки поставленной за-
дачи. Допущение о равномерности распределения напря-
жений й деформаций в поперечном сечении образцов бу-
дет справедливо при пайке между собой большого числа
твердосплавных и стальных длинных прямоугольных
брусьев с очень малым сечением. Третье допущение зна-
чительно упрощает задачу и почти не вносит ошибки, так
как толщина твердосплавного и стальных образцов пре-
вышает более чем на порядок толщину паяного шва, а
модуль упругости припоя меньше модуля упругости твер-
дого сплава и стали более чем вдвое.
Таким образом, принятые допущения не только не
искажают общей картины развития деформаций и на-
пряжений, обусловленных различием свойств материа-
лов, а, напротив, делают ее более наглядной.
Определение напряжений в твердом сплаве, сталии
припое в зависимости от температуры и координаты мо-
жет быть произведено следующим образом: образцы сим-
метричны, поэтому будем рассматривать только одну их
половину. В плоскости симметрии, проходящей через се-
редину длины образцов, перемещения сечений отсутству-
ют. Примем середину длины образцов за начало коор-
динат и направим ось X от центра вдоль твердосплавно-
го образца. Для удобства рассуждений примем, что
длина стальных образцов и твердосплавного при темпе-
ратуре затвердевания припоя (/5) была одинаковой. Обо-
значим половину их длины при температуре, равной
температуре солидуса припоя, через /5. Проследим, что
произойдет с длиной образцов при уменьшении темпера-
туры на величину А/. Обозначим температуру —А/ че-
рез Л.
Рассмотрим два случая:
1. Если образцы не спаяны, то их длина может изме-
няться независимо друг от друга, и при изменении тем-
пературы на величину А/ разность их длин выразится
уравнением
= (20)
где 1^— половина длины твердосплавного образца при
температуре Л; /|2)—половина длины стального образца
при температуре Л.
Подставив в уравнение (15) и (16) вместо перемен-
ной температуры I температуру получим значения
и Подставив эти значения в уравнение (20) и учиты-
вая, что получим:
А^ = /8[Е(1,^)-Р(2,(/1)]. (21)
Для удобства обозначим разность Е(1)(Л)—^(2)(Л)
через Е(^).
Так как уравнение (21) справедливо для любого зна-
чения 1В, то
(22)
где х8— текущая координата, х^.1.
Уравнение (22) справедливо для любого сечения, от-
стоявшего от начала координат на величину х8, поэтому
сечения стального и твердосплавного образцов с коорди-
натой хк при охлаждении с температуры 18 до темпера-
туры переместятся друг относительно друга на вели-
чину Дхц, зависящую от х и
На рис. 2 изображены образцы при температуре Г1 =
2. Если стальные образцы спаяны с твердосплавными
и разрушения паяного соединения не произошло, то раз-
Рис. 2. Правая половина твер-
досплавного и стальных образ-
цов, охлажденных до темпера-
туры
/ — твердосплавный образец;
2 — стальные образцы
Рнс. 3. Правая половина твердосплав-
ного и стальных образцов, спаяннных
между собой н охлажденных до тем-
пературы 1г.
1 — твердосплавный образец; 2—сталь-
ные образцы; 3 — паяный шов; 4 — се-
чение х после охлаждения до тем-
пературы /1
ность изменения их линейных размеров компенсируется
за счет деформации этих образцов и паяного шва (рис. 3).
Сумма деформации образцов из твердого сплава Д'1) и
стали Д<2> на участке Ох плюс деформация сдвига паяного
шва Д'а) равна разности сокращения линейных размеров
стали и твердого сплава:
Д(1> + Д(2) + д(3) = Хз р (23)
где Д<‘> — перемещение сечения х твердого сплава относи-
тельно того положения, которое оно заняло бы при тем-
пературе 1Х, если бы образцы не были спаяны; Д'”)—
то же, для стали; Д'3)—деформация сдвига паяного шва.
Так как в стальных и твердосплавных образцах в процес-
се охлаждения паяного соединения возникают напряже-
ния, вызванные тем, что припой препятствует независи-
мому изменению линейных размеров образцов из твердо-
го сплава и стали, между касательными напряжениями в
паяном швет(х) и нормальными напряжениями в образ-
цах твердого сплава о^Дх) и в стали о(2)(х), действую-
щими вдоль оси X, имеется связь.
Для выявления этой связи рассечем мысленно спаян-
ные стальные и твердосплавный образец плоскостью,
перпендикулярной оси X, и заменим отсеченную часть со-
ответствующими силами (рис. 4).
К отсеченной части не приложено внешних сил, поэ-
тому силы Р(1) и Р(2) должны быть уравновешены суммой
касательных напряжений в паяном шве на участках
Хц— Ц,. Разница междуиа также х8 и Хц на
несколько порядков меньше, чем хи/, поэтому при оп-
7 2 г/гР"' '/гРк>
Рис. 4. Схема расположения сил., за-
меняющих отсеченную часть спаянных
образцов:
1 — твердосплавный образец; 2—сталь-
ные образцы; — сила, сжимающая
(2)
твердый сплав; Р — сила, растяги-
вающая сталь
ределении пределов интегрирования будем пользоваться
величинами х и I, а при обозначении текущей координа-
ты — х.
Из условия равновесия вытекает:
I
Р(1> (х) = Р(2) (х) = 2Ь | т (х) Ох, (24)
X
где Р(,) — усилие, действующее на твердосплавный обра-
зец в сечении х вдоль оси X; Р(2) — усилие, действующее
на стальные образцы в сечении х вдоль оси X; Ь — шири-
на образцов.
Выразив усилия через напряжения, получим:
I
ЬИв) о'1’ (х) = 2Ыг™ о(2) (х) = 2Ь | т (х) Их, (25)
X
где ЙЧ) — высота твердосплавного образца; /г<2> — высота
стального образца.
Разделив уравнение (25) на Ь, получим:
I
о<п(х) - 2й<2>о<2)(х) = 2 т (х) ах. (26)
X
Напряжения и деформации в образцах твердого спла-
ва и стали распределены неравномерно. Поэтому в об-
щем случае перемещения Д<*> и Д<2) будут равны сумме
деформаций на участке 0—х:
Д(1) = ^е(1)(х)с1х;
Д<2)=Се<2>(х)ек,
(27)
(28)
где е(') и е(2)— относительные деформации образцов из
твердого сплава и стали на элементарном участке с ко-
ординатой х.
Подставляя в уравнение (27) и (28) значения е(1) и е(2)
из формулы (17) и (18), получим:
Д^>[о(1,(х),^;
о
б
(29)
(30)
Пользуясь уравнением (26), выразим в формулах
(29) и (30) сЯ и оЯ через т:
* /Г I
Д^ = р(1) кпг (тДОЖс (31)
0 1 ** м II ь X □ 9
X Г 1 1 )
Д|2) = р(2) —ру 1 т(х)йх 1,41 йх; (32)
О ’* л) || ил? и '
(33)
где б—'Толщина паяного шва; у — угол сдвига паяного
шва.
Пользуясь уравнением (19), получаем
дя = б/<3,[т(х), 4].
(34)
Подставляя значения Дь Д2 и Д3 из уравнений (31) —
(33) в уравнение (23), получаем:
+ б/(3)[т(х),/1] = хРа1). (35)
В уравнении (34) известны функции: /<2>, /<3> и Р.
Необходимо определить функцию т(х). Для решения это-
го уравнения при 6, отличающегося от 1& на достаточно
малую величину М, можно считать, что связь между де-
формациями и напряжениями не зависит от температуры
и выражается функциями Тогда уравнение
(34) примет вид:
^1<)|т/>(х)|-хГД1).(36)
Правая часть уравнения при заданном х представля-
ет собой постоянную величину. В уравнении (36) неиз-
вестно только т/, (х).
В результате первого шага вычислений, пользуясь ме-
тодом Эйлера или Рунге — Кутта [61], получим выраже-
ние т/, (х). Далее, пользуясь уравнением (26), опреде-
лим (х), о[р(х). По формулам (31), (32) и (34) оп-
ределим Д<Д(х), Д)Д (х) и Д|з>(х).
Второй шаг вычислений производится при ^2=4—
—2Д2. Начальными условиями для второго шага вычис-
ления являются результаты, полученные после первого
шага для (х), о[Д (х) и т^Дх).
При температуре 1г связь между напряжениями и де-
формациями будет иной, чем при температуре Л. По этой
причине напряжениям, полученным в результате первого
шага вычислений при и 1%, соответствуют деформации
е<2! (х) 11 (А)> которые отличаются от де-
формаций, полученных в результате первого шага вы-
числений при температуре 11.
Величины деформаций р<4 (х), ер (х) и у( (х)
(в дальнейшем исходные для данного шага вычислений)
могут быть определены из следующих уравнений:
См = Л.°М?(х)]; (37)
42 (X) = № К (X)]; (38)
(х) = № К (*)] ’ (39)
где /<1>, /<2>, /<3) — функции, выражающие связь между
напряжениями и деформациями при температуре /г
(рис. 5).
Рис. 5. График напряжения — де-
формации, иллюстрирующий урав-
нения:
4? = И1? МП;
4”=ДЦМП;
4” + 4? = &пМИ
Связь между напряжениями, возникающими после
охлаждения паяных образцов до температуры 12, и де-
формациями выразится следующим образом:
4’ (х) + $ (х) = $ [4° (х)]; (40)
42(х) + 4? (х) = /<? (х)]; (41)
к. (*)+и (*)] = № К(х)], (42)
где рр1 (х),е<2> (х),у, (х)—исходные (для второго
шага вычислений) деформации образцов твердого спла-
ва, стали и припоя; е'1’ (х), (х), у^ (х)—деформа-
ции, которые протекают в образцах твердого сплава, ста-
ли и паяном шве при изменении температуры с до /2;
^(х), /|2>(х); /р’(х) —функции, связывающие при тем-
пературе 12 напряжения с деформациями твердого спла-
ва, стали и припоя.
Проинтегрировав уравнения (40) и (41), получим:
*!;>>+={ с" <«>
о
(*) + АР (х) = / [/Р Н’ (X)] Ох. (44)
о
Исходное перемещение в паяном шве (для второго
шага вычислений) плюс перемещение, прошедшее при
изменении температуры с до 1ц, из уравнения (42), бу-
дет:
АР (х) + (х) = к, (х)], (45)
где др (х), Др (х) — исходные (для второго шага вы-
числений) перемещения сечения х образцов твердого
сплава и стали; Др (х) — исходное (для второго шага
вычислений) перемещение, обусловленное сдвигом в се-
чении х; Л}1), Д}2>, Др — перемещения сечения х образцов
твердого сплава, стали и паяного шва, вызванные изме-
нением температуры с до
Разность изменения линейных размеров образцов из
стали и твердого сплава на участке 0—х при изменении
температуры с до равная х[/г(/2)—Г(<1)], компен-
сируется за счет перемещений Др(х), Др (х) и др(х).
Следовательно:
ДЕ’ (X) + АР (х) + др (х) = х [Г (4) - Р &)]. (46)
Заменив в уравнении (46) Др(х), Др(х) и Др (х)
их значениями из формул (43) — (45) и выразив ор и
ор через [уравнение (26)], получим:
у а? Ут*.оо йх р*+/ Х
О Ь X -I О
[/ п
-^2, У оойх к*+$р оо] =
х -I
= Х8 [Г (/2) - Р &)] + др (х) 4- др (X) 4- др (х). (47)
Так как Др (х), Др (х) и Др (х) определены в
результате первого шага вычислений, то правая часть
уравнения (47) при заданном значении х превращается
в постоянную величину, а левая часть этого уравнения
выглядит так же, как и формула (36), которая нами уже
решалась при первом шаге вычислений.
Последовательно уменьшая температуру на Д{, 2Д/,
ЗД# и т. д., можно проследить изменение напряжений и
деформаций во всех частях паяного соединения при ох-
лаждении с температуры затвердевания припоя до тем-
пературы начала распада аустенита стали.
Рис. 6. Характер изменения линейных раз-
меров образцов из твердого сплава и ста-
ли в зависимости от температуры прн
охлаждении:
/ — образец твердого сплава; 2 — стальной
образец; температура солидуса при
поя; — температура начала распада
аустенита; —точка перегиба кривой
Температуре ?
Пусть температура (рис. 6) является температурой
начала распада аустенита. Поскольку структурное пре-
вращение сопровождается увеличением объема, то длина
стальной пластины увеличивается при охлаждении с тем-
пературы начала распада аустенита до температуры 6.
При этом длина твердосплавной пластины продолжает
уменьшаться. В результате происходит смещение сталь-
ной пластины относительно твердосплавной в обратном
направлении.
При охлаждении с температуры /д происходит раз-
грузка элементов паяного соединения; при этом можно
пользоваться законом Гука [62], так как связь между
деформациями и напряжениями будет линейной. При
полной разгрузке напряжения будут равны нулю. Даль-
нейшее увеличение линейных размеров стальной пласти-
ны приведет к увеличению напряжений обратного знака,
которые будут связаны с деформациями сначала линей-
но, пока деформирование проходит в упругой области, а
затем нелинейно. Так определяются функции р\ /<3>
при вычислениях в интервале температур (^,6). После-
довательно уменьшая температуру на Д#, 2Д# и т. д.,
можно проследить изменение напряжений и деформаций
во всех частях паяного соединения с температуры до
I, (см. рис. 6).
При переходе через температуру смещение сталь-
ной пластины относительно твердосплавной меняет знак.
Формирование функций Р\ 7(2) и /'(3> аналогично их фор-
мированию при переходе через При охлаждении с тем-
пературы в одних сечениях паяного соединения может
происходить разгрузка элементов паяного соединения, а
в других — дальнейшее их нагружение. Это объясняется
неравномерностью смещения стальной пластины отно-
сительно твердосплавной и неравномерностью деформа-
ции элементов паяного соединения вдоль оси х. Если в
интервале (Х1—х?) происходит разгрузка, то под дефор-
мациями е}’’ (Л1) ... (х2), е(%1) ... 8^ (х2), кото-
рые являются исходными для данного шага вычислений,
нужно понимать только упругие деформации.
Определив таблицу значений функций р\ /<2>, /<3> и
значения Д<*’ (х), Д^’ (х), Д(^ (х), можно продолжать
вычисления, уменьшая температуру до комнатной.
При последовательном уменьшении температуры пра-
вая часть уравнения (47) может быть вычислена. При
вычисления левой части это выражение не отличается
от уравнения (36).
ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ РАЗВИТИЯ НАПРЯЖЕНИЙ
И ДЕФОРМАЦИЙ ПРИ ПАЙКЕ ТВЕРДОГО СПЛАВА СО СТАЛЬЮ
Процесс развития деформаций и напряжений в паяном
соединении твердого сплава со сталью, как показано вы-
ше, описывается уравнениями (24), (25), (35), (36),
(47). Однако с помощью этих уравнений не удается вы-
разить в явной форме зависимость деформаций и напря-
жений, возникающих в паяном соединении твердого спла-
ва со сталью, от его геометрических параметров, физико-
механических свойств используемых материалов и тем-
пературы, изменяющейся в процессе охлаждения после
пайки. Поэтому подробная картина развития напряжений
и деформаций во всех элементах паяного соединения, по-
лученная в результате расчета при различных физико-
механических свойствах материалов, приведена ниже, а
здесь излагаются положения, которые могут быть опре-
делены при ближайшем рассмотрении выведенных урав-
нений.
Из представленных выше уравнений видно, что на-
пряжения, возникающие в твердом сплаве при пайке со
сталью, определяются не величиной разности сокращения
линейных размеров стали и твердого сплава, полученной
после изменения температуры припоя с солидуса до
комнатной, а характером изменения этой разности от
температуры и зависимостью механических свойств ис-
пользуемых материалов от температуры. Это следует
из того, что в уравнении (35) температура как независи-
мое переменное входит не только в его правую часть, но
и в левую. Иными словами, от температуры зависит не
только разность изменения линейных размеров твердого
сплава и стали, но и зависимость между напряжениями
и деформациями для стали, твердого сплава и припоя.
При одинаковых значениях разности сокращения ли-
нейных размеров стали и твердого сплава после измене-
ния температуры припоя с солидуса до комнатной на-
пряжения в твердом сплаве могут отличаться не только
по величине, но и по знаку. Это положение было под-
тверждено экспериментально и будет описано в гл. III
при рассмотрении влияния состава сталей и режимов ох-
лаждения после пайки на величину напряжений, возни-
кающих в твердом сплаве после пайки.
Силы, действующие вдоль оси X на твердосплавный
и стальные образцы, равны между собой [уравнение
(24)], следовательно, напряжения в этих материалах об-
ратно пропорциональны их сечениям.
Из уравнения (25) следует, что напряжения в твердом
сплаве ой)(л) при любой температуре меньше произве-
дения длины образца 21 на сопротивление сдвигу припоя
при этой температуре, деленному на высоту твердосплав-
ного образца:
I
2Ь ] 1 (х) йх
= * <п •-» <48)
где т не может быть больше предела прочности припоя
на сдвиг.
Следовательно:
о(1,(х)<2[/ — х]ткр/Л(0. (49)
При х=0 с^’Цх) будет иметь максимальное значе-
ние:
о^<2/т,!Х), (50)
где 2/ — длина образца; Л(1>— высота твердосплавного
образца; Ь — ширина образца; ткр — сопротивление при-
поя сдвигу при рассматриваемой температуре.
При заданных Л и х правая часть уравнения (36)
представляет собой постоянную величину, которая может
быть вычислена. Следовательно, при заданном перепаде
температур А/ сумма трех членов левой части уравнения,
в один из которых толщина паяного шва б входит как
сомножитель, равна постоянной величине. Что произой-
дет с величиной т(х), если увеличить толщину паяного
шва б?. В левой части уравнения (36) при заданном х
пределы интегрирования постоянны. Функции и
определяют свойства используемых материалов при
температуре 1\ и не зависят от чего-либо другого. Тол-
щины образцов твердого сплава и стали /г(1) и №> оста-
ются постоянными. Таким образом, единственной пере-
менной, изменение которой может привести к равенству
левой и правой частей уравнения (36), является т(х).
Увеличение б приводит к уменьшению т(х), что вызовет
уменьшение всех трех членов левой части уравнения.
Аналогичные рассуждения можно привести при сниже-
нии температуры не только с до А, но и при следующих
ступенях уменьшения температуры на А/: от до /2> от
/г до 1з и т. д. Следовательно, общий уровень напряжений
в паяном швст(х) и твердом сплаве о(1)(х), который ра-
вен: 2/й(1) ^т(х)йх, будет снижаться по мере увеличения
х
толщины паяного шва и увеличиваться по мере ее умень-
шения, что подтверждается практикой.
Величина напряжений в образце твердого сплава
о(1) (х) зависит еще от протяженности паяного шва (дли-
ны образцов), так как половина длины образцов /, вхо-
дит в пределы интегрирования. Максимальные напряже-
ния имеют место в середине образца твердого сплава при
х=0. При этом пределы интегрирования будут от 0 до I.
Увеличение протяженности паяного шва (длины образ-
цов) вызывает увеличение напряжений о(|)(х) в нем, а
уменьшение приводит к снижению этих напряжений, что
хорошо согласуется с практикой: при пайке в длинных
пластинах твердого сплава трещины наблюдаются чаще,
чем в коротких.
При увеличении толщины изделий из твердого сплава
величина напряжений в нем уменьшается, а в паяном
шве и изделиях из стали увеличивается. Для доказатель-
ства обратимся вновь к уравнению (36). Толщина изде-
лия из твердого сплава /г(|) входит только в коэффициент
2/М1’, стоящий перед выражением |т^(х)бк, следова-
X
тельно, увеличение 1г всегда приведет к уменьшению ве-
I
личины 2/Л(1) ^т<,(х)б!х, которая равна напряжению
X
(х), в образце из твердого сплава.
Из уравнения (17) видно, что е/Д = ^1,(°{р) представ-
ляет собой связь между напряжениями и деформацией
твердого сплава при температуре Естественно, что
уменьшение напряжений (х) в изделии из твердого
сплава никогда не может вызвать увеличения в нем де-
формаций, поэтому при увеличении /г4 величина первого
члена уравнения (36) уменьшается, а правая часть оста-
ется без изменения. Следовательно, второй и третий чле-
ны левой части уравнения должны увеличиваться. Это
может произойти при заданных хь /г2 и б только за
счет увеличения уровня т(х), что приведет и к увеличе-
нию ор. Это справедливо при каждом последовательном
уменьшении температуры, а значит, применимо и к ко-
нечным результатам, которые будут иметь место при
комнатной температуре.
Уменьшение величины /ц приводит к увеличению на-
пряжений в образце твердого сплава и уменьшению на-
пряжений в образцах из стали и паяном шве.
Рассуждая аналогично, получим, что увеличение тол-
щины изделия из стали приводит к уменьшению в нем
напряжений и увеличению напряжений в образце твер-
дого сплава и паяном шве. Уменьшение толщины изде-
лия из стали вызовет обратную картину.
Одновременное увеличение толщины изделий из твер-
дого сплава и стали приводит к уменьшению в них на-
пряжений и увеличению напряжений в паяном шве, так
как при увеличении &<*> и № первый и второй члены ле-
вой части уравнения (36) уменьшаются, а правая часть
остается без изменений. Равенство может быть достиг-
нуто только при увеличении значения третьего члена ле-
вой части уравнения (36), т. е. напряжений в паяном
шве т(х).
Уменьшение напряжений в паяном шве при одновре-
менном уменьшении толщины изделий из твердого сплава
и стали следует из рассмотрения того же уравнения (36).
Величина напряжений во всех элементах паяного сое-
динения в очень большой степени зависит от механиче-
ских свойств используемых материалов.
Рассмотрим вначале влияние механических свойств
используемых материалов на напряжения, возникающие
при температуре 1г——М. Для этого обратимся к урав-
нению (36). В каждом члене левой части этого уравнения
под знаками Рр, в квадратных скобках стоят вы-
ражения о1//, и тг . Чем меньшим будет сопротивле-
ние деформированию твердого сплава, стали и припоя
(чем меньше будет угол наклона кривых ер = («ф, *))
ер = Цр (ор) и (тр, рис. 5, тем при меньших
напряжениях сумма первого, второго и третьего членов
левой части этого уравнения достигнет величины правой
части. Из этого следует, что уменьшение сопротивления
деформированию твердого сплава, стали или припоя ве-
дет к уменьшению уровня остаточных паяльных напря-
жений во всем паяном соединении, а увеличение сопро-
тивления деформированию твердого сплава, стали или
припоя вызовет увеличение уровня остаточных паяльных
напряжений в паяном соединении. Эти рассуждения мож-
но было бы повторить для любых температур, меньших
/8 на пД/ вплоть до комнатной, если бы в процессе изме-
нения температуры не изменялись зависимости между
напряжениями и деформациями материалов.
При переходе от температуры Ц к температуре /2,
равной и—Д^, правая часть уравнения (36) изменяется и
приобретает вид х[/?(/2)— Р(^) + Др + Д^| 4- Др. В
левой части уравнения вместо /р, /р и /убудут /р,
/р и /<3), которые отражают связь между деформациями
и напряжениями материалов при температуре 12.
Величины Д«о1 зависят от изменения связи между на-
пряжениями и деформациями материалов при переходе
от температуры к /2, поэтому без последовательного
решения уравнений при температурах 12, /3 и т. д. не
удается в явной форме показать, что уменьшение сопро-
тивления деформированию любого компонента паяного
соединения приводит в конце охлаждения к уменьшению
напряжений во всех трех элементах паяного соединения.
Правая часть уравнения (36) хР(1) представляет со-
бой разность изменения длины образцов стали и твердо-
го сплава на участке Ох при уменьшении температуры с
до 11, отличающихся на ДЛ Если рассмотреть весь про-
цесс охлаждения паяного соединения от температуры
до комнатной, то разности изменения длины образцов
стали и твердого сплава на участке 0—х будут равны
хР(1). Р(1) зависит от физических свойств стали и твер-
дого сплава. Если для твердых сплавов наблюдается ли-
нейная зависимость длины от температуры, то для сталей
имеет место более сложная зависимость. Коэффициент
расширения стали зависит от ее микроструктуры, поэто-
му дилатометрическая кривая стали не может быть по-
строена без учета структурных превращений, протекаю-
щих при охлаждении. Превращения в сталях при темпе-
ратурах около 700° С, сопровождающиеся небольшим
увеличением объема, не оказывают существенного влия-
ния на ход развития напряжений и деформаций в образ-
цах из твердого сплава, стали и паяном шве при охлаж-
дении паяного соединения, так как при этой температу-
ре паяный шов мало сопротивляется деформированию и
не способен передавать большие усилия. Поэтому макси-
мальные напряжения в образцах из твердого сплава в
этом случае наблюдаются при комнатной температуре.
Иная картина наблюдается, если в стали при охлаждении
после пайки протекает мартенситное или бейнитное пре-
вращение.
Мартенситное или бейнитное превращение, протека-
ющее при сравнительно низких температурах (например,
начало мартенситного превращения 200—320°С), сопро-
вождается большим увеличением объема, которое приво-
дит к изменению направления деформирования паяного
соединения, что коренным образом влияет на напряже-
ния, имеющие место после охлаждения паяного соедине-
ния. В большинстве случаев мартенситное превращение
в стали приводит к изменению знака напряжений в твер-
дом сплаве.
Если в стали при охлаждении паяного соединения
протекают мартенситные превращения, то наибольшие
напряжения обычно возникают перед его началом.
Величина и характер изменения напряжений при ох-
лаждении могут быть определены только при решении
выведенных уравнений при заданных физико-механиче-
ских свойствах материалов, размерах образцов и толщи-
не паяного шва.
НАПРЯЖЕНИЯ И ДЕФОРМАЦИИ В ПРОЦЕССЕ ОХЛАЖДЕНИЯ
ТВЕРДОГО СПЛАВА И СТАЛИ ПОСЛЕ ПАЙКИ
Для определения напряжений и деформаций в качестве
исходных данных необходимо было иметь изменение ли-
нейных размеров образцов твердого сплава и стали при
охлаждении, а также связь между напряжениями и де-
формациями твердого сплава, стали и припоя при темпе-
ратурах от 20 до 900° С.
Температурный режим деформирования паяного сое-
динения твердого сплава со сталью Р(1) [уравнения (15),
(16), (22)] определяется разностью изменения линейных
размеров образцов из стали и твердого сплава при ох-
лаждении.
Изменение линейных размеров образцов из твердых
сплавов при нагреве и охлаждении пропорционально
температуре и определяется их коэффициентом линейно-
го расширения. Коэффициенты линейного расширения
твердых сплавов достаточно изучены [21, 22, 23, 63], по-
этому основное внимание было уделено исследованию за-
висимости линейных размеров образцов из сталей раз-
личного состава от температуры.
Коэффициенты линейного расширения сталей зависят
от их микроструктуры (аустенит, перлит, мартенсит
и т. д.); кроме того, в сталях при охлаждении протека-
ют структурные превращения, сопровождающиеся уве-
личением объема, которое в свою очередь зависит от пол-
ноты превращения [26—30]. Поэтому имеющиеся в ли-
тературе сведения о коэффициентах линейного расшире-
ния структурных составляющих сталей не дают возмож-
ности определить зависимость линейных размеров раз-
личных сталей от температуры при заданной скорости
охлаждения. Это вызвало необходимость эксперимен-
тального исследования зависимости изменения линейных
размеров изделий из стали от температуры при скоро-
стях охлаждения, близких к скоростям охлаждения ин-
струмента после пайки.
Развитие напряжений в паяном соединении твердого
сплава со сталью начинается при охлаждении после зат-
вердевания припоя. Температура солидуса большинства
припоев на медной основе близка к 900° С, поэтому зави-
симость изменения линейных размеров стали от темпера-
туры исследовали в интервале температур 900—20° С при
охлаждении на воздухе (средняя скорость охлаждения
18° С) и с изотермической выдержкой в печи (рис. 7—9).
Изменение линейных размеров образцов из стали исследовали
на специальной установке, которая состоит из двух электропечей, на-
греваемых с помощью силитовых стержней, подъемно-поворотного
устройства, кварцевой системы с индикатором типа 1МГМ с ценой
деления 0,001 мм, двух потенциометров типа ЭПД-12 и платина-пла-
тинородиевых термопар. Нагрев печи регулируют с помощью потен-
циометров и автотрансформаторов типа РНО-25-10.
Для исследования изготавливали цилиндрические стальные об-
разцы диаметром 3,5 мм и длиной 50 мм.
Для предохранения от окисления торцы образцов хромировали.
Скорости охлаждения образцов были близки к скорости охлаж-
дения реального инструмента после пайки. Спай термопары касался
образца. Нагрев образца проводили до температуры 900° С. Выдерж-
ка образца при этой температуре составляла 15 мин. После этого
система с образцом выводилась из печи и охлаждалась на воздухе
или с изотермической выдержкой в печи. Изотермическая выдержка
после достижения заданной температуры производилась в течение
20 мин. Последующее охлаждение проводили на воздухе.
В процессе нагрева и охлаждения фиксировали температуру и
изменение длины образца. По разности показаний индикатора чис-
ленно определяли изменение длины образца. В интервале темпера-
тур 900—400° С изменение длины образца фиксировали через каж-
дые 100° С, а в интервале температур 400—20° С — через каж-
дые 20° С.
Исследовали стали марок 45, 40Х, 35ХГСА, У8 и 45ХН, которые
применяются для изготовления корпусов металлорежущего и буро-
вого инструмента, а также стали мартенситного класса марок
18Х2Н4ВА, 35Х1ГСМА, 38ХНЗМФА и 45ХНМФА. Стали мартенсит-
ного класса представляли большой интерес, так как их использование
позволяет получить необходимые механические _ свойства стальных
корпусов инструмента, не прибегая к его резкому охлаждению пос-
ле пайки. Для сравнения использовали сталь 30, изменение линейных
размеров которой практически не зависит от скорости охлаждения.
Из графиков 7 и 8 следует, что все кривые изменения
линейных размеров образцов (А///) стали от температу-
ры можно разбить на три участка. Первый участок, от
900° С до начала структурного превращения, близок к
прямой линии, наклон которой определяется в основном
коэффициентом линейного расширения аустенита. Второй
участок характеризуется структурными превращениями
в стали, сопровождающимися увеличением линейных раз-
меров образца. Третий участок характеризуется сокра-
щением линейных размеров стального образца по мере
охлаждения. Наклон третьего участка кривых определя-
Рис. 7. Изменение линейных разме-
ров образцов I из твердого сплава
и стали при охлаждении от 900” С
до комнатной:
1 — твердый сплав ВД8В; 2 — твер-
дый сплав ВК15; 3 — сталь 30: 4 —
сталь У8; 5 — сталь 35ХГСА; 6 —
сталь 45ХН
Рис. 8. Изменение линейных раз-
меров образцов I из твердого спла-
ва и стали при охлаждении от
000° С до комнатной:
1 — твердый сплав ВК8В; 2 — твер-
дый сплав ВК15; 3 — сталь
18Х2Н4ВА; 4 —сталь 35Х2ГСМА;
5 — сталь 38ХНЗМФА; 6 — сталь
45ХНМФА
Рис. 9. Изменение линейных раз-
меров образца стали 38ХНЗМФА в
зависимости от температуры при
охлаждении с изотермической вы-
держкой в печи при 300” С
ется в основном коэффициентами линейного расширения
продуктов распада аустенита, однако на наклон кривых
может оказывать влияние продолжающийся в этом тем-
пературном интервале распад аустенита.
На рис. 9 представлена зависимость изменения линейных раз-
меров образцов стали мартенситного класса от температуры при ох-
лаждении с изотермической выдержкой в печи.
Температурный режим деформирования паяного соединения
Р(1) представляет собой разность между изменением линейных раз-
меров стального Ре(1) и твердосплавного Рг(1) образцов длиной
в 1 мм.
Для примера ниже представлены результаты вычисления Р(/)
для сталей марок 30 и 38ХНЗМФЛ:
Сталь 30, охлаждение на
воздухе:
температура, С . . Р (0 865 0 700 0,0010 600 —0,0008 400 0,0012
Сталь 38ХНЗМФА, ох- лаждение на воздухе: температура, °С . . 865 700 600 400
Р (0 0 0,0022 0,0038 0,0054
Сталь 38ХНЗМФА, изо- термическая выдержка при 400° С в течение 30 мин: температура, °С . . 865 600 500 400
Р (О 0 0,0022 0,0038 0,0064*; 0,0048**
Сталь 30, охлаждение на
воздухе: температура, °С . . Р (0 200 0,035 20 0,0049 —
Сталь 38ХНЗМФА, ох- лаждение на воздухе: температура, °С . . 250 120 20
Р (0 0,0077 0,0041 0,0039
Сталь 38ХНЗМФА, изо- термическая выдержка при 400° С в течение 30 мин: температура, °С . . 250 20
Р (0 0,0059 0,0033
* До выдержки.
♦* После выдержки.
Для твердых сплавов и сталей связь между деформациями и на-
пряжениями определяли при температурах 20, 200, 400, 600 и 800° С.
Скорость деформирования образцов из твердого сплава, стали и
припоя при проведении испытаний старались приблизить к скорости
деформирования этих материалов при охлаждении паяного соедине-
ния твердого сплава со сталью, так как при равенстве скоростей де-
формирования можно использовать полученные эмпирические зави-
симости для расчета. При этом процесс релаксации не будут искажать
полученные результаты.
До нагружения высоту цилиндрического твердосплавного образца
(й=8 мм, /;=16 мм) измеряли с точностью до 0,01 мм. После того как
образец был нагружен на испытательной машине типа ГМИ-50 и
охлажден, вновь измеряли его высоту. Изменение высоты представ-
ляло собой пластическую деформацию. Для определения общей от-
носительной деформации к относительной пластической деформации
прибавляли упругую деформацию, полученную из условия е=о/Д,
и находили связь между общей деформацией и напряжениями
[64—67].
В табл. 12 представлены результаты исследования зависимости
между деформациями и напряжениями твердого сплава марки ВК15
при температурах 20, 200, 400, 600 и 800° С.
Связь между деформациями и напряжениями сталей определя-
ли при испытании образцов на растяжение на установке ПРВ-203
при скорости деформирования 3,3 • 10-5 м/с.
Фотографируя образцы в процессе нагружения, определяли су-
жение ф как функцию температуры и напряжения. По величине от-
носительного сужения судили об истинном относительном удлине-
нии 6.
Из работ И. Г. Дондика и И. А. Одинга [66, 68] известно, что
истинное относительное удлинение связано с относительным суже-
нием зависимостью
6 = ф/(1 — ф),
которая использовалась нами.
В табл. 13 представлены результаты исследований зависимости
деформации растяжения стали марки 30 от напряжений при темпе-
ратурах 20—800° С.
Зависимость угла сдвига паяного шва от касательных напряже-
ний т и температуры исследовали при испытании на сдвиг специ-
альных образцов на универсальной испытательной машине типа
МУП-50. Каждый образец для испытания припоя представлял со-
бой один твердосплавный и два стальных прямоугольных паралле-
лепипеда, спаянных между собой симметрично внахлестку.
При пайке твердосплавного инструмента толщина паяного шва
обычно не превышает 0,3 мм. Измерение углов сдвига таких швов
представляет большие технические трудности, поэтому углы сдвига
измерялись в паяных швах толщиной 8—10 мм, полученных литьем.
До испытаний измеряли геометрические размеры паяного шва. При
температурах 20, 200° С образцы деформировали в течение 10—12
мин, при температурах 300—600° С — в течение 7—10 мин.
В процессе нагружения регистрировали деформацию сдвига
паяного шва и прилагаемое усилие. Перемещение в направлении
прилагаемой нагрузки, отнесенное к толщине паяного шва, пред-
ставляет собой тангенс угла сдвига (1^у), а отношение прилагаемой
нагрузки к площади паяного шва — напряжение сдвига (т).
Для построения каждой кривой напряжение—деформация полу-
чали от 10 до 25 точек.
В табл. 14 и 15 представлены результаты определения тангенса
угла сдвига припоя ЛМцЖ57-1,5-0,75 и ЛНКоМц49-9-0,2-0,2 от на-
пряжений при различной температуре (химический состав этих при-
поев приведен в табл. 4).
Наибольший интерес для изучения основных законо-
мерностей возникновения напряжений представляло ис-
следование влияния режимов охлаждения после пайки и
физико-механических свойств сталей и припоев на про-
цесс развития деформаций и напряжений в элементах
Таблица 12
ЗАВИСИМОСТЬ МЕЖДУ ДЕФОРМАЦИЯМИ И НАПРЯЖЕНИЯМИ ТВЕРДОГО СПЛАВА МАРКИ ВК15
ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Темпера- тура. °С Модуль упругое- ти* Е, МПа Предел пропор- циональ- ности а, МПа Напряжения при сжатии а, МПа, при относительных деформациях в, %
0,3 0,6 0,9 01,1 1.5 2 3 4 5
20 529 740 1 142 1 462 2511 2 943 3 120 __
200 519 930 1 079 1 687 2 060 2 443 2 629 2 943 — — .— —
400 510 120 1 040 1 177 1 766 2 129 2217 2 472 2 639 2 747 —. —
600 500 310 687 902 962 1236 1308 1432 1521 1648 — —
800 490500 294 491 746 844 893 961 1 001 1 040 1 089 1 167
* [21, 22].
Таблица 13
ЗАВИСИМОСТЬ МЕЖДУ ДЕФОРМАЦИЯМИ И НАПРЯЖЕНИЯМИ ДЛЯ СТАЛИ 30 ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Темпера- тура, °с Модуль упругос- ти* Е, МПа Предел текучести а, МПа Напряжения при растяжении о, МПа, при относительных удлинениях в, %
2 4 6 8 16 12 18 24 30
800 127 530 29 29 38 41 44 46 49 56 65 68
600 147 150 78 88 94 97 100 103 105 116 137 177
400 185 410 176 200 212 230 255 277 314 392 491 —
200 196200 255 279 311 324 341 353 377 471 579 —
20 200 120 294 304 324 343 363 363 394 457 569 —
2 * Марочник стали для машиностроения. М„ изд, НИИИМаш, 1965. 591 с. с ил.
^Таблица 14
ЗАВИСИМОСТЬ ТАНГЕНСА УГЛА СДВИГА ПРИПОЯ ЛМцЖ57-1,5-0,75 ОТ
НАПРЯЖЕНИЯ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Темпера- тура, °С Модуль упругости второго рода С, МПа Касательные напряжения тт, МПа Напряжения т, МПа, соответствующие тангенсу угла сдвига припоя (рад)
0,06 0,12 0,18 0,24 0,30 0,36 0,42 0,48 0,60
600 5,9 6.1 6,3 6,5 6,7 6,9 7,1 7,3 7,6 7,7
500 — 27,5 32,4 37,3 41,2 43,2 45,1 47,1 48,1 49,1 49,1
400 — 65,7 84,4 100,1 109,9 116,7 121,6 126,6 129,5 130,5 130,5
300 88,2 114,8 132,4 142,2 151,1 158,9 162,8 164,8 165,8 —
200 93,2 124,6 139,3 157,0 169,7 176,6
20 — 104 131,5 155,0 172,7 188,3 197,2 — — —
Таблица 15
ЗАВИСИМОСТЬ ТАНГЕНСА УГЛА СДВИГА ПРИПОЯ ЛНКоМц49-9-0,2-0,2
ОТ НАПРЯЖЕНИИ ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ТЕМПЕРАТУРАХ
Темпера- • гура, “С Модуль упругости второго рода О, МПа Касательные напряжения тт, МПа Напряжения т, МПа, соответствующе тангенсу угла сдвига припоя 1
0,06 0,12 0,18 0,24 0.27 0.30 0.33 0,48 0.51
600 31 392 19,6 27,4 33,4 37,3 41,2 43,2 __
500 33 354 44,1 62,8 67,7 70,6 72,6 73,6 —, —м
400 35 316 75,5 101,0 112,8 122,6 130,5 134,4 —-
300 36297 93,2 128,5 141,2 149,1 152,1 — —— —м
200 37 278 103,0 133,4 157,9 169,7 179,5 182,5 183,4 187,4 —м —м
20 39 240 117,7 137,3 157,9 173,6 184,4 191,3 195,2 203,1 217,8 225,6
паяного соединения твердого сплава со сталью. Поэтому
расчеты напряжений в твердом сплаве, стали и припое в
зависимости от температуры сделаны как при скоростях
охлаждения, близких к скоростям охлаждения бурового
инструмента (на воздухе), так и при охлаждении с изо-
термической выдержкой в печи. Как будет показано ни-
же, изотермическая выдержка в печи позволяет не толь-
ко получить благоприятную схему напряженного состоя-
ния твердого сплава, но и обеспечивает необходимые ме-
ханические свойства корпусов бурового инструмента при
использовании сталей мартенситного класса.
Вычисления проводились на ЭВМ «Промынь-2» по
методике, изложенной выше для образцов размером
54X12,5X4 мм при толщине паяного шва 0,3 мм.
Результаты вычислений величины остаточных паяль-
ных напряжений, возникающих в образцах твердого спла-
ва марки ВК15 и припое при пайке со сталями марок
30, У8, 45ХН, 35ХГСА, 38ХНЗМФА и 18Х2Н4ВА, пред-
ставлены на рис. 10, а—и. Напряжения, возникающие в
образцах из стали, не приведены, так как они равны по-
ловине напряжений, возникающих в твердом сплаве, и
противоположны по знаку. Напряжения в паяном образ-
це относительно его середины будут симметричны, поэто-
му на графиках представлены напряжения для одной по-
ловины образца. Точка х=0 соответствует середине об-
разца, а точка х=27— его концу.
Величины напряжений, полученные аналитическим
методом, проверяли экспериментально с помощью тен-
зодатчиков [69].
Для измерения сопротивления датчиков использовали четырех-
канальный усилитель типа ТУ-4М и мост постоянного тока МОД-58.
Датчики сопротивления типа ПК5-5-50 (база 5 мм) наклеивали на
паяный твердосплавный образец.
После наклеивания датчиков измеряли их сопротивление. Затем
растворяли припой в азотной кислоте (при этом стальные образцы
отделялись от твердосплавного) и вновь измеряли сопротивление
датчика.
В задаче рассматриваются длинные образцы с малым попереч-
ным сечением, поэтому поперечными силами можно пренебречь, и
напряжения могут быть определены по формуле
о=—ДЛ7?/(5/?), (51)
где Е — модуль упругости первого рода; АТ? — приращение сопро-
тивления датчика; л — сопротивление наклеенного датчика до уда-
ления стали и припоя; 5 — коэффициент тензочувствительности.
В табл. 16 представлены напряжения, полученные
аналитическим методом и определенные с помощью тен-
зодатчиков для двух типичных случаев распределения
напряжений в образце твердого сплава, охлажденного
после пайки на воздухе.
Из данных, представленных в табл. 16, видно, что ха-
рактер распределения напряжений, полученных аналити-
чески и с помощью тензодатчиков, одинаков; величина
напряжений, полученных с помощью тензодатчиков про-
порциональна напряжениям, полученным аналитически,
но превышает их по абсолютной величине в полтора ра-
за. По-видимому, это связано с тем, что сопротивление
Рис. 10. Напряжения в паяном соединении образцов твердого сплава (ВК15)
с изотермической выдержкой при 300° С в течение 1 ч (з).
а — сталь 30, припой Л63. Для температур, °С: 1 — 700; 2 — 600; 3 — 400;
680; 3 — 400; 4 — 200; 5 20; в — сталь 45ХН, припой Л63. Для температур
Для температур, “С: / — 600; 2 — 600; 3 — 400; 4 — 200; 5 — 20; д — сталь
250; 5 — 20; с — сталь 38ХНЗМФА, припой Л54ц}К57-1,5-0,76. Для температур.
деформированию тонкого паяного шва (0,2 мм) больше,
чем при паяном шве толщиной 8—9 мм, при ко-
торой исследовали механические свойства припоя. Ины-
ми словами, зависимость (г> 0» полученная при
деформировании паяного шва толщиной 9 мм, не сохра-
няется при переходе к паяному шву толщиной 0,2 мм,
при которой исследовали напряжения с помощью тензо-
6,0,91 МПа
Г, 9^1 МПа
Расстояние от центра оВризца х, мм
со сталью в процессе его охлаждения на воздухе {а, б, в, г, д. е, ж, и) н
о —напряжение в пластине твердого сплава; т — напряжение в паяном шве;
4 — 200; 5 — 20; б —сталь У8, припой Л63. Для температур, °С: 1 — 600- 2—
-С: У —600; 2 — 500; 3 — 400; 4—200; 5 — 20; г —сталь 35ХГСА, припой Л63
38ХНЗМФА, припой Л63. Для температур, °С: 1 — 600; 2 — 500" 3__ 400' 4_
°С: 1 — 600; 2 — 500; 3 — 400; 4 — 250; 5 — 20;
б, 3,61 МПа Т, $,В1МПо
Росстсяше от центра оЕрсзцо т, нм
Продолжение рис. 10
ж— сталь 38ХНЗМФА, припой ЛНКоМц49-9-0,2-0,2. Для температур, *С: / —
600; 2—500; 3 — 400; 4 — 250; 5 — 20; з—сталь 38ХНЗМФА, припой ЛНКоМц49-
9-0,2-0,2. Изотермическая выдержка в течение 1 ч. Для температур, *С: / —
600; 2— 500; 3— 400; 4— 300 (до выдержки); 5— 300 (после выдержки); 5—
20; и — сталь 18Х2Н4ВА. припой ПСр44. Для температур, °С: 1 — 600; 2 — 500;
3—360; 4 — 220; 5 — 20
Таблица 1р
НАПРЯЖЕНИЯ В ОБРАЗЦЕ ТВЕРДОГО СПЛАВА, ПОЛУЧЕННЫЕ
АНАЛИТИЧЕСКИМ МЕТОДОМ И С ПОМОЩЬЮ ТЕНЗОДАТЧИКОВ
(ОХЛАЖДЕНИЕ ПОСЛЕ ПАЙКИ НА ВОЗДУХЕ)
Марка стали Марка припоя X*. мм Напряжения с, МПа. полученные
методом аналити- ческим С помощью тензодатчика
30 Л62 0 —569 —903
38ХНЗМФА ЛНКоМц-49-9-0,2-0,2 0 —402 —608
21 372 549
* Расстояние от середины пластины твердого сплава.
датчиков, что, вероятно, связано с влиянием масштабного
фактора [70].
Из сопоставления кривых, изображенных на рис. 10, а
к б, с кривыми на рис. 3 видно, что в интервале темпера-
тур от солидуса припоя до начала структурного превра-
щения в образцах из стали и твердого сплава развива-
ются напряжения сжатия.
Структурные превращения в стали, сопровождаю-
щиеся увеличением объема, приводят к изменению направ-
ления деформирования и появлению в образце из твер-
дого сплава напряжений растяжения (кривая 2, рис. 10, а
и б). Дальнейшее охлаждение приводит к уменьшению
в образце из твердого сплава напряжений растяжения и
появлению напряжений сжатия.
Нелинейное изменение величины, а также изменение
знака напряжений в твердом сплаве по длине образца
обусловлены остаточными деформациями твердого спла-
ва, стали и припоя при комнатной и повышенных темпе-
ратурах.
Коэффициенты расширения структурных составляю-
щих стали больше, чем твердого сплава. Кроме того, ес-
ли стальной и твердосплавный образцы имеют одинако-
вую длину при температуре 900° С, то при изменении тем-
пературы до комнатной общее уменьшение линейных раз-
меров стального образца приблизительно в два с поло-
виной раза больше твердосплавного. Если бы в элементах
паяного соединения не протекали остаточные дефор-
мании и в процессе охлаждения не изменялась бы связь
между деформациями и напряжениями материалов па-
яного соединения, то в образце из твердого сплава всег-
да наблюдались бы только напряжения сжатия. Струк-
турные превращения у стали, в том числе и мартенситное
превращение, не приводили бы к возникновению в образ-
це из твердого сплава напряжений растяжения.
При пайке с углеродистыми сталями в образце из
твердого сплава при температуре 600° С возникают на-
пряжения растяжения. Величина этих напряжений неве-
лика, что обусловлено незначительным увеличением объ-
ема стали при перлитном превращении и малым сопро-
тивлением деформированию припоя в области этих
температур. Характер изменения напряжений в образце
из твердого сплава и паяном шве наглядно иллюстриру-
ют кривые на рис. 10, а и б.
При пайке со сталью 45ХН напряжения растяжения
в образце из твердого сплава возникают при температу-
ре 400° С (рис. 10,в). Величина этих напряжений не-
сколько больше, чем у углеродистых сталей, что обуслов-
лено более низкой температурой начала структурного
превращения (см. рис. 7) и большим его объемным эф-
фектом.
Наибольшее увеличение объема стали наблюдается
при мартенситном превращении, которое начинается при
сравнительно низкой температуре. Поэтому при пайке
со сталями мартенситного класса, в которых мартенсит-
ное превращение протекает не только при резком, но и
при медленном охлаждении, в образцах из твердого
сплава после охлаждения на воздухе возникают напря-
жения растяжения.
Типичным примером изменения напряжений в образ-
це из твердого сплава при охлаждении после пайки со
сталями мартенситного класса могут служить кривые,
изображенные на рис. 10,5. Из представленных данных
видно, что максимальные напряжения растяжения воз-
никают при комнатной температуре.
На рис. 10, е—и видно, что в образце из твердого
сплава, спаянном с образцом из стали мартенситного
класса (38ХНЗМФА и 18Х2Н4ВА), наблюдается рост
напряжений сжатия по всей длине твердосплавного об-
разца при охлаждении до температуры начала мартен-
ситных превращений (см. рис. 8). Напряжения и дефор-
мации в твердом сплаве распределяются неравномерно,
наибольших значений они достигают в середине образца.
Мартенситное превращение в стали сопровождается уве-
личением объема, что приводит к смещению стальной
пластины относительно твердосплавной в обратном на-
правлении. Очень часто при температуре начала мартен-
ситных превращений в средних сечениях паяного соеди-
нения абсолютная упругая деформация его элементов
больше, чем обратное смещение пластины относительно
твердосплавной, а в крайних сечениях наоборот. Поэто-
му в этих случаях мартенситное превращение снижает
величину напряжений сжатия в средних сечениях твер-
досплавного образца, а в крайних приводит к развитию
напряжений обратного знака (растяжение). Как видно
из рис. 10, д—и при пайке твердого сплава со сталью
мартенситного класса напряжения в нем достигают мак-
симальных значений при охлаждении до начала мартен-
ситного превращения; при комнатной температуре они
значительно меньше. Чем ниже температура начала мар-
тенситного превращения в стали, тем больше напряже-
ния в твердом сплаве при этой температуре.
Из представленных на рис. 10, а—д данных, получен-
ных на основе теоретических положений, выдвинутых ав-
тором, видно, что, изменяя только состав стали, можно
менять напряжения в изделии из твердого сплава, спа-
янном со сталью, от напряжений сжатия до растяжения.
Особое внимание следует обратить на то, что изменение
знака напряжений может быть достигнуто без резкого
охлаждения и изменения состава припоя.
На рис. 10, д—ж представлены кривые изменения на-
пряжений в образце твердого сплава в зависимости от
используемого припоя. Из представленных данных сле-
дует, что припой играет существенную роль в процессе
развития напряжений в твердом сплаве после пайки со
сталью.
Связь между механическими свойствами припоя и
напряжениями отражают уравнения, представленные в
гл. II, упростить которые, не искажая их сущности, авто-
ру не удалось.
Метод, предложенный нами, позволяет определить ве-
личину напряжений в паяном шве в процессе их разви-
тия (см. рис. 10,о—и).
Из практики известно, что при охлаждении твердо-
сплавного инструмента после пайки в паяном шве в не-
которых случаях возникают трещины, т. е. напряжения в
паяном шве твердосплавного инструмента достигают
предельных значений.
Сопоставление данных о предельных углах сдвига
припоев при различных температурах (см. табл. 14, 15)
с углами сдвига, соответствующими напряжениям в па-
яном шве, при охлаждении паяного соединения позволя-
ет ввести новое понятие, характеризующее припой [71].
Рис. II. Изменение Ку при
охлаждении после пайки
для различных припоев:
1 — Л63; 2 — ЛМцЖ57-1,5-
0,75; 3 — ЛНКоМц4Э-9-0.2-
0.2: 4 — ПСр44
Отношение фактического угла сдвига паяного шва к
предельному углу сдвига припоя назовем коэффициен-
том использования возможной деформации припоя Ку.
Определим значение Ку для припоя ЛНКоМц
49-9-0,2-0,2 в точке х=27 при температуре 600° С. При
этой температуре в точке х—27 напряжения равны
36,2 МПа (см. рис. 10,ж,т кривая/), чему соответствует
сдвиг припоя на 9 град. Предельным углом сдвига этого
припоя при 600° С является угол, равный 16,7 град. Сле-
довательно, коэффициент Ку для данного случая равен
0,54. Полученное число показывает, что в данной точке
при заданной температуре деформация припоя составля-
ет 54% от предельной. Аналогично можно определить Ку
для остальных припоев. Результаты вычислений представ-
лены на рис. 11. Из этого графика следует, что Ку припоя
ПСр44 во всем интервале температур охлаждения будет
меньше, чем у остальных припоев. Из практики известно,
что после пайки коронок для пневмоударников этим
припоем в паяном шве трещин не наблюдалось. При пай-
ке коронок другими припоями в большинстве случаев в
паяном шве возникали трещины. Отношение действи-
тельного угла сдвига припоя к предельному достигает
наибольших значений при температурах 250—400° С.
Кривые изменения напряжений, определенные на ос-
нове теоретических расчетов в образцах из твердого
сплава, изготовленных из материалов и по режимам, оп-
тимальным для изготовления перфораторных коронок и
коронок для пневмоударников, представлены на рис. 10, з
и и. Естественно, что величина и даже знак напряжений
при переходе от образцов к коронкам не всегда сохра-
няется, так как они зависят в очень большой степени
как от конфигурации и размеров паяемых изделий, так
и от места, где они определяются. Однако, сопоставляя
данные о напряжениях, возникающих в твердосплавных
образцах, с напряжениями в твердосплавном инструмен-
те и изменяя используемые материалы, режимы пайки и
термообработки, можно в желаемом направлении изме-
нять напряжения в пластине твердого сплава инстру-
мента.
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ РЕЖИМОВ,
ПРИМЕНЯЕМЫХ ПРИ ПАЙКЕ ИНСТРУМЕНТА И ЗАКАЛКЕ СТАЛИ,
НА СВОЙСТВА ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
В процессе пайки инструмента нагрев и охлаждение
стали и твердого сплава невозможно провести раздельно.
Поэтому необходимо знать влияние режимов нагрева и
охлаждения, используемых при пайке и закалке стали,
на свойства твердых сплавов.
Влияние термообработки на механические свойства
изделий из твердых сплавов следует рассматривать с
двух точек зрения:
влияние термообработки на свойства твердого спла-
ва — материала;
влияние термообработки на остаточные напряже-
ния в изделиях из твердого сплава, которые возника-
ют при неравномерном нагреве или охлаждении вслед-
ствие остаточных деформаций отдельных участков из-
делия.
Термическая обработка твердого сплава, с одной сто-
роны, приводит к изменению состава кобальтовой фазы,
с другой — вызывает остаточные напряжения в изделиях
из твердых сплавов, влияющие на их эксплуатационную
прочность и даже в некоторых случаях приводящие к об-
разованию трещин в них.
Исследованию влияния термообработки на свойства
твердых сплавов посвящены работы И. Н. Чопоровой и
Е. А. Щетилиной [72—77], В. И. Третьякова [21],
П. К. Михайловой [78] и других авторов [79—87]*.
В результате этих работ установлено, что при дли-
тельной выдержке при температурах 1000° С карбид
вольфрама растворяется в кобальтовой фазе. Равновес-
ная растворимость вольфрама в кобальтовой фазе зави-
сит от содержания в ней углерода. По мере увеличения
температуры увеличивается равновесная растворимость
вольфрама в кобальтовой фазе. Увеличение содержания
углерода в кобальтовой фазе приводит к смещению рав-
новесной растворимости вольфрама в сторону уменьше-
ния. Охлаждение с той или иной скоростью после нагре-
ва приводит к распаду твердого раствора; при быстром
охлаждении (например, при закалке в жидких средах)
кобальтовая фаза остается обогащенной вольфрамом и
углеродом. Увеличение содержания вольфрама и углеро-
да в кобальтовой фазе приводит к изменению ее механи-
ческих свойств и дилатометрической кривой твердого
раствора на основе кобальта при охлаждении. Кроме то-
го, при быстром охлаждении процесс релаксации в ко-
бальтовой фазе, имеющей больший, чем карбид воль-
фрама, коэффициент линейного расширения, может про-
исходить медленнее, чем развитие напряжений. Все это
оказывает влияние на фазовые микронапряжения в спла-
ве, от которых зависит прочность твердого сплава. Еще
одним фактором, влияющим на изменение свойств твер-
дого сплава при термообработке, является его исходное
состояние, которое обусловлено составом кобальтовой
фазы и величиной фазовых микронапряжений. Наличие
нескольких факторов, оказывающих влияние на свойст-
ва твердых сплавов, как в исходном состоянии, так и
после термообработки, действующих одновременно, при-
вело к противоречивым результатам, полученным раз-
личными исследователями. По мнению П. К. Михайловой
[78], закалка твердого сплава приводит к повышению его
прочности при изгибе, по мнению Н. В. Мойновой и др.
[82], наоборот. Обычно изменение прочности твердых
сплавов в зависимости от термообработки незначительно.
Температура плавления припоев на медной основе,
применение которых для твердосплавного инструмента,
с нашей точки зрения, обосновано, за очень редким ис-
ключением не превышает 950° С. Температура пайки ин-
*УО1В1 К1аиБ. Пат. (ГДР), № 91352, 1972.
струмента превышает температуру плавления припоя на
30—50° С, поэтому при пайке твердый сплав нагревают
до температуры, не превышающей 1000° С. Выдержка при
этой температуре обычно не превышает 1 мин.
По данным И. Н. Чепоровой и Е. А. Щетилиной
[75, 76], насыщение кобальтовой фазы вольфрамом и
углеродом начинается с температуры 1000° С, происхо-
дит путем диффузии в твердом состоянии и становится
заметным лишь при выдержках в несколько часов. Вы-
держка же при указанных выше температурах в процес-
се пайки весьма мала, поэтому нет оснований ожидать
сколько-нибудь заметного изменения состава кобальто-
вой фазы, а следовательно, и изменения прочностных
свойств твердого сплава при пайке.
На основании изложенного в первом приближении
можно считать, что нагрев до температуры пайки и ох-
лаждение твердого сплава (материала, а не изделия из
него) не влияют на его прочность.
Отличительной чертой всех работ, посвященных влия-
нию термообработки на свойства твердых сплавов, явля-
ется оценка прочности последних по сопротивлению из-
гибу штабиков, имеющих небольшие размеры (5Х5Х
Х35 мм). Необходимо отметить, что после медленного
охлаждения изделий из твердого сплава их прочностные
характеристики практически не зависят от размеров.
При быстром охлаждении изделий из твердого сплава
прочностные характеристики тесно связаны с их разме-
рами и конфигурацией. Это объясняется тем, что сниже-
ние эксплуатационной прочности твердых сплавов при
динамических нагрузках вызывается не температурой, до
которой они нагревались, а температурными градиента-
ми, возникающими в процессе нагрева и охлаждения.
Резкое охлаждение изделий из твердых сплавов с
температуры 1000° С (температура, близкая к температу-
ре пайки инструмента) приводит в ряде случаев к обра-
зованию трешин. Появление трещин связано также с со-
ставом твердого сплава и режимами термообработки. В
табл. 17 представлено влияние скорости охлаждения,
марки твердого сплава и размера пластин на образова-
ние трещин в них [86].
Из представленных в табл. 17 данных видно, что при
скорости охлаждения 15—25° С/мин (охлаждение в гра-
фитовой крупке и на воздухе) в изделиях из твердых
сплавов трещин не образуется. Увеличение скорости ох-
Таблица 17
ОБРАЗОВАНИЕ ТРЕЩИН В ПЛАСТИНАХ ТВЕРДОГО СПЛАВА
РАЗЛИЧНЫХ МАРОК В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ФОРМОРАЗМЕРА
И СКОРОСТИ ОХЛАЖДЕНИЯ ПОСЛЕ НАГРЕВА ДО ТЕМПЕРАТУРЫ 1000 °С
Марка сплава Формо- размер Число пластин, в которых образо- вались трещины, %, ирн скорости охлаждения, °с/мин Марка спла- ва Формо- размер Число пластин, в которых образо- вались трещины, %, при скорости охлаждения, °С/мин
200 | 500 200 | 500
Т15К6 0201*1 0 0 0231 0 100
0227*8 35 35 0251 0 100
0231*3 100 100 ВК8 0201 0 35
0251*« 100 100 0227 0 35
Т5Д10 0201 0 0 0231 0 100
0227 0 35 0251 0 100
0231 0 65 ВК4 0201 0 0
0251 0 100 0227 0 35
ВК6 0201 0 35 0231 0 100
0227 0 100 0251 0 100
*' Форма 0201 размер пластин 8Х7Х2.5 мм.
•2 Форма 0227, размер пластин 18X16X6 мм
*3 Форма 0231. размер пластин 22X18X7 мм.
Форма 0251, размер пластин 35X20X10 мм.
При скорости охлаждения 15 н 25°С/мин Трещины в пластмассах твердого
сплава не образуются.
лаждения приводит к образованию трещин, особенно в
пластинах большого размера, причем из всех исследо-
ванных сплавов наиболее сильно резкое охлаждение ска-
зывается на сплаве Т15К6.
Испытания изделий из твердых сплавов при ударно-
циклических нагрузках после нагрева до температур
600, 800 и 1000° С и охлаждения с различными скоростя-
ми показали, что резкое охлаждение в жидких средах
приводит к уменьшению сопротивления разрушению
(число циклов снижается до восьми раз).
На рис. 12 показано влияние термообработки на
прочность пластин из твердых сплавов ВК15 и ВК8В
формы Г118 при ударно-циклических нагрузках и проч-
ность пластин из твердых сплавов ВК4 и Т15К6 формы
0231 (ГОСТ 2209—66) при фрезеровании (рис. 13).
Необходимо отметить, что приведенные выше резуль-
таты получены при исследованиях с выдержкой сплавов
при заданной температуре в течение 20 мин, поэтому
данные о влиянии нагрева, полученные в этой работе,
нельзя переносить на пайку инструмента, так как в этом
случае время выдержки при заданной температуре всег-
да менее 1 мин. Влияние времени выдержки обусловлено
тем, что при большей выдержке более полно протекают
процессы диффузии вольфрама и углерода в кобальт, а
при времени выдержки менее 1 мин и температуре 1000° С
нет оснований ожидать сколько-нибудь заметного изме-
нения состава кобальтовой фазы. Однако сравнивая
прочность пластин, охлаждаемых медленно и быстро,
следует сделать вывод о том, что резкое охлаждение от-
рицательно влияет на прочность изделий из твердых спла-
вов при ударно-циклических нагрузках. Поэтому в про-
цессе изготовления инструмента, испытывающего при
эксплуатации динамические нагрузки, резкое охлажде-
ние не рекомендуется.
Рнс. 12. Влияние термообработки на прочность пластин из твердых
сплавов ВК15 (а) и ВК8В (б) формы Г-118 при ударно-циклических
нагрузках. Охлаждение в графитовой крупке (/), на воздухе (2), в
масле (3), в воде (4)
чех. 600 000 1000 исх. ООО 000 1000
Температура цагреОа, °С
Рис. 13. Влияние термообработки на прочность пла-
стин из твердых сплавов ВК4 (с) н Т15К6 (б) фор-
мы 0227 при фрезеровании. Охлаждение на воздухе
(У), в масле (2)
Наряду с изложенным М. Г. Лошак [87] с успехом
внедрил на ряде заводов термообработку матриц из спла-
ва В Кб, заключающуюся в нагреве сплава до температу-
ры 1200° С в соляных ваннах с последующим охлаждени-
ем в подогретом до температуры 40—60° С масле.
Здесь необходимо отметить, что термообработке подвер-
гались матрицы цилиндрической формы, работающие в
условиях статического сжатия, близкого к всесторон-
нему.
При термообработке по рекомендуемому режиму ко-
бальтовая фаза обогащается легирующими элементами,
однако полученное автором повышение стойкости мат-
риц более чем на 30% не согласуется с изменением проч-
ности штабиков, термообработанных по тому же режиму
(отсутствие заметного повышения прочности). Это дало
основание полагать, что существуют другие механизмы,
обусловливающие повышение стойкости матриц.
Один из таких механизмов рассмотрен Н. Ф. Болхо-
витиновым [88], который указывает на возможность по-
вышения прочности при изгибе стальных образцов из-за
того, что в их поверхностных слоях имеются остаточные
напряжения сжатия.
Из работы [86] следует, что при одинаково резком
охлаждении большие изделия разрушаются, а изделия
малых размеров из того же сплава не разрушаются. Это
позволило сделать предположение о том, что возможны
случаи, когда в результате температурных градиентов,
вызванных охлаждением, возникают напряжения ниже
предела прочности твердого сплава, но выше его предела
текучести при данной температуре. В этом случае в из-
делии из твердого сплава будут протекать остаточные
деформации и после охлаждения оно будет находиться в
напряженном состоянии. При этом поверхностные слои
изделия будут сжаты вследствие того, что в процессе
резкого охлаждения они имели меньшую температуру, а
следовательно, и меньший линейный размер, чем внут-
ренние.
При неравномерном температурном поле наружные
слои были растянуты, а внутренние сжаты. При наличии
остаточных деформаций наружные слои удлинились по
сравнению с внутренними, поэтому после выравнивания
температур наружные слои оказались сжатыми, а внут-
ренние растянутыми.
Эта гипотеза была проверена с использованием пря-
моугольных образцов из твердого сплава марки ВК6 раз-
мером 17X17X150 мм.
Штабики увеличенных размеров по сравнению со
стандартными (5X5X35 мм) были выбраны потому, что
в изделиях крупных размеров можно было ожидать
большие перепады температур, чем в изделиях малых
размеров.
Рис. 14. Эпюра остаточных на-
пряжений, вызванная резким
охлаждением прямоугольного
образца нз твердого сплава
Рис. 15. Эпюра, полученная при наложении эпюры остаточных напряжений
на эпюру напряжений, вызванных изгибом образца:
с —эпюра остаточных напряжений; б — эпюра, вызванная изгибом образцов;
в —эпюра, полученная после наложения эпюры остаточных напряжений на
эпюру, вызванную изгибом образца
Предполагалось, что эпюра остаточных напряжений
после резкого охлаждения должна иметь вид, изображен-
ный на рис. 14. Наложение эпюры остаточных напряже-
ний на эпюру напряжений, возникающих при испытании
образцов на изгиб, показало, что она принимает вид,
изображенный на рис. 15.
Как отмечалось ранее, сопротивление растяжению
твердого сплава намного ниже, чем сопротивление сжа-
тию, поэтому при изгибе ответственными за разрушение
являются напряжения растяжения.
Сопоставление расчетных напряжений растяжения*
вызванных изгибом, с истинными напряжениями растя-
жения (полученными после наложения эпюры остаточ-
ных напряжений) свидетельствует о том, что истинные
напряжения меньше расчетных. Если гипотеза об оста-
точных напряжениях справедлива, то должно наблюдать-
ся увеличение прочности термообработанных изделий из
твердого сплава (но не самого твердого сплава).
При исследованиях эти образцы разделили на три
группы. Образцы первой группы шлифовали, снимая с
каждой стороны одинаковый слой, до размера 17\17Х
Х150 мм и испытывали на изгиб (исходные образцы).
Вторую группу образцов этой же формы шлифовали
до того же размера, а затем подвергали термообработке
по режиму, разработанному М. Г. Лошаком, и испытыва-
ли на изгиб (термообработанные образцы).
Третью группу образцов, имеющих после спекания
размеры 22X22X150 мм, сначала подвергали термооб-
работке, а затем с каждой стороны образца снимали слой
толщиной 2,5 мм, после чего образцы испытывали на из-
гиб (термообработанные со снятым напряженным слоем).
Снятие поверхностного слоя в 2,5 мм позволило для
всех вариантов использовать образцы одинаковых раз-
меров и удалить дефектный слой. Таким образом, пред-
ставилась возможность сопоставлять прочность в исход-
ном и термообработанном состоянии, а также термооб-
работанных образцов после удаления напряженного по-
верхностного слоя, что позволило выяснить роль остаточ-
ных макронапряжений. Результаты испытаний представ-
лены ниже:
°изг' %
МПа /о
Исходные образцы.................... 687 100
Термообработанные образцы............1315 191
Термообработанные образцы со снятым
напряженным слоем в 2,5 мм . . . . 520 77
Из данных, приведенных выше, видно, что термооб-
работанные изделия прочнее исходных. При снятии по-
верхностного напряженного слоя у термообработан-
ных образцов происходит снижение прочности изделий
при изгибе до уровня исходных. На основании изложен-
ного можно сделать вывод о том, что термообработка
-твердых сплавов не только приводит к изменению их
свойств, но и вызывает в изделиях из них остаточные
напряжения, величина которых тем больше, чем больше
изделие и скорости изменения температуры при термо-
обработке.
Количественную оценку роли изменения свойств
тведрого сплава (материала) при термообработке и ос-
таточных напряжений в изделиях из них пока сделать
не представляется возможным по следующим причи-
нам. Влияние различных режимов термообработки на
прочностные характеристики твердых сплавов в настоя-
щее время изучено недостаточно, а влияние остаточных
напряжений, возникающих при термообработке, на эк-
сплуатационную прочность изделий из твердых сплавов
зависит не только от их величины, но и от равнодейст-
вующей схемы напряженного состояния в изделиях из
твердого сплава, которая получается при наложении
схемы напряженного состояния, вызванной эксплуата-
ционными нагрузками, на схему остаточных напряже-
ний. Остаточные макронапряжения при благоприятном
сочетании со статическими напряжениями, вызванными
эксплуатацией изделий из твердого сплава, дают в ряде
случаев положительные результаты. При динамических
нагрузках остаточные макронапряжения могут в неко-
торых случаях привести к преждевременному разруше-
нию твердосплавных изделий, что подтверждается в
работе [86], поэтому о целесообразности термообработ-
ки изделий из твердого сплава, предназначенных для
тех или других видов инструмента, следует подходить
с большой осторожностью.
Глава III
ЗАВИСИМОСТЬ ВЕЛИЧИНЫ
ОСТАТОЧНЫХ ПАЯЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ ОТ ИСПОЛЬЗУЕМЫХ
МАТЕРИАЛОВ И РЕЖИМОВ ПАЙКИ
Теоретическое исследование процесса развития де-
формаций и напряжений, возникающих при охлаждении
паяного соединения, приведенное в предыдущей главе,
позволило установить связь между физико-механичес-
кими свойствами используемых материалов и процес-
сом развития напряжений в паяном соединении твер-
дого сплава со сталью.
Полученные зависимости могут служить теоретичес-
кой базой при рассмотрении процесса развития дефор-
маций и напряжений, возникающих при пайке любых
разнородных материалов. Однако практически оценка
уровня остаточных паяльных напряжений при разра-
ботке вариантов технологии пайки на основе установ-
ленных зависимостей оказывается весьма трудоемкой,
так как для получения исходных данных требуется не
только детально исследовать механические свойства
всех используемых материалов при комнатной и высо-
ких температурах, но и получить их дилатометрические
кривые при различных скоростях охлаждения. Если
получение дилатометрических кривых при малых ско-
ростях охлаждения обычно не вызывает затруднений,
то снятие этих кривых при больших скоростях охлаж-
дения требует уникального оборудования. Кроме того,
каждый вариант пайки должен просчитываться на ЭВМ.
При изменении хотя бы одного фактора (сталь, режим
охлаждения, твердый сплав, припой) задачу приходит-
ся решать вновь на ЭВМ.
Учитывая большую номенклатуру сталей, припоев
и твердых сплавов, а также возможных режимов
охлаждения, работа эта оказывается весьма трудоем-
кой, а достижение цели — длительным.
С целью сокращения трудоемкости исследований
влияния используемых материалов и режимов пайки на
величину остаточных паяльных напряжений в твердом
сплаве была разработана простая методика определе-
ния этих напряжений в охлажденном паяном соедине-
нии твердого сплава со сталью.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО-РАСЧЕТНАЯ МЕТОДИКА
ОПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ ПРИ ПАЙКЕ СО СТАЛЬЮ
Для разработки экспериментально-расчетной методи-
ки определения напряжений, возникающих в твердом
сплаве в процессе пайки, необходимо было отыскать
достаточно точный и простой способ измерения дефор-
маций и установить их связь с напряжениями.
Как уже отмечалось выше, известны способы оп-
ределения деформаций в твердом сплаве после пайки
со сталью методом измерения линейных размеров (с
помощью отметок, наносимых до пайки) [8] и измере-
ния стрелы прогиба паяных образцов твердого сплава
и стали [3,7].
Способ определения деформации твердого сплава с
помощью стрелы прогиба является менее сложным и в
паяных образцах твердого сплава и стали позволяет по-
лучать достаточную точность измерения, так как дефор-
мация паяного образца (стрела прогиба) в несколько
сот раз превышает цену деления простейших индикатор-
ных измерительных устройств.
Связь между упругой деформацией спаянных образ-
цов и напряжениями, возникающими в них, может быть
определена из рассмотрения следующей задачи.
Два образца прямоугольной формы (один стальной,
другой твердосплавный) паяют между собой.
Во время охлаждения после пайки независимое из-
менение линейных размеров стали и твердого сплава
становится невозможным, а разность сокращения ли-
нейных размеров этих материалов приводит к их изги-
бу, вызванному усилиями, возникающими в процессе ох-
лаждения.
.При отсутствии трещин в образце из твердого спла-
ва или разрывов в припое величина разности измене-
ний линейных размеров твердого сплава и стали рав-
на сумме деформаций паяного шва и образцов из твер-
дого сплава и стали.
Так как сопротивление деформированию каждой со-
ставной части паяного соединения зависит не только
от механических свойств материала, но и от геометричес-
ких размеров спаянных деталей, то распределение де-
формаций и напряжений между паяным швом и образ-
цами из твердого сплава и стали связано с геометричес-
кими размерами последних.
Изложенный ниже метод определения напряжений,
возникающих в процессе пайки, может быть использо-
ван только для узких прямоугольных образцов твердо-
го сплава и стали, имеющих различную высоту. Это
дает возможность выяснить вйияние соотношения вы-
сот образцов и толщины паяного шва на величину воз-
никающих напряжений. Кроме того, пользуясь предла-
гаемой методикой, можно определить влияние марок
твердого сплава, стали и припоя, а также режима на-
грева и охлаждения с температуры пайки на величину
напряжений в паяном соединении твердого сплава со
сталью.
Для определения величины и распределения напря-
жений по измеренным деформациям отделим мысленно
образец из твердого сплава от стального и рассмотрим
отдельно эти образцы, уравновесив их соответствующи-
ми силами. Так как напряжения, вызванные разностью
изменения линейных размеров образцов из твердого
___|—------/Припои
Твердый । сплав
Сталь
Рис. 16. Схема сид, действующих в
образце
сплава и стали, могут пере-
даваться только через пая-
ный шов, то в нем будут воз-
никать деформации сдвига
и напряжения т, направлен-
ные вдоль паяного шва.
Силами, возникающими
в поперечном направлении,
пренебрегаем, так как для
узких образцов их величина
мала и находится в преде-
лах ошибки опыта. Величи-
на касательных напряже-
ний, действующих вдоль па-
яного шва, будет равна ру-
лю в середине образца (так
как образец симметричен) и
достигать наибольшей вели-
чины на его краях, где пере-
мещение твердого сплава относительно стали достигает
максимума. Касательные напряжения в паяном шве бу-
дут создавать внецентренное сжатие образца из твердого
сплава.
Величина усилия Рть создающего внецентренное
сжатие в произвольном сечении твердого сплава, рас-
положенном на расстоянии х от середины образца (при
положительном радиусе кривизны, ко1да сокращение
размеров стали больше сокращения размеров твердого
сплава), будет:
I
Ргг =—Ъ \т:(х)с1х,
X
(52)
где Ь — ширина образцов твердого сплава и стали; т —
касательные напряжения в припое; х—расстояние от
середины образца до выбранного сечения; / — половина
длины образца.
Сила Рт1 может быть заменена другой силой Р\, рав-
ной ей по величине и направлению, но приложенной
в центре образца, и моментом ЛЬ (рис. 16):
м*=(-|-)(-р<.)=-т'1тИ‘11’ <м>
X
где Й1 — высота образца твердого сплава.
Тогда напряжения в сечении х твердосплавного об-
разца аь вызванные силой выразятся:
I I
О1=—А-=—-А-Ст(х)ах=---------^-(т(х)Лх. (54)
к х
Рассуждая аналогично, получим для стального образ-
ца:
^, = ь]т(х)ах; (55)
X
I
о2 = С т (х) йх; (56)
«2
X
X
где индексом 2 обозначены те же величины для сталь-
ного образца.
В общем случае нет оснований считать, что изгиба-
ющие моменты М1, действующие на образец из твер-
дого сплава, и М%, действующие на образец из стали,
вызовут почти одинаковые деформации (радиусы кри-
визны) стального и твердосплавного образцов. Однако
в связи с тем, что образцы спаяны, деформироваться
они могут только вместе, причем радиус кривизны твер-
досплавной пластины будет отличаться от стальной
только на толщину образца, которая обычно на три по-
рядка меньше радиуса кривизны.
Если принять, что в паяном шве действуют только
напряжения, направленные вдоль него, и деформации
изгиба вызваны только этими напряжениями, то приш-
лось бы прийти к выводу, что моменты, действующие на
образец из твердого сплава и стали, во всех случаях
независимо от толщины твердосплавных и стальных
образцов должны вызвать в этих образцах почти оди-
наковые деформации, что невозможно. Следовательно,
в общем случае в паяном шве, кроме напряжений, на-
правленных вдоль него, имеются напряжения, действу-
ющие нормально к плоскости спая и создающие мо-
менты: т\ в образце из твердого сплава и т2 в образ-
це из стали. Величина этих моментов изменяется по
длине образца, но в каждом сечении т\ = — т2. Следо-
вательно, деформации в любом сечении твердосплав-
ного образца вызываются усилием Р\ и моментом Л!
который равен
^1общ ~ (58)
Деформация в этом сечении стального образца бу-
дет .вызываться усилием Р2=—Р\ и моментом ТИ2Общ.
который равен
^2общ — ^2- (59)
1Л . 1 М л
Из формулы — =--------- имеем для образца твердого
р Е7
сплава
(«»
Для стального образца
лл Е2
™а°бщ- 12(р_А1)
(61)
Напряжения от изгибающих усилий на поверхности
твердого сплава О1ИЗГ и стали о2изг будут равны:
^1ивг ~ Ж1общ/г1; (62)
®2И8Г ~ л18оеЛ (63)
где — момент сопротивления Твердосплавного об-
разца; №2— момент сопротивления стального образца.
Подставляя из уравнений (60) и (61) значения
Л4юбщ и Мгобщ и выражая и через Ь/4/6 и Ьй1/6, по-
лучим:
О1изг —
2р
(64)
01И8Г--
2(р —Л1)'
Определим 01 и о2 из уравнений (53) и (57). Силы
Р1 и Рт, равны, следовательно:
1 2МХ = = ; (66)
о °2 — „ • (67)
ЛГ1 и Л42 определяем, складывая уравнения (60) и
(61). Подставляя вместо ЛТюбщ и ЛТ2общ их значения из
уравнений (58) и (59), получим:
М1 + Л12 = —
12 12
^2^2
Р—
(68)
Р
Из уравнений (53) и (57). имеем:
= (69)
Подставляя в уравнение (68) значения М2 из урав-
нения (69), получим:
М! = | 12^ + М ’ 1 ^2^2 \ (70)
( р р —Л1/
2И2 = М—1 12(й1+Л8) ’ 1 р ^2 **2 р—Й1/ (71)
Подставляя значения Л41 и М2 в уравнения (66) и
(67), получим:
1 /Е.й? Е2йП (72)
01 6МЙ1 + Л2) \ р р —Л1/
1 / Ех$ ( е2лП (73)
2 6ЛЯ(Л1+Л1) \ р Р —Й1/
Определим суммарные напряжения, действующие
вдоль образцов: на внешней поверхности образца из
твердого сплава оюбщ, на поверхности образца из твер-
дого сплава, прилегающей к паяному шву а'1о6щ, на по-
верхности образца из стали, прилегающей к припою
а&>б1ц> на внешней поверхности образца из стали Огобщ:
^Хобщ ~ ^1ИВГ 4* (74)
О') общ ~— О1ИЗГ 4- щ;
°2общ °2изг °2’
®20бЩ ~ ®2ИВГ + <?2-
(75)
(76)
(77)
Подставляя в уравнения (74) — (77) значения
а1изг, О1, О2изг> »2 из уравнений (64), (65), (72), (73), по-
лучим:
о -Е*Ь- 1 . ^2^2
1<ЛЩ 2р бйНйу+йг) \ Р Р—А».
(78)
с’ = 1 | 1вв,ц 2р 6МЙ14-ЛЯ) ’ (Е.Л? е./й\ Ш-4--1А ; (79) 1 р р—Л1/
» — ^2^2 1_____1______ (^1^1 . ^2^2 .
2общ 2(р —йу) 6МЛ1 + Л2) \ Р Р —Л1/
п । | 1 20бщ 21Р-Ы 6МА14-Й2) ' (81) 1 Р Р—V
Учитывая, что йу, меньше р в 100—1000 раз, для прак-
тических целей можно принять, что радиус кривизны
твердосплавного образца равен радиусу кривизны
стального образца. Тогда расчетные формулы могут
быть упрощены:
<82)
<83)
о' = К й2 +------------------(Е. й? + Е, Й3\]. (84)
2обЩ 2р [ 2 2 ЗМЙ1+Л2) 1 1 1 2
а2обш =— 4- К Л2----------Ц (Я. Й? + Е, /й) ]. (85)
2°бщ 2р [ 2 2 + 1 1 1 2 2'] ' '
При измерении деформаций паяных образцов было
видно, что по мере удаления от концов образца радиус
кривизны уменьшается, достигая некоторой величины,
затем остается практически постоянным. Это свиде-
тельствует о том, что касательные напряжения % в па-
яном шве на участке, где радиус кривизны постоянен,
равны нулю, а на концах образца достигают макси-
мальной величины. Для образцов размером 53Х12.5Х
Х4 мм уменьшение радиуса кривизны происходит на
участках, удаленных от концов образца на 5—10 мм.
Измерение радиуса кривизны у твердосплавных об-
разцов после пайки и механического удаления стали и
припоя показало, что в процессе пайки в образце твер-
дого сплава протекают пластические деформации.
Поэтому использование в расчете кривизны, образо-
вавшейся после пайки, привело бы к завышению величи-
ны напряжения. В связи с этим при подсчете напряже-
ний, возникающих в процессе пайки, вместо кривизны,
образовавшейся после пайки 1/рп, использовали раз-
ность между этой кривизной и кривизной 1/рОСт твердо-
сплавного образца после удаления стали и припоя. Та-
ким образом, в расчете используют только упругие де-
формации образца, дающие возможность определить
фактические напряжения, имеющиеся в образцах после
пайки.
Пластические деформации, протекающие в паяном
шве в процессе охлаждения, не вносят ошибку при опре-
делении напряжений, так как расчет учитывает только
те силы, которые фактически действуют после охлажде-
ния образца.
Радиус кривизны паяных образцов определяли по
стреле прогиба. На рис. 17 показана схема образования
прогиба образца, где /п— стрела прогиба образца твер-
дого сплава после пайки; /ОСт — стрела прогиба твердого
сплава после удаления стали и припоя.
Упругая деформация твердосплавного образца может
быть определена по формуле
1 9
—(Ги-и)- (86)
Рресч *
Подставляя значения 1/ррасч из уравнения
уравнения (82) — (85), получим:
О1об1Ц
®^1общ
°2общ
Оаобщ
__ /п — /ост р 1. _^1 ^1 ^2 ^2~! #
Р Г*"1 ЗМ^ + ^Г
_____/п — /ост Р р I ^1 ^1 ~Ь ^2 ^2
Р 1 1 + зм*г+й2).:
_ /п — /ост 2? 1 ^1 ^1 ~1~ ^2 ^2
Р 2 2 ЗМЛх + Лг)]’
__ /п — /ост [ 2? ^2 ^1
в к ЗЛЦй^-}-да) I
(86) в
(87)
(88)
(89)
Значение /п считается положительным, если с выпук-
лой стороны находится твердый сплав, и отрицательным,
если с выпуклой стороны находится сталь.
Пример расчета.
Образцы из твердого сплава марки ВК15 с образцами из стали
СтЗО спаяны медью МО с толщиной паяного шва 0,03 мм.
Размеры образцов: 2/1 = 53 мм, = 12,5 мм, Л] = 4 мм; 24 =
= 53 мм, = 12,5 мм, Ла = 4 мм.
Е\ = 437588 Н/мМ0~в, Е2 = 197081 Н/мМ0-«.
Твердый сплаб
Стрела прогиба после пайки:
й,=0,346 мм; стрела прогиба пос-
ле снятия стали: /Ост=0,131 мм.
Сталь
Рис. 17. Схема образования Рис. 1В. Эпюра напряжений в твердо-
стрелы прогиба образцов сплавном и стальном образцах после
пайки
Твер-
дый
сплаВ
Сталь
Подставляя в уравнения (87)—(90) полученные значения де-
формации и размеры образцов, получим:
(0,000346 — 0,000131) Г
--------бдей------ [«7588-№-
- "о.оом^йи'+о.айГ +
+ 197081-10®-0,00043)] = 505.21 МПа;
. (0,000346 — 0,000131)
°1общ— 0,02652
437588-10® +
4---------------------------(437588-10®-0.00043 +
3-0,0004(0,0004 + 0,0004)'
+ 197081-10«-0,00043)
=—804,42 МПа.
. (0,000346 — 0,000131)
°2о<йц — 0,0265’
197081-10® +
4----------------------------(437588-10®-0,00043 4-
3-0,0004(0,00044-0,0004) '
4-197081 - 10в-0,00048)| = 380,62 МПа;
(0,000346 — 0,000131) Г „ л
--- [‘97081-Юв-
“ з:о.оЬ5Г(о,ооо44-~о.о?о4Г (437588’ 10в-°’()0043+
+ 197081 • 10е-0,0004®)] =_ 90,25 МПа.
На рис. 18 изображена эпюра напряжений в образцах после
пайки.
НАПРЯЖЕНИЯ ВОЗНИКАЮЩИЕ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ ПРИ ПАЙКЕ СО СТАЛЬЮ,
В ЗАВИСИМОСТИ ОТ ИСПОЛЬЗУЕМОЙ СТАЛИ,
РЕЖИМА ОХЛАЖДЕНИЯ ПОСЛЕ ПАЙКИ,
ПРИПОЯ И ТОЛЩИНЫ ПАЯНОГО ШВА
В процессе пайки между собой твердосплавных и сталь-
ных образцов прямоугольной формы 6,5X10X60 и 4Х$Х
Х32 мм последние изгибаются и стрела прогиба состав-
ляет (450—500) и (16—39) мкм [2, 3, 7].
Используя несложные методы измерения, такую ве-
личину прогиба паяных образцов можно измерить с точ-
ностью до 3 мкм (рис. 19).
При выборе размеров образцов для исследования исходили из
следующих соображений:
1. Образец должен быть достаточно длинным, чтобы, измеряя
стрелу прогиба, получить достаточную точность измерения.
2. Длина образца должна быть ограничена так, чтобы в процес-
се пайки в нем не возникали трещины.
3. Толщина образца должна быть минимальной, так как увели-
чение его толщины приводит к уменьшению стрелы прогиба, но не
должна быть менее 4 мм, так как изготовление более тонких об-
разцов связано с определенными технологическими трудностями.
4. Образец должен быть достаточно узким, чтобы при расчете
можно было бы пренебречь поперечными силами.
Исследование, проведенное при пайке образцов различных раз-
меров, показало, что наиболее полно отвечают этим требованиям
образцы размером 53X12,5x4 мм.
При исследованиях использовали образцы стали и твердого
сплава одинаковых размеров, так как в этом случае наблюдаются
максимальная стрела прогиба [2, 3].
Поверхности твердосплавных и стальных образцов шлифовали
с целью получения заданных размеров и достаточной чистоты.
У твердосплавного образца отмечали сторону, по которой должны
были проводить замеры. До пайки эту сторону покрывали обмаз-
кой, состоящей из'графита и жидкого стекла (1:2 по объему), пре-
дохраняющей поверхность твердого сплава от окисления.
На рис. 20 показано измерение стрелы прогиба образ-
цов.
Образцы паяли на высокочастотных установках в
графитовых формах, позволяющих уменьшить темпера-
турные градиенты в образцах при нагреве.
Рис. 19. Приспособление для замера стрелы прогиба па-
яных образцов
Рис. 20. Измерение стрелы прогиба образцов твердого сплава:
а — до пайки; б — спаянного со стальным образцом; в — после удаления ста-
ли и припоя
Величины напряжений, полученные по разработан-
ной методике на образцах размеров 53X12,5X4 мм, срав-
нивали с напряжениями в этих же образцах, определен-
ными с помощью тензодатчиков сопротивления (методи-
ку измерений см. с. 120).
В табл. 18 представлены результаты определения ве-
Таблица 18
НАПРЯЖЕНИЯ НА ВНЕШНЕЙ ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДОГО СПЛАВА, ОПРЕДЕЛЕННЫЕ ПО ВЕЛИЧИНЕ СТРЕЛЫ ПРОГИБА
(СТАЛЬ 30, ТВЕРДЫЙ СПЛАВ ВК15, ПРИПОЙ Л63) И С ПОМОЩЬЮ ТЕНЗОДАТЧИКОВ СОПРОТИВЛЕНИЯ
№ образ- ца Напряжения, определенные с помощью датчиков сопротивления Напряжения, определенные по величине стрелы прогиба
сопротивление • • 'наклеенного датчика, Ом изменение сопротив- ления. Ом напряже- ние на поверх- ности твердого сплава. МПа стрела прогиба до пайки /0. МКМ стрела прогиба после пайки мкм деформа- ция. мкм стрела прогиба после удаления стали и припоя /ост- мкм упругая деформа- ция. мкм пласти- ческая дефор- мация, мкм напряже- ния на поверх- ности твердого сплава. МПа
после пайки после удаления стали и припоя
1 51,895 51,778 —0,117 485,5 59 362 303 160 202 101 485,5
2 51,930 51,816 —0,114 475,8 63 408 345 198 198 210 500,3
3 51,921 51,808 —0,113 468,9 84 374 290 171 203 87 485,5
4 52,083 51,945 —0,138 569,0 180 464 284 255 209 75 500,3
5 52,037 51,891 —0,146 578,8 62 368 306 155 213 93 510,1
6 51,843 51,722 —0,121 500,3 67 353 286 139 214 72 513,1
7 52,033 51,969 —0,134 549,4 60 340 280 131 209 71 500,3
8 52,039 51,893 —0,146 578,8 128 413 285 198 215 70 514,0
9 52,090 51,974 —0,116 480,7 53 381 328 179 202 126 484,6
10 52,093 51,963 —0,180 537,6 108 382 279 178 204 75 486,6
Примечание. Средняя величина напряжений, определенных с помощью датчиков сопротивления 521,0 Мпа, а средняя ве-
2 личина напряжений, найденных по величине стрелы прогиба 498,3 Мпа.
личины напряжений на поверхности образца твердого
сплава по изложенной методике и с помощью проволоч-
ных тензодатчиков сопротивления [69].
Как видно из приведенных данных, сходимость ре-
зультатов дает основание считать, что напряжения по
разработанной методике и с помощью проволочных тен-
зодатчиков сопротивления определяются с достаточной
точностью.
ВЛИЯНИЕ МАРКИ СТАЛИ И РЕЖИМА ОХЛАЖДЕНИЯ
ПОСЛЕ ПАЙКИ НА ВЕЛИЧИНУ НАПРЯЖЕНИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ
Теоретическое рассмотрение процесса развития напряже-
ний, возникающих в твердом сплаве при пайке со сталью,
изложенное выше, показывает, что структурные превра-
щения, протекающие в стали при охлаждении паяного
соединения и определяющие его режим деформирования,
оказывают наибольшее влияние на величину этих напря-
жений.
В процессе охлаждения с температуры пайки сталь
претерпевает структурные превращения, которые зави-
сят не только от температуры, но и от химического соста-
ва стали, а также от скорости охлаждения. Коэффициен-
ты термического расширения структурных составляющих
стали являются величиной, специфической для данной
фазы [89]. Твердые растворы у (аустенит) и а (мартен-
сит) имеют резко разнящиеся между собой коэффициен-
ты теплового расширения.
Кроме того, у->а-преврашение стали сопровождается
изменением объема за счет перестройки атомно-кристал-
лической решетки. Конечная структура стали определя-
ется содержанием в ней углерода, степенью ее легирова-
ния и скоростью охлаждения.
Исследования влияния состава стали и режима ох-
лаждения на напряжения, возникающие в твердом спла-
ве при пайке, проводили по экспериментально-расчетной
методике, изложенной выше.
Остаточные паяльные напряжения исследовали при
пайке твердых сплавов с углеродистыми сталями, с леги-
рованными сталями, используемыми в промышленности
для изготовления корпусов инструмента, и сталями мар-
тенситного класса, которые на основании предваритель-
ных соображений казались наиболее перспективными
Таблица 19
ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ ИССЛЕДОВАННЫХ СТАЛЕЙ. %
Марка стали с 81 Мп Сг М Мо V XV
СтО 0,03 0,15 . __
30 0,28 —. 0,38 0,06 0,14 —- — .—
50 0,54 .— 0,30 0,10 0,13 — — —
У8 0,85 0,19 0,35 0,13 0,16 .—- .—- —
35ХГСА 0,35 0,97 1,34 1,20 0,31 —— —- —
45ХН 0,45 0,25 0,66 0,39 1,08 —— — -—.
18Х2Н4ВА 0,12 0,16 0,50 0,87 3,82 0,14 0,07 0,87
38ХНЗВА 0,38 0,24 0,37 1.21 3,12 —> — 0,57
38ХНЗМФА 0,39 0,27 0,41 1,32 3,22 0,40 0,15 .—
45ХНМФА 0,57 0,15 1,23 0,92 0,42 0,29 0,15 0,06
для изготовления корпусов бурового инструмента удар-
ного действия.
В табл. 19 представлен химический состав использу-
емых сталей. Стальные образцы паяли латунью марки
Л63 с образцами из твердого сплава ВК1Б. Толщина
паяного шва составляла 0,03 мм*.
После пайки образцы охлаждали по трем режимам:
на воздухе, в графитовой крупке и масле.
Определяли напряжение, действующее вдоль образ-
цов в твердом сплаве [на поверхности (щ), у припоя
(О1)], в стали [у припоя (о2) и на поверхности (о2)].
Наиболее опасными при изготовлении инструмента
являются напряжения растяжения, которые обычно воз-
никают при пайке инструмента в поверхностных слоях
твердого сплава, поэтому в настоящей работе представ-
лены только данные о величине этих напряжений щ.
Кроме того, на паяных образцах замеряли твердость
стали и изготавливали шлифы для исследования ее мик-
роструктуры.
В табл. 20 представлены результаты определения на-
пряжений, возникающих в твердом сплаве после пайки
с выбранными сталями, при средних скоростях охлажде-
ния 0,1; 0,23; 2,67° С/с.
* При пайке шлифованных образцов без каких-либо специальных
прокладок, проволоки или выступов условно считалось, что толщина
паяного шва равна 0,03 мм.
Таблица 20
НАПРЯЖЕНИЯ В ПАЯНЫХ ОБРАЗЦАХ ТВЕРДОГО СПЛАВА
СО СТАЛЬЮ В ЗАВИСИМОСТИ ОТ МАРКИ СТАЛИ И РЕЖИМА
ОХЛАЖДЕНИЯ__________
Напряжения, МПа
Я м Ё. в твердом сплаве в стали
Марка стали рость охл ия после г вС/с С5 СО ж 8 р* я (- о & к я и ей X О. о |угая деф( ия, мкм во внеш- нем поверх- ностном 8.x Сх . ф о а* «и р а ₽ шешяем »рхност- слое е и о
5 ® Я ф « Ё & ф КС Е «г « слое ф сх ДЧЕ и Ф СХ И Ч Е * « я ф д
СтО 0,1 70 210 500 —873 422 —98
0,23 69 206 491 —853 412 —98
2,67 68 201 481 —755 363 —88 —
30 0,1 60 206 491 —775 373 —88 129
0,23 58 200 471 —755 363 —88 126
2,67 53 201 471 —755 363 —88 149
50 0,1 26 206 481 —775 373 —88 210
0,23 40 203 481 —765 363 —78 207
2,67 35 -67 —157 245 —118 29 578
У8 0,1 35 202 471 —746 363 —88 260
0,23 92 193 461 —736 353 —88 260
2,67 5 1 — 141 -333 530 —255 59 690
35ХГСА 0,1 36 100 255 —412 196 —49 240
0,23 34 72 167 —275 128 —29 285
2,67 33 — 31 —69 88 —39 10 510
45ХН 0,1 76 123 134 - 481 235 —59 210
0,23 40 97 226 —353 118 —33 260
2,67 77 —127 —304 471 235 59 530
18Х2Н4ВА 0,1 71 —24 —59 88 —49 10 360
0,23 58 —19 —49 59 —39 7,8 395
2,67 54 —32 —78 118 —59 19 390
38ХНЗВА 0,1 94 —122 —284 451 —216 49 480
0,23 55 —129 —304 491 —235 50 480
2,67 66 —100 —206 383 —186 49 520
38ХНЗМФА 0,1 89 —122 —184 461 —176 59 530
0,23 71 — 105 —245 392 —108 49 530
2,67 85 —93 —215 353 —98 49 540
45ХНМФА 0,1 106 —95 —226 353 —177 39 504
0,23 71 —128 —304 481 —235 59 550
2,67 71 - 114 —275 432 —216 49 620
Как видно из табл. 20 и рис. 21, при пайке с углероди-
стыми сталями и медленном охлаждении 0,1 и 0,23° С/с
в поверхностном слое твердого сплава возникают напря-
жения растяжения, величина которых не зависит от со-
держания углерода в стали. Увеличение скорости охлаж-
дения до 2,67° С/с при пайке малоуглеродистых сталей
практически также не влияет на величину напряжений.
Рнс.^ 21. Напряжения, возникающие в поверхностном слое твердого сплава
(О ) при пайке со сталью в зависимости от содержания углерода в послед-
ней и режима охлаждения:
о. — охлаждение в графитовой крупке; б — охлаждение иа воздухе; в — охлаж-
дение в масле
Иная картина наблюдается при быстром охлаждении
сталей с содержанием 0,54 и 0,85% С. При быстром ох-
лаждении этих сталей происходят структурные превра-
щения, сопровождающиеся значительным увеличением
объема стали, вследствие которых в поверхностном слое
твердого сплава возникают напряжения сжатия.
Микроструктура различных сталей после охлаждения
в графитовой крупке (скорость охлаждения 0,10°С/с),
на воздухе (скорость охлаждения 0,23° С/с) и в масле
(скорость охлаждения 2,67° С/с) представлена на
рис. 22, а, бив (I, II, III) и рис. 22, е и д (II и III).
Микроструктура сталей с содержанием углерода 0,28
(сталь 30) и 0,54 % (сталь 50) после охлаждения в гра-
фитовой крупке или на воздухе состоит из феррита и
перлита (рис. 22, а! и а1Г, рис. 22,67 и 6/7), а у стали с
содержанием углерода 0,85% (У8) — из перлита (рис.
22, е7), т. е. микроструктура стабильна, а величина оста-
точных паяльных напряжений в твердом сплаве практи-
чески одинакова.
С увеличением скорости охлаждения сталей с содер-
жанием углерода 0,54 и 0,85 % в поверхностном слое
твердого сплава возникают напряжения сжатия, микро-
структура сталей (рис. 22,6Ш и рис. 22, в! И) нестабиль-
на (мартенсит).
После пайки твердого сплава со сталями марок
35ХГСА и 45ХН увеличение скорости охлаждения также
приводит к изменению знака напряжений в поверхност-
ном слое твердого сплава (рис. 23). Это изменение на-
пряжений в твердом сплаве при различных скоростях ох-
лаждения также связано с микроструктурой стали.
Рис. 22. Микроструктура сталей марки:
а — 30; I — охлаждение в графитовой крупке; II — охлаждение иа воздухе;
III — охлаждение в масле. Х200; 6 — 50; в — У8; г — 18Х2Н4ВА; д—45ХНМФА
(при печати рис. а. б. в уменьш. на 3А)
Мартенситная микроструктура как углеродистых ста-
лей, так и сталей 35ХГСА и 45ХН соответствует напря-
жениям сжатия в поверхностном слое твердого сплава.
Напряжения, возникающие в поверхностном слое
твердого сплава при пайке со сталями 18Х2Н4ВА,
38ХНЗВА и 45ХНМФА при различных скоростях охлаж-
дения, представлены на рис. 24. Микроструктура этих
сталей состоит из троостомартенсита и остаточного аусте-
нита и практически не зависит от скорости охлаждения.
Микроструктура сталей 18Х2Н4ВА и 45ХНМФА по-
казана на рис. 22, г и 22,д11 и III. При сопоставлении
микроструктуры, изображенной на этих фотографиях, с
величиной остаточных паяльных напряжений в твердом
сплаве графика на рис. 24 видно, что скорость охлажде-
ния паяного соединения твердого сплава с этими сталя-
ми оказывает незначительное влияние на микрострукту-
ру сталей и уровень остаточных паяльных напряжений в
твердом сплаве.
Величина напряжений так же, как и при использова-
нии углеродистых сталей, зависит от содержания углеро-
Рис. 24. Напряжения в поверхност-
ном слое твердого сплава, возника-
ющие в процессе пайки со сталями
45ХНМФА (/), 38ХНЗВА (2) и
18Х2Н4ВА (3), в зависимости от
скорости охлаждения
Рис. 23. Напряжения в по-
верхностном слое твердого
сплава, возникающие в про-
цессе пайки со сталями
45ХН (/) и 35ХГСА (2) в
зависимости от скорости
охлаждения
да; с увеличением содержания углерода напряжения
сжатия в поверхностном слое твердого сплава увеличи-
ваются.
В табл. 20 представлены результаты определения ос-
таточных паяльных напряжений в образцах из твер-
дого сплава ВК15, спаянных припоем марки Л63 со ста-
лями различных марок, в зависимости от состава послед-
них и режима охлаждения после пайки.
Как видно из табл. 20, твердость стали марки 30 и
сталей мартенситного класса 18Х2Н4ВА, 38ХЗМФА и
45ХНМФА почти не зависит от скорости охлаждения.
Иная картина наблюдается для сталей марок 50, У8,
35ХГСА и 45ХН, где твердость резко возрастает с увели-
чением скорости охлаждения. Напряжения в твердом
сплаве после пайки со сталью марки 30 и сталями мар-
тенситного класса также практически не зависят от ско-
рости охлаждения, в то время как при использовании ста-
лей марок 50, У8, 35ХГСА и 45ХН скорость охлаждения
сильно влияет на величину напряжений, изменяя их от
напряжений растяжения до напряжений сжатия.
Аналогичные результаты были получены при исполь-
зовании вместо твердого сплава ВК15 твердых сплавов
других марок.
Для изменения напряжений в твердом сплаве при его
пайке со сталями 50, У8, 35ХГСА и 45ХН необходимо из-
менять скорости охлаждения.
Увеличение скорости охлаждения инструмента после
пайки отрицательно влияет на механические и эксплуа-
тационные свойства твердых сплавов [90], поэтому сле-
дует сделать вывод, что для изменения величины или
знака напряжений, возникающих в твердом сплаве при
пайке со сталью, следует применять стали, которые за-
каливаются при охлаждении на воздухе.
ВЛИЯНИЕ СОСТАВА ПРИПОЯ НА ВЕЛИЧИНУ НАПРЯЖЕНИЙ
И ДЕФОРМАЦИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ
ПРИ ПАЙКЕ СО СТАЛЬЮ
Для пайки твердого сплава рекомендовано большое чис-
ло припоев [7, 24, 25; 33—38; 91—96] латуни и бронзы,
легированных никелем, марганцем, алюминием и т. д., а
также многокомпонентные серебряные припои. Однако
применение того или иного припоя не получило должного
обоснования, а экспериментальные данные многих авто-
ров носят противоречивый характер.
Если выбор припоя с точки зрения прочности паяного
шва может быть сделан на основании знания условий ра-
боты инструмента, смачиваемости паяемых поверхностей
припоем и механических характеристик его, то для полу-
чения минимальных напряжений в паяном инструменте
выбор припоя может быть решен только в комплексе с
выбором марки стали и режимов охлаждения для каж-
дого вида инструмента отдельно.
Некоторые авторы [1, 3, 7] пытались исследовать
влияние припоя на величину напряжений, однако им уда-
лось получить только качественную и весьма приближен-
ную картину, так как используемые методики определе-
ния напряжений были несовершенными1.
1 Недостатки методик были указаны во введении.
Таблица 21
ХИМИЧЕСКИЙ СОСТАВ И ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
Марка припоя Химический состав, %
Си | М | Ы+Со Мп 2п АЯ | А1 |
МО 99,95 — - — — — —
Л63 62 — — — 38 — —
Куниаль А Ост. —. 13 0,5 — - 3
АНМц 0,6-4-2 92,5— 96,7 3-4 — 1,5—2,5 — — 0,4— 0,6
МНМц 68-4-2 62—68 4—5 — 1,5—2,5 Ост. — —
ПСр44 26—28 1,5— 2,5 — 2,5—3,5 14—18 44—45 —
ПСр40 16,7 0,3— 0,5 — —’ 17 40 —
Влияние припоя на величину напряжений, возникаю-
щих в твердом сплаве при пайке со сталью, в настоящей
работе исследовалось нами при использовании наиболее
распространенных для твердосплавного инструмента при-
поев по методике, изложенной выше.
Химический состав и физико-механические свойства
припоев приведены в табл. 21. Припои отличаются друг
от друга многими параметрами, однако при разработке
или выборе припоя для твердосплавного инструмента в
первую очередь следует учитывать его температуру плав-
ления, интервал кристаллизации, а также прочность,
пластичность, сопротивление деформированию и зависи-
мость этих характеристик от температуры.
Исследование влияния припоя на величину напряже-
ний, возникающих в твердом сплаве марки ВК.15 при
пайке со сталями марок 50, 18Х2Н4ВА и 45ХНМФА, про-
водили по изложенной ранее методике.
Толщина паяного шва во всех случаях составляла
0,3 мм.
Как показано выше, при охлаждении с температуры
пайки в стали 30 протекает эвтектоидное превращение с
небольшим увеличением объема (АГз =723°С), а в стали
марки 45ХНМ.ФА —мартенситное превращение, начина-
ющееся при низкой температуре Л4н=250° С и сопровож-
ПРИПОЕВ
О Е « » - Ь ь Е к оср пая- ного шва, МПа ав, МПа в, % ан, МДж/м2
Сй 81 20 °С 200 "С 20 °С 200 “С 20 °С 200 °С
— 0,05 1083 — 157— 176 294 35—40 3—4 1,47 0,19
— — 904 167 255— 226 275 28 33 1,37 0.98
— — 1145 — 373 — 13 — 0,49
— 0,2 1035 235 201 114 69 14,5 1,96 0,58
— 0,3 920 211 260 265 63,7 10,7 1,57 0,44
8 — 800 167 471 471 25 — — —
26 — 605 161 — - — 24 — —
дающееся большим увеличением объема. Относительно
напряжений, возникающих в твердом сплаве при пайке,
эти стали можно рассматривать как предельные случаи,
а сталь 18Х2Н4ВА как промежуточный {Мц—370° С)
[97].
В табл. 22 представлены результаты исследования
напряжений, возникающих в твердом сплаве при пайке
различными припоями со сталями марок 30, 18Х2Н4ВА
и 45ХНМФА.
Результаты исследований показывают, что, несмотря
на различие физико-механических свойств используемых
припоев, напряжения в твердом сплаве при пайке со
сталью 30 припоями на основе меди остаются почти по-
стоянными. Некоторое снижение напряжений наблюда-
ется при пайке припоями на основе серебра марок
ПСр44 (на 8%) и ПСр40 (на 33%).
Большее влияние свойств припоя на остаточные де-
формации, чем на напряжения, связано с тем, что разни-
ца в сопротивлении деформированию различных припо-
ев при высокой температуре (когда в твердом сплаве
протекают остаточные деформации) гораздо больше, чем
эта разница при более низкой температуре (когда раз-
ность сокращения размеров стали и твердого сплава ком-
пенсируется в основном за счет упругих деформаций).
НАПРЯЖЕНИЯ, ВОЗНИКАЮЩИЕ В ОБРАЗЦЕ ТВЕРДОГО СПЛАВА
МАРКИ ВК15, СПАЯННОМ СО СТАЛЯМИ МАРОК 30, 18Н2Н4ВА
и 45ХНМФА, В ЗАВИСИМОСТИ ОТ МАРКИ ПРИПОЯ
Марка
припоя
Напряжения и остаточные деформации, возникающие при пайке со сталями
30 18Х2Н4БА 45ХНМФА
В» л. я К К
к а а й 3 д- к я к я 01 д 3 Я
« се О а я о К се
Кя 5 Я Г 2
кЕ Ре. кЕ о а Р а
Век К °
о о « о <4
8 О О«8 Я О © «8 © ча
Примечание
Л63 481 73 —39 57 —333 79 —
Куниаль А 481 140 —137 167 — - —
АНМц 0,6-4-2 481 119 -157 154 —265 136 —
МНМц68-4-2 471 90 —157 126 —157 136 —
ПСр44 441 90 9,8 15 —284 35 —
ПСр40 324 29 —128 17 —275 14 Нагрев до температуры 900°С
ПСр40 333 30 216 31 275 40 Нагрев до температуры 650°С
По мере увеличения температуры плавления припоев
увеличивается пластическая деформация, протекающая
в твердом сплаве. При пайке образцов твердого сплава
со сталями марок 18Х2Н4ВА и 45ХНМФА величина на-
пряжений гораздо в большей степени зависит от свойств
используемого припоя. При пайке с этими сталями в
большинстве случаев на внешней поверхности твердого
сплава возникают напряжения сжатия различной вели-
чины. Минимальные напряжения (6,9 МПа) по абсолют-
ной величине возникают при пайке твердого сплава со
сталью марки 18Х2Н4ВА припоем ПСр44.
При пайке припоем ПСр40, имеющим температуру
ликвидуса 605° С, величина напряжений, возникающих в
твердом сплаве в процессе пайки со сталями мартенсит-
ного класса, зависит от температуры нагрева изделий
под пайку. Если при пайке стали 45ХНМФА и 18Х2Н4ВА
нагревали ниже температуры АС1 , то в них при охлажде-
нии после паики не протекает мартенситное превращение
и возникают напряжения растяжения, если эти стали при
пайке нагревали до температуры, превышающей А,, то в
твердом сплаве возникают напряжения сжатия, обуслов-
ленные мартенситным превращением стали при охлаж-
дении после пайки.
Приведенные данные наглядно показывают, что на-
пряжения, возникающие в твердом сплаве при пайке со
сталью, зависят не только от состава стали и режима
пайки, но и от свойств припоя.
ВЛИЯНИЕ ТОЛЩИНЫ ПАЯНОГО ШВА
НА ВЕЛИЧИНУ НАПРЯЖЕНИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ В ПРОЦЕССЕ ПАЙКИ СО СТАЛЬЮ
Влияние толщины паяного шва на его прочность исследо-
вали Н. Ф. Лашко, С. В. Лашко-Авакян [96], С. Н. Лоц-
манов, И. Е. Петрунин [98], И. Е. Петрунин, И. Ю. Мар-
кова, А. С. Екатова [99], Г. А. Николаев, И. И. Киселев
[60], В. Е. Хряпин, А. В. Лакодемонский [25] и
X. Р. Брукер и Е. В. Витсон [92]. Из анализа работ этих
авторов следует, что оптимальная толщина паяного шва,
обеспечивающая максимальную его прочность, зависит
от паяемых материалов и состава припоя. В большинстве
случаев оптимальная толщина паяного шва составляет
0,025—0,5 мм.
Некоторые исследователи указывают на наличие мак-
симума прочности паяного шва в зависимости от его
толщины. Так, например, К- П. Имшенник и Н. А. Бух-
ман [3] считают, что прочность паяного шва на срез до-
стигает максимума при толщине 0,5 мм; по данным
Н. Бойтеля [Ю0],— при толщине 0,4 мм; И. Мориссон
[101], исследуя этот вопрос, пришел к выводу, что с уве-
личением толщины паяного шва его прочность не воз-
растает, а снижается. По-видимому, такие противоречи-
вые результаты, полученные исследователями, связаны с
тем, что при проведении опытов они использовали раз-
личные материалы и методики исследования. Следует
обратить внимание на то, что при пайке твердого сплава
со сталью припоями на основе меди могут происходить
разрушения паяного шва при охлаждении паяного сое-
динения без приложения внешних нагрузок. Это наблю-
дается при пайке изделий из твердого сплава и стали
больших размеров. Размеры паяемых изделий и протя-
женность паяного шва оказывают большое влияние на
уровень остаточных паяльных напряжений, которые в
свою очередь могут оказывать существенное влияние на
прочность паяного шва.
Зависимость величины остаточных паяльных напря-
жений, возникающих в твердом сплаве при пайке со
сталью, исследовали при толщине паяного шва 0,03; 0,3
и 1 мм.
Получение паяных швов толщиной более 0,2—0,3 мм
представляет определенные трудности, так как большие
Рнс. 25. Изменение напряжений в
поверхностном слое твердого спла-
ва в зависимости от толщины па-
яного шва:
1 — припой Л63; 2 — припой
АНМцО.6-4-2; 3 — Куниаль А: 4 —
ПСр44; 5— ПСр40
паяльные зазоры плохо заполняются припоем вследствие
уменьшения капиллярных сил. Поэтому для лучшего за-
полнения припоем зазоров и их фиксации используют ка-
либрованные проволоки, железные сетки [92, 102] или
выступы на поверхности твердого сплава или стали [103].
Остаточные паяльные напряжения в твердом сплаве
определяли по методике, изложенной выше. Величину
паяльных зазоров при проведении исследований регули-
ровали калибровочной проволокой из нихрома.
Для исследований были взяты припои; латунь Л63,
куниаль А, припой АНМцО,6-4-2, применяемые в про-
мышленности для пайки инструмента, и серебряные
припои марок ПСр44 и ПСр40. Для исследований ис-
пользовали образцы твердого сплава марки ВД15 и об-
разцы из стали марки 30. Результаты исследований пред-
ставлены в табл. 23 и на рис. 25.
Из графика на рис. 25 видно, что с увеличением тол-
щины паяного шва напряжения на поверхности твердого
сплава уменьшаются для всех припоев. Объясняется это
тем, что, несмотря на увеличение абсолютной деформации
паяного шва, относительная деформация, протекающая в
припое, уменьшается. Следовательно, уменьшаются и на-
пряжения, передающиеся через паяный шов.
НАПРЯЖЕНИЯ (с, МПа) В ПАЯНОМ СОЕДИНЕНИИ ОБРАЗЦОВ
ТВЕРДОГО СПЛАВА СО СТАЛЬЮ С РАЗЛИЧНОЙ ТОЛЩИНОЙ
ПАЯНОГО ШВА
Марка припоя Толщина паяного шва. мм На внеш- ней по- верхности твердого сплава На поверх- ности твер- дого сплава, прилегающей к припою На поверх- ности стали, прилегающей к припою На внеш- ней по- верхнос- сти ста- ли ст.
Куниаль А 0,03 481 —765 373 —88
0,3 481 —765 373 —88
1.0 402 —638 304 269
АНМц 0,03 500 —804 392 —88
0,6-4-2 0,3 481 —746 363 —88
1.0 432 —677 314 —78
Л63 0,03 520 —765 402 —88
0,3 481 —765 373 —88
1.0 422 —677 324 —78
ПСр44 0,03 461 —726 353 —88
0,3 441 -697 334 —78
1.0 353 —579 275 —59
ПСр40 0,03 362 —579 275 —69
0,3 324 -520 255 —59
1.0 294 —461 226 —49
Различный наклон кривых для каждого припоя объ-
ясняется тем, что зависимость между деформациями и
напряжениями и ее изменение от температуры неодина-
ковы для разных припоев. Кривые, показывающие харак-
тер изменения напряжений по мере увеличения толщины
паяного шва, полученные на образцах, запаянных раз-
личными припоями, дают возможность правильно подой-
ти к выбору толщины паяного шва при изготовлении
твердосплавного инструмента.
Необходимо отметить, что представленные данные по
изменению напряжений в зависимости от толщины пая-
ного шва носят количественный характер только для выб-
ранных размеров образцов. Как видно пз табл. 24, при
изменении размеров или конфигурации паяных образцов
количественные значения напряжений меняются. В
табл. 24 приведены данные изменения напряжений в за-
висимости от толщины паяных образцов твердого сплава
и стали. Пайку образцов производили латунью Л 63. Тол-
ЗАВИСИМОСТЬ ВЕЛИЧИНЫ ОСТАТОЧНЫХ ПАЯЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИИ
В ОБРАЗЦЕ ТВЕРДОГО СПЛАВА, ПРИПАЯННОМ К ОБРАЗЦУ ИЗ СТАЛИ,
ОТ ВЫСОТЫ ЭТИХ ОБРАЗЦОВ
Размеры образцов, мм Напряжения, МПа
сталь твердый сплав °1 О| °2 о,
длина шири- на высо- та Длина ши- рина высо- та
53 12,5 4 53 12,5 4 471 —755 363 —78
53 12,5 6 53 12,5 6 451 —716 343 —78
53 12,5 8 53 12,5 8 373 —667 294 —69
53 12,5 10 53 12,5 10 324 —481 226 —69
щина паяного шва составляла 0,3 мм, так как при его
меньшей толщине на концах образцов, толщиной более
4,0 мм, в паяном шве образовались разрывы. С увеличе-
нием толщины паяных образцов твердого сплава и стали
напряжения на поверхности твердого сплава уменьша-
ются. Это объясняется тем, что усилия, передаваемые
паяным швом от стали к твердому сплаву, ограничены
механическими свойствами припоя, а увеличение сече-
ния стальных и твердосплавных образцов приводит к
уменьшению напряжений в твердом сплаве. Данные о
влиянии толщины образцов на напряжения в них хорошо
согласуются с основными закономерностями, полученны-
ми на основе анализа выведенных нами уравнений (см.
гл. II, с. 53).
Прочность паяного шва на срез определяют по ГОСТ
23047—78 при растяжении образцов, спаянных внахлест-
ку. Эта методика широко применяется как при пайке од-
нородных, так и разнородных материалов между собой.
При попытке использовать эту методику для испытаний
паяного шва, соединяющего твердый сплав со сталью,
встречаются большие трудности. До сих пор отсутству-
ют общепринятые методики испытания твердых сплавов
на растяжение. В литературе имеются лишь отрывочные
сведения о прочностных свойствах твердых сплавов при
растяжении [22, 23, 104]. Это связано, с одной стороны,
с трудностями, возникающими при изготовлении образ-
цов из твердых сплавов, пригодных для испытаний на
растяжение, с другой стороны, с тем, что проведение
таких испытаний требует особой тщательности, но и при
этом обнаруживается большой разброс полученных зна-
чений.
Попытка проведения испытаний паяного шва, соеди-
няющего твердый сплав со сталью, на срез при пайке
внахлестку не дала положительных результатов. При по-
пытке определить прочность паяного шва на срез растя-
гивая образцы разрушался не паяный шов, а твердый
сплав. Трудоемкость изготовления образцов из твердого
сплава и низкая прочность по-
следнего при растяжении за-
ставили искать другие пути ис-
пытания паяного шва на срез.
После опробования различных
образцов для испытания пая-
ного шва на срез были выбра-
ставили искать другие пути ис-
пользовании этих образцов ис-
пытания паяного шва на срез
не вызывают затруднений.
Разрушающее усилие делят на
площадь паяного шва и полу-
чают сопротивление паяного
шва срезу (т). При выбранной
схеме испытаний появляется
момент, изгибающий стойку
стального образца и вызыва-
ющий отрыв твердосплавной пластины. Для сокращения
до минимальной величины изгиба стойки и усилий, отры-
вающих твердосплавную пластину, стойку стального об-
разца делают значительно шире 30 мм, чем твердосплав-
ная пластина 16 мм, высоту стойки сокращают до ми-
нимума, ее толщину делают достаточно большой 15 мм,
а площадь паяного шва выбирают сравнительно неболь-
шой 160 мм2.
Работы по определению сопротивления паяного шва
срезу проводили при использовании образцов (рис. 26).
В табл. 25 представлены результаты исследования
паяного шва, соединяющего твердый сплав со сталью,
на срез в зависимости от его толщины.
Из данных, представленных в табл. 25, видно, что,
хотя максимальная прочность паяного шва для припоя
<П63 наблюдается при толшине 1 мм, а для припоя
ПСр44 при толщине 0,3 мм, четкая связь между толщи-
Рис. 26. Образец для испыта-
ния паяного шва ка срез:
1 — стальной образец; 2 — пла-
стина твердого сплава
СОПРОТИВЛЕНИЕ ПАЯНОГО ШВА СРЕЗУ (МПа) В ЗАВИСИМОСТИ
ОТ ЕГО ТОЛЩИНЫ
Толщина паяного шва. мм Припой Толщина паяного шва. мм Припой
Л63 ПСр44 лез ПСр44
0,03 167 171 0,5 171 186
0,3 167 213 1,0 212 169
ной паяного шва и его прочностью отсутствует. Это объ-
ясняется тем, что на прочность паяного шва действует
ряд факторов. К ним относятся: масштабный фактор,
остаточные паяльные напряжения, действующие в пая-
ном шве, упрочнение припоя, вызванное его деформацией
в процессе охлаждения паяного соединения, и скорость
рекристаллизации припоя при охлаждении, оказывающая
влияние на величину упрочнения, а также качество пая-
ного шва, связанное с заполняемостью паяльного зазора
и со смачиваемостью паяемых поверхностей.
Разница в прочности паяного шва различной толщины
невелика и связана с многими факторами, которые в свою
очередь обусловлены ходом дилатометрической кривой
паяемой стали и указанными выше свойствами припоя;
для практических целей можно считать, что в исследуе-
мых пределах прочность паяного шва на срез не зависит
от его толщины. При разработке технологии пайки того
или другого вида инструмента следует выбирать толщи-
ну паяного шва исходя из уровня остаточных паяльных
напряжений и возможности качественного заполнения
паяльных зазоров, а необходимую прочность паяного
шва получать путем использования припоев с необходи-
мыми механическими свойствами.
Глава IV
РЕГУЛИРОВАНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ,
ВОЗНИКАЮЩИХ В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ
ПАЯНОГО ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА
КЛАССИФИКАЦИЯ СПОСОБОВ
РЕГУЛИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕНИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ ПРИ ПАЙКЕ СО СТАЛЬЮ
Изучение процесса развития деформаций и напряжений
при охлаждении паяного соединения твердого сплава со
сталью, разработка методов их количественной оценки и
экспериментальное исследование этих напряжений при
использовании различных материалов и режимов пайки
позволили выяснить основные зависимости, связываю-
щие свойства используемых материалов и режимов пай-
ки с процессом развития остаточных паяльных напря-
жений и их уровнем после охлаждения паяного соедине-
ния.
Установленные взаимосвязи, подтвержденные боль-
шим количеством экспериментального материала, поз-
волили систематизировать способы с помощью которых
можно оказать влияние на величину и даже знак остаточ-
ных паяльных напряжений, возникающих в твердом
сплаве при пайке со сталью.
При систематизации способов регулирования оста-
точных паяльных напряжений появилась возможность
предложить их классификацию [55, 56, 57, 43, 105]. В
предложенной классификации все способы регулирова-
ния остаточных паяльных напряжений разделены на пять
групп.
К первой группе отнесены способы регулирования на-
пряжений, применение которых позволяет изменить ре-
жимы деформирования паяного соединения при охлажде-
нии после пайки. К этой группе относятся: изменение
зависимости линейных размеров стали от температуры пу-
тем подбора ее состава или температурного режима пай-
ки; изменение зависимости линейных размеров твердого
сплава от температуры путем подбора его состава и тем-
пературы начала совместного деформирования стали и
твердого сплава путем изменения температуры солидуса
припоя.
Ко второй группе отнесены способы изменения сопро-
тивления деформированию паяного шва при охлаждении
инструмента после пайки. К этой группе относятся: под-
бор припоев с различным сопротивлением деформирова-
нию при температурах от их солидуса до комнатной; из-
менение толщины паяного шва и использование различ-
ных промежуточных прокладок из пермалоя, стальной
сетки, проволоки и т. п.
К третьей группе отнесены способы регулирования на-
пряжений в твердом сплаве, основанные на изменении
сопротивления деформированию твердого сплава и ста-
ли, а также протяженности паяного шва. К этой группе
относятся: изменение размера и конфигурации стально-
го корпуса инструмента или твердосплавных пластин и
изменение сопротивления деформированию твердого
сплава и стали при температурах от солидуса припоя до
комнатной, которое может быть получено путем подбора
марки твердого сплава и марки стали.
К четвертой группе относятся способы регулирования
напряжений, основанные на приложении к паяному сое-
динению внешних нагрузок, которые могут действовать
либо только во время охлаждения после пайки, либо во
время охлаждения и последующей эксплуатации паяно-
го инструмента или детали машины.
К пятой группе отнесены способы регулирования на-
пряжений, основанные на использовании при пайке мест-
ного нагрева.
При использовании этого метода нагревают лишь тон-
кие слои паяемых изделий, прилегающих к паяному шву,
остальную часть паяемых материалов не нагревают.
Из всех перечисленных способов регулирования оста-
точных паяльных напряжений, возникающих в твердом
сплаве при пайке со сталями, наиболее эффективными
являются способы, отнесенные к первой группе. Особен-
но эффективным способом является изменение состава
используемых сталей и режимов охлаждений паяного
соединения после пайки, так как это позволяет изменить
не только величину, но и знак напряжений. Способы, от-
несенные ко второй группе, не могут качественно изме-
нить общую картину возникновения и развития напря-
жений. Они оказывают влияние только на уровень на-
пряжений.
Способы регулирования напряжений, отнесенные к
третьей группе, чаще всего вызывают изменения напря-
жений в довольно узких пределах, так как форма и раз-
меры корпуса инструмента и твердосплавных пластин,
а также протяженность паяного шва и выбор марки
твердого сплава и стали обусловливаются главным
образом назначением и условиями эксплуатации ин-
струмента.
Способы регулирования напряжений, отнесенные к
четвертой группе, весьма эффективны, но имеют весьма
ограниченное применение, потому что обычно их нс уда-
стся реализовать из-за конструктивных особенностей па-
яемых изделий. С успехом их можно реализовать при
пайке твердосплавных колец на вал или внутреннюю
часть стального цилиндра.
Способы пятой группы в настоящее время имеют
весьма ограниченное применение, так как для большин-
ства паяемых конструкций не удается произвести мест-
ный нагрев.
ПУТИ ПРАКТИЧЕСКОГО ПРИМЕНЕНИЯ
ПРЕДЛОЖЕННЫХ СПОСОБОВ РЕГУЛИРОВАНИЯ
ОСТАТОЧНЫХ ПАЯЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
Разделение всех способов регулирования остаточных па-
яльных напряжений на группы не имело бы смысла, если
бы оно не было связано с механизмом развития этих на-
пряжений и не указывало путей их практического ис-
пользования.
Рассмотрим практические приемы, с помощью кото-
рых можно влиять на остаточные паяльные напряжения,
возникающие в твердом сплаве.
Наиболее активно на остаточные паяльные напряже-
ния, используя способы, относящиеся к первой группе,
можно воздействовать подбором стали и режима пайки,
который связан с температурой плавления припоя. Тем-
пература плавления припоя практически предопределя-
ет температуру нагрева под пайку, которая обычно пре-
вышает температуру ликвидуса припоя на 30—50° С.
Если температура пайки ниже, чем точка Ас, ис-
пользуемой стали, то при охлаждении паяного соедине-
ния нет оснований ожидать в стали структурных прев-
ращений, сопровождающихся изменением объема.
Если температура пайки выше точки Ас, стали и вы-
держка в интервале этих температур достаточна для пе-
рехода исходной структуры стали в аустенит, то при ох-
лаждении после пайки должен произойти распад аусте-
нита, сопровождающийся увеличением объема стали.
Ход дилатометрической кривой стали, полученный при
охлаждении, зависит от структурных превращений, про-
текающих в ней. От характера этой кривой зависит ре-
жим деформирования паяного соединения, от которого в
свою очередь зависят остаточные паяльные напряжения в
твердом сплаве.
Рассмотрим табл. 22. Из данных, представленных в
ней, видно, что остаточные паяльные напряжения в твер-
дом сплаве при использовании сталей мартенситного
класса марок 18Х2Н4ВА и 45ХНМФА и припоя ПСр40 за-
висят от температуры, до которой нагревали сталь в про-
цессе пайки. Распад аустенита у этих сталей, даже при
охлаждении с малой скоростью на воздухе, происходит
при сравнительно низких температурах и сопровождает-
ся большим увеличением объема (см. рис. 8). Если тем-
пература пайки ниже точки А,. то в стали не было пре-
вращений, сопровождающихся увеличением объема, и
величина напряжений составляет 4-216 и 4-276 МПа
(растяжение). Изменение температуры пайки с 650 до
900° С привело к тому, что при нагреве исходная струк-
тура стали переходит в аустенит, который при охлажде-
нии распался с увеличением объема. Увеличение объема
вызвало деформирование паяного соединения в обратном
(по сравнению с обусловленным коэффициентами терми-
ческого расширения твердого сплава и стали) направле-
нии. Это привело к изменению величины и знака напря-
жений: они стали равными —128 и —275 МПа (сжатие),
несмотря на то, что среднее сокращение линейных разме-
ров стали в интервале температур от солидуса припоя
до комнатной изменилось незначительно. Такое несоот-
ветствие среднего сокращения линейных размеров стали
и величины остаточных паяльных напряжений в твердом
сплаве объясняется тем, что механические свойства при-
поя при охлаждении не остаются постоянными, и их уро-
вень по мере охлаждения увеличивается.
Нагрев стали под пайку до температуры АС1, переход
исходной структуры стали в аустенит и его распад при
охлаждении паяного соединения не определяют хода ди-
латометрической кривой, так как для большинства ста-
лей он связан со скоростью охлаждения. Распад аусте-
нита может происходить (в зависимости от состава ста-
ли и скорости охлаждения) при различных температурах
с различным увеличением объема. Поэтому нагрев
стали до температуры выше является обязательным,
но не достаточным условием для совмещения операции
пайки с операцией термообработки стали и не всегда
приводит к изменению величины остаточных паяльных
напряжений в твердом сплаве.
Примером изменения величины и знака напряжений
при использовании одних и тех же паяемых материалов
и припоя может служить пайка твердого сплава ВК15 со
сталью У8 припоем Л63 (см. табл. 20). В этом случае
переменным был только режим охлаждения, а темпера-
тура пайки в обоих случаях была значительно выше Ас,
стали. При малой скорости охлаждения распад аустени-
та происходил при более высоких температурах, равных
600—550° С, и сопровождался сравнительно небольшим
увеличением объема стали (см. рис. 7, гл. II). При такой
температуре паяный шов мало сопротивляется деформи-
рованию, а при дальнейшем охлаждении сокращение
размеров стали намного превышает сокращение разме-
ров твердого сплава, и напряжения непрерывно возрас-
тают и составляют +472 МПа (растяжение).
При резком охлаждении распад аустенита начинается
при более низкой температуре, равной 210—250° С, и со-
провождается значительным увеличением объема стали.
В начальный период охраждения (до начала распада
аустенита) механические свойства припоя намного ни-
же, чем при дальнейшем охлаждении, поэтому паяный
шов при высоких температурах, деформируясь пластич-
но, компенсирует разность сокращения линейных разме-
ров стали и твердого сплава. Деформирование паяного
соединения в обратном направлении (при расширении
стали) вызывает напряжения обратного знака, так как
паяный шов при температурах распада аустенита (если
он происходит при низких температурах) сильно сопро-
тивляется деформированию и не может компенсировать
разность изменения размеров твердого сплава и стали.
Поэтому быстрое охлаждение паяного соединения при-
водит к резкому изменению величины остаточных паяль-
ных напряжений в твердом сплаве, и они приобретают
значение—335 МПа (сжатие).
Использование припоя с температурой плавления ни-
же Ас, стали всегда вызывает на внешней поверхности
образцов твердого сплава, припаянной к стальным, на-
пряжения растяжения.
Если при нагреве под пайку исходная структура ста-
ли перешла в аустенит, то знак напряжений в твердо^-
сплаве будет зависеть от температуры, при которой про-
изошел распад аустенита, и увеличения объема сталГ,
которым он сопровождался.
Изменение дилатометрической кривой твердого спла-
ва также приводит к изменению режима деформирования
паяного соединения после пайки. Однако этот путь сни-
жения остаточных паяльных напряжений обычно не уда-
ется реализовать вследствие того, что при охлаждении
дилатометрическая кривая всех твердых сплавов близка
к прямой, а разница между коэффициентом расширения
твердых сплавов различных марок сравнительно мала.
Кроме того, марку твердого сплава для того или иного
вида инструмента выбирают исходя из условий его экс-
плуатации, замена одного сплава другим обычно недо-
пустима
Следующим способом регулирования напряжений в
твердом сплаве, входящим в первую группу, является
изменение температуры солидуса припоя. При уменьше-
нии этой температуры сокращается интервал температур,
при которых сталь и твердый сплав соединены паяным
швом, и независимое изменение их размеров становится
невозможным. Следовательно, разность изменения ли-
нейных размеров стали и твердого сплава сокращается.
Из табл. 23 видно, что переход от припоев на основе
меди, имеющих более высокую температуру плавления,
к припоям на основе серебра, имеющим более низкую
температуру плавления, при пайке со сталью марки 30
приводит к уменьшению остаточных паяльных напряже-
ний в твердом сплаве с +482 до +324 МПа. Здесь необ-
ходимо отметить, что температура плавления припоя яв-
ляется только одним из факторов, влияющих на величи-
ну остаточных паяльных напряжений в твердом сплаве,
так как они зависят не только от режима деформирова-
ния паяного соединения, одним из параметров которого
является температура солидуса припоя, но и от сопротив-
ления деформированию паяного шва в интервале темпе-
ратур от солидуса припоя до комнатной.
Способы, отнесенные ко второй группе, касаются спо-
собности паяного шва передавать усилия от стали к твер-
дому сплаву. Касательные напряжения в паяном шве не
могут превышать его предела текучести и тем более проч-
ности при данной температуре.
Уменьшение напряжений в паяном шве при постоян-
ной конструкции инструмента приводит к уменьшению
‘тгаточных паяльных напряжений в твердом сплаве, по-
этому для снижения этих напряжений используют при-
пои, имеющие низкий предел текучести в интервале
температур от температуры солидуса припоя до ком-
натной.
Разность изменения линейных размеров твердого
сплава и стали при охлаждении паяного соединения обу-
словлена их свойствами и режимами пайки. Следователь-
но, и перемещения стали относительно твердого сплава
в каждой точке заданной конструкции при охлаждении
имеют вполне определенные значения. Но если это так,
то в произвольно выбранной точке перемещение являет-
ся постоянной величиной. При заданной величине пере-
мещений угол сдвига в паяном шве будет тем меньше,
чем больше толщина паяного шва. Меньшим углам сдви-
га соответствуют меньшие касательные напряжения в
шве. При меньших касательных напряжениях в шве
усилие, передаваемое швом, уменьшается, поэтому и на-
пряжение в твердом сплаве при увеличении толщины шва
будет уменьшаться. Увеличение толщины паяного шва
всегда приводит к снижению уровня напряжений, возни-
кающих в твердом сплаве при пайке. Это справедливо,
если в паяном соединении не действуют другие факторы,
оказывающие большее влияние, чем толщина паяного
шва, например мартенситное или бейнитное превращение
в стали.
Прокладки, используемые для увеличения общей тол-
щины паяного шва, также приводят к снижению оста-
точных паяльных напряжений. Однако при использова-
нии прокладок сопротивление деформированию паяного
шва часто бывает значительно больше, чем сопротивле-
ние паяного шва той же толщины без прокладок. Приме-
ром могут служить прокладки из пермалоя, который во
всем температурном интервале от солидуса припоя до
комнатной имеет гораздо большее сопротивление дефор-
мированию, чем припой. Отсюда можно сделать вывод о
том, что при постоянной толщине паяного шва в паяном
соединении, где использован пермалой, напряжения бу-
дут больше, чем в паяном соединении без прокладки
пермалоя.
Утверждение некоторых исследователей о том, что
прокладка из пермалоя снижает остаточные паяльные
8* 115
напряжения в твердом сплаве вследствие того, что пер-
малой имеет промежуточный между сталью и твердым
сплавом коэффициент термического расширения, лишено
практического смысла по следующим причинам. Переме-
щения стали относительно твердого сплава, обусловлен-
ные их свойствами и режимами пайки, при использова-
нии прокладок не изменятся. Режим деформирования
паяного соединения останется прежним. Следовательно,
как при наличии прокладки из пермалоя, так и при ее
отсутствии, разность сокращения размеров стали и твер-
дого сплава должна быть компенсирована за счет дефор-
мации трех элементов: стали, твердого сплава и паяного
шва.
Использование прокладки с коэффициентом термиче-
ского расширения близким или еще лучше меньшим, чем
у твердого сплава, привело бы (при прочих равных усло-
виях) к снижению напряжений в твердом сплаве. Но
снижение напряжений было бы так мало, что не имело
бы практического значения. Это объясняется тем, что
толщина прокладки мала (0,2—0,3 мм) по сравнению с
толщиной твердого сплава (5—10 мм), а влияние про-
кладки на напряжения в твердом сплаве пропорциональ-
но отношению толщин. Следовательно, максимальное из-
менение напряжений в твердом сплаве не может превы-
шать 0,25/7 щ прокладки (примерно 0,03 щ прокладки).
Если даже предел текучести материала прокладки весь-
ма высок и составляет 785 МПа, то и в этом случае изме-
нение напряжений в твердом сплаве будет менее
29,5 МПа. Если же учесть, что деформирование паяного
соединения происходит в интервале температур от 800—
900° С до комнатной, а предел текучести любой проклад-
ки при высоких температурах значительно меньше, чем
при комнатной температуре, то изменение напряжений в
твердом сплаве, связанное с коэффициентом термическо-
го расширения прокладки, будет значительно меньше,
-чем приведенное выше, и не будет иметь практического
значения.
Способы регулирования напряжений, отнесенные к
третьей группе, связанные с изменением сопротивления
деформированию стали и твердого сплава, а также с про-
тяженностью паяного шва, чаше всего реализовать не
удается, так как состав стали и твердого сплава в пер-
вую очередь определяется условиями эксплуатации ин-
струмента. Остается возможность изменения протяжен-
ности паяного шва и увеличения или уменьшения сечения
твердого сплава и стали.
Если паяный шов будет иметь малую протяженность,
то и суммарное усилие, передаваемое через него, не мо-
жет быть большим. Отсюда вывод: чем меньше протя-
женность паяного шва (при прочих постоянных парамет-
рах), тем ниже уровень напряжений в твердом сплаве.
При большой протяженности паяного шва напряжения
в твердосплавных пластинах обычно велики. Так, напри-
мер, при пайке деревообрабатывающего инструмента, у
которого используют пластины твердого сплава длиной
100 мм и более, в ряде случаев в пластинах появляются
трещины еще до заточки.
Изменение сопротивления деформированию стали и
твердого сплава путем изменения их сечения по существу
является изменением конструкции инструмента, которая
в значительной степени определена его назначением.
Способы регулирования остаточных паяльных напря-
жений, реализуемые путем приложения к паяному сое-
динению внешних нагрузок и относящиеся к четвертой
группе, имеют весьма ограниченное применение. Для
приложения к паяному соединению внешней нагрузки в
паяемую конструкцию приходится ввести дополнитель-
ную деталь или приспособление, что далеко не всегда
возможно.
Снижение напряжений в паяном соединении путем
приложения внешних нагрузок можно проиллюстриро-
вать на примере пайки твердосплавного кольца на сталь-
ной вал. При попытке напаять твердосплавное кольцо на
стальной вал в процессе охлаждения после пайки из-за
более интенсивного сокращения размеров стального ва-
ла, чем твердосплавного кольца, происходят разрушения
паяного шва, а конструкция оказывается неработоспо-
собной. Для прочного крепления твердосплавного кольца
на стальной вал делают следующее: твердосплавное
кольцо припаивают к промежуточному стальному банда-
жу, имеющему внутренний диаметр, согласованный с
диаметром вала; практически внутренний диаметр бан-
дажа при температуре 400—500° С должен быть равен
диаметру холодного вала; после пайки при температуре
600—700° С, когда припой уже затвердел, но паяное сое-
динение еще не охладилось, горячий бандаж вместе с
твердосплавным кольцом одевают на вал; при охлажде-
нии бандаж стремится сократиться, но в этом случае его
удерживает не паяный шов, а вал. При этом паяный шов
разгружен, и его разрывов не происходит [105].
Способы пятой группы, связанные с локальным на-
гревом, также имеют ограниченное применение из-за
технических трудностей, возникающих при попытке на-
греть только тонкие слои паяемых изделий и припой, не
прогревая остальную часть изделий. Естественно, что
если такой нагрев под пайку удается реализовать, то уро-
вень напряжений в паяном соединении оказывается низ-
ким. Это связано с тем, что при охлаждении паяного
соединения изменение линейных размеров будет иметь
место только в нагретых частях изделий. Если слой ста-
ли, который был нагрет при пайке, достаточно тонок, то,
во-первых, его сокращению будут препятствовать холод-
ные слои стали, во-вторых, сокращение тонкого слоя ста-
ли не может вызвать значительных напряжений в твер-
дом сплаве, так как последний им^ет гораздо большее
сечение, а напряжения обратно пропорциональны сече-
ниям. В тонком слое стали напряжения достигают преде-
ла текучести, и этот слой будет деформироваться, не вы-
зывая больших напряжений в твердом сплаве.
В отечественной промышленности способ местного на-
грева используют при пайке дисковых пил. Нагрев при
этом проводят электроконтактным способом. Один полюс
подводят к корпусу пилы, другой — к твердосплавной
пластине. Импульс тока, проходя через припой, располо-
женный между корпусом пилы и пластиной твердого
сплава, расплавляет его. Сопротивление в зоне паяного
шва до плавления припоя оказывается большим, а тепло-
вая энергия выделяется в основном в зоне паяного шва.
При достаточно коротком импульсе тока паяемые детали
не успевают прогреться, так как имеют меньшее сопро-
тивление, чем нерасплавленный припой, контактирую-
щий с твердым сплавом и сталью.
ИЗМЕНЕНИЕ ОСТАТОЧНЫХ ПАЯЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ
В ИНСТРУМЕНТЕ В ЗАДАННОМ НАПРАВЛЕНИИ
Рассмотрим на примере перфораторных коронок и то-
карных резцов практические приемы, позволяющие ак-
тивно влиять на уровень остаточных паяльных напряже-
ний в пластинах твердого сплава, припаянных к корпусу
инструмента.
Для этого сначала рассмотрим напряженное состоя-
ние в пластинах твердого сплава, припаянных к корпусу
инструмента по устаревшей технологии, а затем, исполь-
зуя способы регулирования напряжений, предложенные
в изложенной выше классификации, введем коррективы
в технологический процесс изготовления инструмента и
вновь исследуем схему напряженного состояния.
Для экспериментального исследования остаточных
паяльных напряжений, возникающих в твердосплавных
пластинах при пайке инструмен-
та, использован тензометрический
метод, который имеет большие
преимущества по сравнению с
другими методами. Эти преиму-
щества заключаются в том, что
тензометрический метод позволя-
ет определять напряжения непо-
средственно в инструменте, изго-
товленном из реальных материа-
лов по выбранной технологии, и
исключает необходимость моде-
лирования материалов и процес-
са развития деформаций и напря-
жений, возникающих при охлаж-
дении инструмента после пайки.
Несмотря на недостатки тензомет-
рического метода, заключающие-
ся в том, что он позволяет изме-
Рис. 27. Схема расположе-
ния осей координат, исполь-
зуемая при определении
остаточных паяльных напря-
жений в пластине твердого
сплава перфораторной ко-
ронки
рять напряжения только в поверх-
ностных слоях изделий, усредняя их на длине, равной ба-
зе тензодатчика, нам представляется, что он наиболее
правильно характеризует напряженное состояние по-
верхностных слоев твердого сплава в реальном инстру-
менте.
Методика определения напряжений тензометричес-
ким методом принципиально не отличалась от исполь-
зуемой Л. Г. Куклиным с соавт. [4]. В отличие от упо-
мянутой работы сталь и припой удаляли фрезеровани-
ем или растворяли паяный шов в концентрированной
азотной кислоте. Оба эти метода имеют недостатки.
Фрезерование стали, имеющей твердость НЕС 36—40,
представляет значительные трудности в связи с низкой
стойкостью инструмента, которым пользуются при фре-
зеровании. При отделении образцов твердого сплава от
образцов из стали путем растворения паяного шва в
азотной кислоте не удается сохранить тензодатчики,
хотя их и защищают слоем парафина от воздействия
кислоты.
У перфораторных коронок определяли остаточные
паяльные напряжения, действующие вдоль (сгх) и попе-
рек (о?) твердосплавной пластины в точках: х=0, г=0;
х=22, 2=0; х=0, г=2,5; х=22, г—2,5 [ось X направ-
лена от центра вдоль пластины твердого сплава;
ось 2 — от центра поперек пластины (рис. 27)].
Для получения наиболее полной информации о ве-
личине и характере распределения напряжений на пла-
стину твердого сплава со срезанным лезвием наклеива-
ли шесть тензодатчиков с базой, равной 5 мм.
Зная изменение сопротивления тензодатчиков, на-
клеенных на пластину из твердого сплава, вызванное
удалением стали и припоя, по уравнениям (91) и (92)
определяли напряжения:
ог =---------(— + р ^0,
2 р(1-1МКг «х/
где Ок — напряжения, действующие вдоль пластины
твердого сплава; сг — напряжения, действующие попе-
рек пластины твердого сплава; Е — модуль упругости
твердого сплава (Дзцев =6-105 МПа [22]); р, — коэф-
фициент Пуассона (цвквв =0,22) [22]; р — коэффициент
тензочувствительности; Ех — первоначальное сопротив-
ление тензодатчика, наклеенного вдоль пластины твер-
дого сплава, Ом; —приращение сопротивления
тензодатчика, наклеенного вдоль пластины твердого
сплава, Ом; /?2— первоначальное сопротивление тен-
зодатчика, наклеенного поперек пластины твердого спла-
ва, Ом; Д/?2— приращение сопротивления тензодатчика,
наклеенного поперек пластины твердого сплава, Ом.
На рис. 28 представлена эпюра напряжений в по-
верхностном слое твердого сплава марки ВК8В в корон-
ках ДП-40. Для корпуса этих коронок использована
сталь У8; припоем служит латунь Л63; охлаждение пос-
ле пайки на воздухе.
Из представленной на рис. 28 эпюры напряжений
видно, что поверхностные слои твердосплавной плас-
тины растянуты. Максимальные напряжения, действу-
120
ющие вдоль пластины твердого сплава, составляют
500 МПа. В поперечном направлении пластина так-
же растянута. Максимальное напряжение растяжения
составляет 422 МПа.
При эксплуатации перфораторные коронки подвер-
гаются ударным нагрузкам. Наибольшие усилия вос-
принимают концы лезвия твердосплавной пластины.
Эти усилия создают момент сил, который вызывает
напряжения растяжения, действующие вдоль лезвия
дение на воздухе)
коронки. Эксплуатационные напряжения растяжения,
действующие вдоль лезвия коронки, суммируясь с оста-
точными паяльными напряжениями растяжения, дей-
ствующими в том же направлении, создают угрозу раз-
рушения твердого сплава, что и имело место на прак-
тике при бурении коронками ДП-40.
Кажется перспективным создание инструментов, у
которых остаточные паяльные напряжения имели бы
противоположный знак с напряжениями, вызванными
эксплуатационными нагрузками. Однако здесь следует
учитывать, что ударные нагрузки вызывают знакопе-
ременные напряжения, которые также могут суммиро-
ваться с остаточными паяльными напряжениями. Поэ-
тому для изделий из твердых сплавов, испытывающих
при эксплуатации ударные нагрузки, следует стре-
миться к тому, чтобы в этих изделиях паяльные нап-
ряжения были бы минимальными или имели бы знак ми-
нус (сжатие), так как напряжения сжатия менее опас-
ны, чем напряжения растяжения, вследствие того, что
сопротивление твердых сплавов сжатию больше, чем
растяжению. Результаты исследования остаточных па-
яльных напряжений в образцах твердого сплава, возни-
кающих при пайке со сталью У8, свидетельствуют о
Рис. 29. Эпюра остаточных паяльных напряжений (МПа) в поверхностном
слое пластины твердого сплава коронки ДП-40 (сталь У8, припой Л63, охлаж-
дение посадочного конуса в воде)
том, что переход от медленного охлаждения изделий
после пайки к быстрому приводит к изменению знака
остаточных паяльных напряжений в образцах из твер-
дого сплава (см. гл. III, с. 94).
По-видимому, аналогичных результатов следует
ожидать и при резком охлаждении коронок.
На рис. 29 изображена эпюра остаточных паяльных
напряжений в поверхностных слоях твердосплавной
пластины коронки ДП-40 (сталь марки У8, припой Л63),
у которой посадочный конус охлаждали в воде. Как
видно из графика, резкое охлаждение посадочного ко-
нуса коронки привело к изменению знака остаточных
паяльных напряжений, действующих вдоль лезвия.
Если у коронки, охлажденной медленно, эти напряже-
ния имели знак плюс (растяжение), то после резкого
охлаждения посадочного конуса знак напряжений из-
менился и стал минус (сжатие). В поперечном нап-
Таблица 26
НАПРЯЖЕНИЯ НА ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДОГО СПЛАВА В КОРОНКАХ
БКПМ-40. ОХЛАЖДЕНИЕ НА ВОЗДУХЕ
Марка стали Марка при- поя Направ- ление действия напряже- ния с, МПа, в точке с координатами, мм
о© II II К « х=22; г=0 I ©С9 1 II II Й <4 Х=22: 2=3
У8 Л62 Ох 80 24,6 75,5 32,4
Ог 75,5 32,4 52 67,7
38ХЗМФА Л62 Ох —56,9 —55,9 —42,2 —23,5
Ог 19,6 27,4 20,6 34,3
равлении пластины изменилась только величина нап-
ряжений, а знак остался прежним.
Различие знаков остаточных паяльных напряжений,
действующих вдоль и поперек твердосплавной пласти-
ны после резкого охлаждения посадочного конуса ин-
струмента, объясняется следующим. Головка коронки
охлаждалась медленнее, чем посадочный конус, и
дилатометрическая кривая щечек коронки изменялась
в меньшей степени, чем посадочного конуса, закален-
ного в воде. Кроме того, полученная эпюра остаточных
паяльных напряжений связана с конструкцией инстру-
мента, в котором твердосплавная пластина находится
в сложнонапряженном состоянии, зависящем от конст-
рукции и размеров корпуса инструмента.
Изменение конструкции инструмента приводит к
изменению величины остаточных паяльных напряжений
при использовании тех же материалов и режимов пай-
ки и термообработки. Так, у коронок БКПМ-40, изго-
товленных по той же технологии, что и коронки ДП>-40
(сталь У8, припой Л63, охлаждение на воздухе), ве-
личина остаточных паяльных напряжений (табл. 26 и
рис. 28), действующих вдоль лезвия в поверхностном
слое пластины твердого сплава, приблизительно в шесть
раз меньше, чем у коронок ДП-40.
Из данных, представленных в табл. 26, видно, что
замена стали У8, используемой для корпуса коронки
БКПМ-40, сталью мартенситного класса, закаливающей-
ся при охлаждении после пайки на воздухе, приводит к
изменению знака напряжений, действующих вдоль лез-
вия коронки.
Другим более наглядным примером влияния режима
деформирования паяного соединения на знак остаточных
паяльных напряжений в твердосплавной пластине, при-
паянной к корпусу инструмента, могут служить токарные
резцы, имеющие менее сложную конфигурацию, чем
перфораторные коронки.
Рис. 30. Эпюра остаточных паяльных напряжений (МПа) в поверхностном
слое пластины твердого сплава марки Т5КЮ формы 0231, припаянной к кор-
пусу инструмента из стали марки 45 (припой «П63, охлаждение на воздухе)
На рис. 30 представлена эпюра остаточных паяль-
ных напряжений в поверхностных слоях пластины
твердого сплава марки Т5КЮ формы 0231 (ГОСТ
2209 66), припаянной припоем Л63 к корпусу из ста-
ли марки 45, после охлаждения на воздухе. Здесь необ-
ходимо подчеркнуть, что на большинстве действующих
предприятий принята аналогичная технология пайки
токарных резцов. Поэтому после пайки резцов, на дей-
ствующих предприятиях поверхностные слои твердо-
сплавных пластин растянуты в двух направлениях.
Остаточные паяльные напряжения двустороннего рас-
тяжения, суммируясь с напряжениями растяжения по-
верхностных слоев твердосплавной пластины, вызван-
ными эксплуатационными нагрузками, приводят к мас-
совым поломкам твердосплавных резцов.
Для того чтобы в поверхностных слоях твердосплав-
ной пластины, припаянной к корпусу резца, не было
напряжений растяжения, достаточно заменить сталь, из
которой изготовлен корпус резца.
Как видно из рис. 31, замена стали марки 45 сталью
45ХНМФА привела к тому, что знак напряжений изме-
нился.
При оценке величины остаточных паяльных напря-
жений, полученных тензометрическим методом, следует
помнить, что значения напряжений усреднены на участ-
ке, равном базе тензодатчика, и занижены по сравне-
нию с максимальными.
Сопоставляя данные, полученные аналитическим
(гл. II) и экспериментально-расчетным (гл. III) мето-
дами, с результатами исследования напряжений в го-
товом инструменте, легко видеть сохранение общих
Рис. 31. Эпюра остаточных
напряжений (МПа) в по-
верхностном слое пластины
твердого сплава марки
Т5К10 формы 0231, припаян-
ной к корпусу инструмента
из стали марки 45ХНМФА
(припой Л63, охлаждение
на воздухе)
закономерностей влияния составов сталей и припоев на
величину напряжений, возникающих при пайке со
сталью.
Сохранение общих закономерностей развития на-
пряжений в образцах и готовом инструменте, а также
идентичность влияния отдельных технологических фак-
торов на конечную величину напряжений, возникающих
в твердом сплаве при пайке, к сожалению, не дает воз-
можности по данным, полученным на образцах, заранее
предвидеть величину и знак напряжений в готовом ин-
струменте. Однако, сопоставляя данные, полученные при
исследовании напряжений на образцах, с данными, полу-
ченными в готовом инструменте, можно заранее предви-
деть, в каком направлении изменятся напряжения в твер-
дом сплаве инструмента при изменении того или друго-
го технологического фактора.
Окончательный выбор стали может быть сделан
только после изучения влияния выбранных режимов
нагрева и охлаждения на механические свойства стали,
требования к которым предъявляются в зависимости от
назначения инструмента.
Глава V
ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА МАТЕРИАЛОВ
И ТЕХНОЛОГИИ ПАЙКИ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА
При выборе материалов, технологии пайки и термооб-
работки какого-либо инструмента значительную роль
играет экономика. Прежде всего необходимо учитывать
потери ресурса инструмента, которые складываются из
брака при его изготовлении вследствие образования
трещин в пластинах твердого сплава и от поломок ин-
струмента при эксплуатации. Характеризует потери ре-
сурса коэффициент эксплуатационной прочности Кэ.п,
представляющий собой отношение объема работы, фак-
тически выполненного инструментом, к тому объему ра-
боты, который он мог бы выполнить при условии отсут-
ствия брака из-за образования трещин в пластинах
твердого сплава при изготовлении инструмента и его
поломок при эксплуатации.
При производственных испытаниях твердосплавных перфоратор-
ных коронок на руднике КМАруда был предложен способ определе-
ния коэффициента эксплуатационной прочности инструмента, кото-
рый был принят как критерий оценки способа пайки [20] и опреде-
лялся по формуле
X — + »з
8П“(^ + ^2 + ^з)П1 ’
(93)
где М — число коронок, работающих без поломок до амортизации
(остаточная высота 5—7 мм); Мг—-число коронок, вышедших из
строя из-за разрушения пластин твердого сплава; У3—число коро-
нок, вышедших из строя из-за выпадения пластин твердого сплава;
«I -— среднее число периодов стойкости, выдержанное одной аморти-
зированной коронкой; п2 — число периодов стойкости, выдержанное
всеми коронками, вышедшими из строя из-за разрушения твердого
сплава; п3— число периодов стойкости, выдержанное всеми корон-
ками, вышедшими из строя из-за выпадения пластин твердого
сплава.
Уравнение (93) носит частный характер, так как может быть
использовано только для определения коэффициента эксплуатацион-
ной прочности инструментов, изготовляемых из пластин наиболее
прочных твердых сплавов, в которых не образуются трешины.
В общем случае, пригодном для любого -вида инст-
румента, коэффициент эксплуатационной прочности сле-
дует определять по уравнению (94):
к =1_____
Лв-п ы
1=Ь’,
У о — т)
1=1_________
Ы(п — т) ’
(94)
где Ы— число изготавливаемого инструмента, шт.;
М — количество брака при изготовлении инструмента
вследствие образования трещин в пластинах твердого
сплава, шт.; Ы2— количество инструмента, вышедше-
го из строя из-за его поломки, шт.; п — лимитирующий
работу инструмента размер пластины твердого сплава
до начала эксплуатации инструмента, мм; /« — остаточ-
ная величина лимитирующего размера пластины твердо-
го сплава при амортизации инструмента, мм; / — оста-
точная величина лимитирующего размера пластин твер-
дого сплава при поломке инструмента.
Выявление количества брака при изготовлении ин-
струмента вследствие образования трещин в пластинах
твердого сплава /\\ чаще всего вызывает затруднения,
так как на машиностроительных предприятиях этот по-
казатель нигде не регистрируется. Значение величины п
может быть определено по чертежу, в соответствии с
которым изготавливают инструмент. Величину т опре-
деляют как соответствующий размер пластины твер-
дого сплава у амортизированного инструмента. Опре-
деление величин /V 2 и / не вызывает затруднений. Для
этого достаточно подсчитать количество инструмента,
вышедшего из строя в результате поломки, и замерить
у каждого инструмента величину I.
Иногда бывает удобнее не измерять размеры резцов
со сломанными пластинами твердого сплава, а регист-
рировать число деталей, обрабатываемых каждым рез-
цом (если отработанные детали одинаковы и основной
причиной выхода из строя резцов являются их поломки,
а не потеря лимитирующего размера). В этом случае
коэффициент эксплуатационной прочности может быть
определен по следующему уравнению:
У я
К8.п=1-^----------(95)
Л Яр
где д— число деталей, обработанных резцом, вышед-
шим из строя из-за его поломки (для каждого сломан-
ного резца д будет иметь различное значение); р — чис-
ло деталей, обработанных амортизированным резцом,
вышедшим из строя из-за естественного износа.
Остальные обозначения в уравнении (95) идентич-
ны обозначениям в уравнении (94).
Коэффициент эксплуатационной прочности инстру-
мента наглядно показывает, какая часть ресурса ин-
струмента использована для выполения полезной рабо-
ты, а какая потеряна. По разности «1 — Кэ.п» можно
судить, какую часть изготавливаемого заводом инстру-
мента можно сэкономить, если исключить его поломки.
Экономический эффект от увеличения эксплуатаци-
онной прочности твердосплавного инструмента не ог-
раничивается сокращением его потерь, так как от ка-
чества инструмента зависит и производительность труда
в основном производстве, где используют этот инстру-
мент. В ряде случаев появление брака в основном про-
изводстве машиностроительных заводов также связано
с поломками инструмента.
К сожалению, на машиностроительных заводах ин-
струментальному производству уделяется недостаточ-
ное внимание, в том числе отсутствует учет потерь ин-
струмента и подсчет убытков, которые связаны с его низ-
ким качеством. Учет потерь, связанных с низким качест-
вом твердосплавного инструмента, позволил бы выявить
резервы, которые можно реализовать путем повышения
качества инструмента.
Следующий вопрос, который также должен быть рас-
смотрен до начала работ над усовершенствованием
технологии пайки и термообработки инструмента,—
серийность и номенклатура выпуска инструмента. Если
инструмент, для которого разрабатывается технология,
выпускается централизованно специализированным за-
водом, а номенклатура продукции этого завода такова,
что размеры и конфигурация выпускаемых инструмен-
тов близки, то в этом случае целесообразно разрабаты-
вать технологию, пригодную только для ограниченного
числа типов инструмента.
Примером такого инструмента могут служить коронки для пер-
фораторного бурения, которые выпускаются централизованно, а раз-
личные их типы отличаются по размерам и конфигурации незначи-
тельно.
Другим примером может служить металлорежущий инстру-
мент, который выпускается на каждом машиностроительном пред-
приятии Номенклатура продукции каждого завода велика, и раз-
личные типы инструмента резко отличаются друг от друга не только
размерами, но и конфигурацией. В этом случае разработка специ-
ализированной технологии для ограниченного числа типов инстру-
мента нерациональна.
Для заводов, выпускающих большую номенклатуру
различного инструмента, следует разрабатывать техно-
логию, пригодную для подавляющего большинства ви-
дов инструмента, не считаясь с тем, что для отдельных
видов уникального инструмента она окажется непри-
годной. Разработка технологии для таких видов инстру-
мента является самостоятельной задачей, которая мо-
жет быть решена во вторую очередь.
Некоторые предприятия пытаются решать эти вопросы в иной
последовательности. Сначала разработать технологию пайки и тер-
мообработки инструмента, выпускаемого в небольшом количестве,
но с особо высокими требованиями к нему, а затем перенести разра-
ботанную технологию на весь остальной инструмент. Такая после-
довательность обычно не приводит к желаемым результатам.
Для наглядности рассмотрим такой пример: корпус какого-либо
вида многолезвийного инструмента по условиям эксплуатации дол-
жен иметь твердость более НЕС 45; при изготовлении этого инстру-
мента идет массовый брак из-за образования трещин в пластинах
твердого сплава и не удается получить заданную твердость корпу-
са, а отсутствие инструмента высокого качества создает большие
затруднения в основном производстве; закалка инструмента после
пайки в жидкие среды, хотя и обеспечивает необходимую твердость
стального корпуса, но приводит к увеличению числа поломок твер-
дого сплава при эксплуатации. В таком случае может оказаться
экономически оправданным использование для корпуса такого ин-
струмента стали мартенситного класса в сочетании с тем или дру-
гим припоем. Тщательный выбор стали и припоя для данной конст-
рукции инструмента позволит получить необходимую твердость сталь-
ного корпуса, снизит в твердом сплаве уровень остаточных паяльных
напряжений и обеспечит получение инструмента высокого качества.
Попытка переноса разработанной технологии на другие виды ин-
струмента может оказаться экономически необоснованной и не всег-
да дает положительные результаты, так как знакопеременное дефор-
мирование инструмента при охлаждении после пайки, объясняемое
перегибами на дилатометрической кривой стали мартенситного клас-
са, в инструментах различной конструкции вызывает в них неодина-
ковые остаточные паяльные напряжения. А в инструментах некото-
рых конструкций при охлаждении напряжения в паяном шве могут
достигать критических значений, и в процессе охлаждения паяный
шов будет разрушаться.
Следующие вопросы, которые должны быть выявле-
ны,— это требования, предъявляемые к механическим
свойствам стального корпуса инструмента, и его цена.
Здесь необходимо подсчитать, оправдано ли экономичес-
ки использование высоколегированных дорогих сталей,
не завышены ли требования, предъявляемые к свойст-
вам корпуса инструмента.
Необходимо знать также условия эксплуатации ин-
струмента, его конструкцию и принятые на действую-
щих предприятиях материалы для изготовления инст-
румента, технологию его пайки и термообработки, а
также коэффициент эксплуатационной прочности Ёв.а.
После этого можно решать наиболее существенный воп-
рос — выбор стали для корпуса инструмента.
КОРПУС ИНСТРУМЕНТА
Требования, предъявляемые к механическим свойствам
корпусов инструмента различных видов, неодинаковы.
В соответствии с этими требованиями весь инструмент
можно разбить на три группы:
1. Инструменты с высокими механическими свойст-
вами корпусов. У этих видов инструмента предел проч-
ности стали оБ должен быть более 1184 МПа; предел те-
кучести от — более 883 МПа, ударная вязкость ап— бо-
лее 78-104 Дж/м2; твердость НЁС 30—40.
2. Инструменты с высокой твердостью стального
корпуса. К механическим свойствам этих видов инстру-
мента предъявляется единственное требование: твер-
дость должна быть не ниже НЕС 45.
3. Инструменты, к механическим свойствам сталь-
ных корпусов которых не предъявляют каких-либо
требований.
Высокие механические свойства сталей получают
после термической обработки, которая обычно заключа-
ется в закалке и последующем отпуске. Стали закаля-
ют резким охлаждением в жидких средах. Доэвтектоид-
ные стали нагревают до температуры выше А3 на
20—50° (743—960°С), а заэвтектоидные — до темпера-
тур выше А, на 20—50° (743—773°С). При отпуске
сталь вторично нагревают до температуры ниже АС1,
выдерживают при этой температуре определенное вре-
мя и охлаждают.
Термическая обработка стального корпуса твердо-
сплавного инструмента до пайки не дает желательных
результатов, так как при пайке припоями на основе ме-
ди стальной корпус инструмента нагревают до темпе-
ратуры, превышающей 900° С. При этих температурах
происходит полная перекристаллизация стали незави-
симо от исходной структуры до нагрева. Естественно,
что при этом механические свойства стали, полученные
после закалки и отпуска, не сохраняются.
Из изложенного следует, что при использовании для
пайки инструмента припоев на основе меди термообра-
ботка стального корпуса должна быть совмещена с на-
гревом и охлаждением при пайке. Совмещение опера-
ции пайки инструмента с термообработкой стального
корпуса вынуждает нагревать и охлаждать твердый
сплав и сталь по единому режиму. Улучшение меха-
нических свойств стали достигается закалкой, но резкое
охлаждение твердого сплава приводит к снижению ис-
ходной его прочности при циклических нагрузках, а в
некоторых случаях термоудар вызывает трещины в
пластинах твердого сплава. Отпуск, также необходимый
для улучшения механических свойств стали, проводят
при повторном нагреве инструмента после пайки, кото-
рый вызывает снижение прочности паяного шва.
Следовательно, первое ограничение заключается в
том, что для корпусов инструмента, относящихся к пер-
вой и второй группам, могут быть использованы только
те стали, термическая обработка которых может быть
совмещена с операцией пайки. Кроме того, операция
термообработки стального корпуса инструмента дол-
жна проводиться без резкого охлаждения в жидких
средах и повторного нагрева инструмента после пайки.
Исходя из анализа термокинетического распада
аустенита [97], получение заданных свойств корпуса ин-
струмента при изложенных выше ограничениях и исполь-
зовании произвольно выбранной стали невозможно. По-
этому для инструментов различного назначения следует
использовать разные стали.
Второе ограничение выбора марки стали для корпу-
са инструмента заключается в том, что во избежание
трещин в твердом сплаве при изготовлении инструмента
и его поломок при эксплуатации остаточные паяльные
напряжения в твердом сплаве должны быть минималь-
ными. Для этого наклон кривой «линейный размер ста-
ли — температура», полученный при охлаждении инстру-
мента после пайки по заданному режиму, должен макси-
мально приближаться к наклону аналогичной кривой
твердого сплава в интервале температур от 500—400° С
до комнатной.
Третье ограничение состоит в том, что температура
пайки, которая обычно на 30—50° С превышает темпера-
туру ликвидуса припоя, должна быть одновременно и
температурой нагрева стали под закалку. Иными слова-
ми, пайка и термическая обработка корпуса инструмента
должны проводиться одновременно по одному и тому же
режиму, так как раздельно эти операции провести невоз-
можно.
Четвертое ограничение заключается в том, что выбор
стали для корпуса инструмента и режима термической
обработки должен быть согласован с температурной зави-
симостью механических свойств припоя при температу-
рах от комнатной до его солидуса. С точки зрения цело-
стности паяного шва (отсутствие разрывов) в интервалах
температур, в которых имеет место наибольшая несогла-
сованность изменения размеров стали и твердого сплава,
припой должен быть пластичен. Кроме того, для сниже-
ния остаточных паяльных напряжений в твердом сплаве
в этих интервалах температур припой должен иметь ми-
нимальное сопротивление деформированию.
Пятое ограничение, с которым следует считаться при
выборе марки стали для корпуса инструмента, — эконо-
мическая целесообразность использования выбранной
стали для того или иного вида инструмента.
Перечисленные ограничения создают определенные
трудности при выборе стали для корпуса инструмен-
та и вынуждают рассматривать вопрос выбора марки
стали для того или иного вида инструмента одновре-
менно со свойствами используемого припоя и режи-
мом пайки.
Практически для инструментов первой группы (см.
с. 130), корпуса которых должны обладать высокими ме-
ханическими свойствами, следует использовать высоко-
легированные стали мартенситного класса. Режим пайки
должен обеспечивать переход исходной структуры стали
в аустенит, а охлаждение должно проводиться по задан-
ному режиму, обеспечивающему получение необходимых
механических свойств корпуса инструмента. Технологи-
ческий процесс изготовления таких инструментов не дол-
жен включать в себя закалку инструмента в жидких
средах.
Для инструментов второй группы также рекомендует-
ся использовать стали мартенситного класса. Режим пай-
ки должен обеспечивать переход исходной структуры ста-
ли в аустенит. После охлаждения инструмента с темпера-
туры пайки на воздухе корпус инструмента должен иметь
заданную твердость. Так как к прочности корпуса инст-
румента этой группы не предъявляется особых требова-
ний, для них можно использовать стали с меньшим коли-
чеством легирующих элементов. Единственным условием
в этом случае является получение заданной твердости
после охлаждения инструмента с температуры пайки на
воздухе.
Для инструментов третьей группы следует использо-
вать либо сталь марки 35ХГСА, у которой распад аусте-
нита при охлаждении инструмента на воздухе начинается
с температуры 400° С и протекает до комнатной темпера-
туры, либо сталь марки 45. При использовании стали
марки 35ХГСА режим пайки должен быть выбран такой,
чтобы обеспечить переход исходной структуры стали в
аустенит, так как при его распаде в указанном выше
интервале температур наклон дилатометрической кривой
этой стали близок к наклону дилатометрических кривых
твердых сплавов, что приводит к существенному сниже-
нию остаточных паяльных напряжений в пластинах твер-
дого сплава. При использовании для корпусов инстру-
мента стали 45 с охлаждением после пайки на воздухе
распад аустенита происходит при =600—700° С, сопро-
вождается незначительным увеличением объема и не
оказывает существенного влияния на уровень остаточных
паяльных напряжений в пластинах твердого сплава. Не-
обходимо отметить, что при использовании для корпуса
инструмента стали марки 45 уровень остаточных паяль-
ных напряжений в пластинах твердого сплава будет вы-
ше, а качество инструмента ниже, чем в рассмотренных
ранее случаях. Некоторое повышение качества инстру-
мента с корпусами из стали марки 45 может быть полу-
чено при снижении температуры солидуса припоя и
уменьшении сопротивления деформированию паяного
шва.
ПРИПОИ
Припои для твердосплавного инструмента должны отве-
чать следующим требованиям:
1) хорошо смачивать паяемые поверхности твердых
сплавов н сталей, используемых для корпусов инстру-
мента;
2) быть жидкотекучими и хорошо заполнять паяльные
зазоры;
3) быть такими, чтобы прочность паяного шва была
достаточной при эксплуатации инструмента;
4) температура плавления припоя должна либо обес-
печивать возможность совмещения операции пайки с опе-
рацией термообработки стального корпуса, либо, если
технологический процесс пайки не предусматривает одно-
временного проведения операции пайки с операцией тер-
мообработки стального корпуса инструмента, припой на
основе меди или серебра должен обладать минимальной
температурой солидуса.
Необходимо отметить, что без совмещения операций
пайки и термообработки не удается получить инструмент
высокого качества;
5) механические свойства припоя при комнатной и
высоких температурах должны быть согласованы с мар-
кой стали, используемой для корпусов инструмента, ре-
жимами пайки и условиями эксплуатации инструмента.
Для инструментов с корпусами из сталей мартенситного
класса во избежание разрушения паяного шва припой
должен обладать высокой пластичностью в двух темпе-
ратурных интервалах, при которых имеет место макси-
мальная деформация паяного соединения сначала со
знаком плюс, затем со знаком минус. Первый интервал
расположен между температурой первого перегиба дила-
тометрической кривой стали (соответствует началу мар-
тенситного превращения), и температурой, превышающей
ее на 200° С; второй интервал находится между темпера-
турой второго перегиба на этой кривой, и температурой,
превышающей ее на 100° С (см. рис. 8, кривые 3, 4). Если
технологический процесс пайки не совмещен с термооб-
работкой стального корпуса инструмента (например, из
стали марки 45), то припой должен обладать минималь-
ным (но достаточным с точки зрения прочности паяного
шва при эксплуатации инструмента) сопротивлением
деформированию во всем температурном интервале от
его солидуса до комнатной температуры.
Прочность и предел текучести припоя должны быть
согласованы с условиями эксплуатации инструмента, ко-
торый в процессе работы может нагреваться;
6) при формировании паяного шва состав припоя дод-
жей оставаться практически неизменным;
7) быть технологичными при изготовлении;
8) содержать минимальное число дефицитных компо-
нентов.
Для пайки твердосплавного инструмента используют
только высокотемпературные припои на основе меди и
серебра. Большинство сплавов на этой основе достаточно
жидкотекучи и хорошо смачивают поверхности сталей,
используемых для изготовления корпусов инструмента, и
твердых сплавов, поэтому можно считать, что первое и
второе требования, предъявляемые к припою, легко вы-
полнимы.
Использование для пайки твердосплавного инстру-
мента высокотемпературных припоев обусловлено их вы-
сокой по сравнению с низкотемпературными припоями
прочностью. Прочность паяных швов на срез при исполь-
зовании высокотемпературных припоев обычно превыша-
ет 167 МПа. Для подавляющего большинства видов ин-
струмента прочность паяного шва на срез, равная
167 МПа, оказывается достаточной. Следовательно,
третье требование, предъявляемое к припою для пайки
твердосплавного инструмента, также легко выполнимо.
Температура ликвидуса припоев на основе меди обыч-
но превышает 870° С. Следовательно, температура пайки
этими припоями составляет 900—920° С, так как темпе-
ратура пайки должна превышать температуру ликвидуса
припоя на 30—50° С.
При использовании припоев на основе меди процесс
пайки может быть совмещен с процессом термообработки
стального корпуса инструмента, так как при температуре
пайки исходная структура стали переходит в аустенит.
При употреблении этих припоев удается согласовать
температуру плавления припоя, обычно превышающую
870° С, с температурой нагрева инструмента под закалку.
Достаточно прочный паяный шов при температурах
плавления припоя, меньших чем 870° С, удается получить
только при использовании припоев на основе серебра, но
при использовании этих припоев операцию пайки удает-
ся совместить с операцией термообработки корпуса
инструмента лишь в том случае, когда температура пай-
ки намного превышает температуру плавления припоя,
так как последняя зачастую ниже температуры перехода
исходной структуры стали в аустенит. Но в случае ис-
пользования припоев на основе серебра приходится рас-
ходовать весьма дефицитное серебро (неудовлетворение
восьмого требования).
Припои на основе олова, хотя и низкотемпературные,
но образуют паяные швы недостаточной прочности и
обычно не могут быть использованы для пайки твердо-
сплавного инструмента. Таким образом, четвертое требо-
вание, предъявляемое к припою, удается удовлетворить
не полностью.
В ряде случаев оказывается весьма сложным выбрать
такой припой, механические свойства которого при по-
вышенных температурах хорошо сочетались бы со свой-
ствами сталей и режимами пайки. Как указывалось, при
охлаждении паяного соединения твердого сплава со
сталью сокращение их линейных размеров несогласовано
Если дилатометрическая кривая твердого сплава пред-
ставляет собой прямую линию, наклон которой зависит
только от состава твердого сплава, то дилатометрическая
кривая стали зависит как от ее состава, так и от режима
нагрева и охлаждения. С точки зрения развития остаточ-
ных паяльных напряжений характер кривой при нагреве
не имеет значения, так как при нагреве твердый сплав и
сталь не соединены между собой паяным швом. При ох-
лаждении паяного соединения ход дилатометрической
кривой стали является одним из основных факторов, ко-
торый влияет на остаточные паяльные напряжения в
твердом сплаве. В интервалах температур, где имеет
место наибольшая несогласованность линейных разме-
ров стали и твердого сплава, прочность и пластичность
припоя должны быть высокими, так как при этих темпе-
ратурах возможно разрушение паяного шва. Однако при
высокой прочности припои обычно обладают и большим
сопротивлением деформированию, которое препятствует
компенсации несогласованности изменения размеров
твердого сплава и стали за счет деформирования паяного
шва.
Во избежание разрывов паяного шва при пайке буро-
вого инструмента большого диаметра, например для
пневмоударников, с корпусами из сталей мартенситного
класса зарубежные фирмы используют припои на основе
серебра и увеличивают толщину паяного шва.
Использование высоколегированных, весьма дорогих
сталей, а также режимов пайки, при которых дилатомет-
рическая кривая имеет два перегиба, обусловлено необ-
ходимостью получения высоких механических свойств
стального корпуса инструмента без закалки в жидких
средах и повторного нагрева.
Необходимость использования припоев на основе се-
ребра и большой толщины паяного шва вызвана тем, что
136
в тонких паяных швах, и паяных швах, полученных при
использовании припоев на основе меди, при охлаждении
инструмента образуются трещины.
Образование трещин обусловлено тем, что при охлаж-
дении инструмента после пайки в его стальном корпусе
при температуре ниже 400° С происходит мартенситное
или бейнитное превращение, сопровождающееся боль-
шим изменением объема и вызывающее знакопеременные
деформации паяного шва. При больших габаритах ин-
струмента и твердосплавных пластин разность измене-
ния размеров стали и твердого сплава в основном ком-
пенсируется паяным швом.
Увеличение толщины паяного шва приводит к умень-
шению угла сдвига в паяном шве, а следовательно, и на-
пряжений в нем. Использование припоев на основе се-
ребра, имеющих при температурах ниже 400° С более
высокую прочность, чем припои на основе меди, приводит
к увеличению допустимых в паяном шве напряжений при
этих температурах, что позволяет исключить образование
трещин в паяном шве.
В качестве примера можно привести Х-образные ко-
ронки диаметром 150 мм для пневмоударников американ-
ской фирмы «Дрилмастер» с корпусами из стали, близ-
кой по составу к 18Х2Н4ВА. Коронки паяют припоем на
основе серебра, толщина паяного шва составляет 1,5 мм.
Этими коронками с успехом бурят крепкие горные поро-
ды при частоте 24 удара в секунду и энергии единичного
удара 177 Дж. При каждом ударе общее усилие, дейст-
вующее на лезвия коронки, достигает огромной величи-
ны, так как энергия удара гасится на пути в десятые до-
ли миллиметра.
Практика работы этого инструмента находится в про-
тиворечии с выводами, которые делают Л. В. Сергеев,
Г. Л. Хает [106], утверждая, что поломки твердого спла-
ва при эксплуатации инструмента в первую очередь свя-
заны с недостаточной твердостью основания, на которое
опирается твердосплавная пластина, а остаточные паяль-
ные напряжения имеют второстепенное значение. Если
исходить из представлений этих авторов, то твердосплав-
ные пластины Х-образных коронок, опирающиеся на
толстый слой пластичного припоя, должны были бы ло-
маться, однако этого не происходит. Результаты, полу-
ченные Л. В. Сергеевым и Г. Л. Хает, можно объяснить
только тем, что повышение прочности твердосплавных
пластин после закалки стального корпуса инструмента
вызвано резким изменением остаточных паяльных напря-
жений в пластине твердого сплава (которые упомянутые
авторы не исследовали), а не твердостью стали, на кото-
рую пластина опирается.
Разработка новых припоев для пайки твердосплавно-
го инструмента весьма затруднена в связи с необходимо-
стью соблюдения не только общих требований, предъяв-
ляемых к припою, но и специфических, связанных с на-
значением инструмента и технологическими особенностя-
ми его изготовления (см. гл. I).
Общие требования, предъявляемые к припою, такие
как жидкотекучесть, хорошая смачиваемость паяемых
поверхностей и достаточная прочность паяного шва, при
использовании многих сплавов на основе меди легко вы-
полнимы и обычно не вызывают затруднений.
Специфические требования, предъявляемые к при-
пою для пайки твердых сплавов по той или иной техно-
логическим схемам, в ряде случаев выполнить трудно.
Для одних инструментов припой на основе меди должен
иметь минимальную температуру солидуса и низкое со-
противление деформированию в интервале температур от
окончания распада аустенита до комнатной (если техно-
логической схемой предусмотрен конец распада аустени-
та в стальном корпусе инструмента при температуре
выше 500—600° С). Для других видов инструмента
температура плавления припоя должна быть согласована
с температурой перехода исходной структуры стали в
аустенит (если технологической схемой предусмотрено
совмещение процесса пайки с процессом термообработ-
ки стального корпуса инструмента). В этом случае при-
пой должен иметь максимальную пластичность в двух
интервалах температур: перед началом и в конце мар-
тенситного или бейнитного превращений. Кроме того,
в зависимости от условий работы инструмента к
прочности паяного шва как при комнатной, так и при
повышенных температурах предъявляют различные
требования.
Сохранение в процессе пайки исходного состава при-
поя (шестое требование) при высокочастотной пайке
достигают тем, что сокращают до минимума пребывание
припоя в расплавленном состоянии и не нагревают его
до температур, превышающих ликвидуса припоя более
чем на 30—50° С.
Изготовление большинства припоев на основе меди
и серебра в виде полос и лент обычно не вызывает за-
труднений. Поэтому выполнение седьмого требования,
предъявляемого к припоям, также легко выполнимо.
Разработка технологических схем пайки и выбор
сталей, используемых для корпусов инструмента, в соче-
тании с необходимостью получения паяного шва доста-
точной прочности и низкого уровня остаточных паяльных
напряжений в твердом сплаве вынуждает использовать
в качестве припоев ряд сплавов и делает невозможным
создание единого припоя для всех видов инструмента.
Ряд исследователей посвятил свои работы созданию
новых припоев на основе меди [49, 91, 92, 96, 99, 103].
В результате этих работ было создано большое число
припоев. Все припои, разработанные авторами перечис-
ленных работ, не создавались специально для пайки
твердого сплава со сталью. Исключение составляют ра-
боты Н. Е. Будникова [37, 38], который разрабатывал
припои для пайки твердосплавного инструмента, но и в
этих работах при создании припоев не учитывались спе-
цифические требования, предъявляемые к припоям для
твердосплавного инструмента. Поэтому необходимо
создать такие припои, которые отвечали бы специфиче-
ским требованиям пайки твердого сплава со сталью. Не-
обходимо было удовлетворить эти требования при мини-
мальной номенклатуре припоев.
Выбор припоев на основе испытания опытных партий
инструментов, изготовленных из различных материалов,
по различным технологическим схемам, без предвари-
тельной проработки и обоснования выбора материалов
и режимов пайки, практически неосуществим, так как
связан с наличием очень большого числа переменных и
необходимостью накопления статистического материала,
который может быть получен только при проведении
весьма трудоемких производственных испытаний.
Поэтому для выбора припоев исследовали их темпе-
ратуры ликвидуса и солидуса, растекаемость расплав-
ленного припоя по поверхности твердого сплава, сопро-
тивление паяного шва срезу, остаточные паяльные на-
пряжения, возникающие в образцах твердого сплава при
пайке со сталями марок 30, 18Х2Н4ВА и 45ХНМФА, а
также предел прочности, предел текучести, относитель-
ное удлинение, относительное сужение и ударную вяз-
кость припоев при температурах до 700° С. Институтами
0>
ВНИИТС и «Гипроцветметобработка» было исследовано
более 60 припоев различного состава.
При выборе припоев сначала исключили все сплавы
с плохой растекаемостью по поверхности твердых спла-
вов, затем сплавы, имеющие низкие значения относитель-
ного удлинения и относительного сужения, и сплавы, при
использовании которых не удавалось получить компакт-
Рис. 32. Зависимость механических свойств от температуры припоев:
а — ЛМцЖ57-0,5-0,75; ов—временное сопротивление растяжению (1-9,81 МПа);
ат — предел текучести (1-9.81 МПа); б — относительное удлинение, %; гр — от-
носительное сужение, %; —ударная вязкость, (Дж/мМ0~Б);
а — Л МцЖ57-1,5-0,75; б — ЛНМц50-2-2; в — ЛНМц60-9-5; г — БрНБ7-0,5,-
О — ЛНКоМц49-9-0,2-0,2; е — БрКоМцЗ-10; ж — МНМц68-4-2; з — АНМцО,6-4-2;
и — Л63; к — ПСр44
ный паяный шов. Сплавы, образующие паяный шов, име-
ющий сопротивление срезу меньше, чем 167 МПа, также
были исключены. Из оставшихся сплавов были выбраны
четыре латуни марок ЛМцЖ57-1,5-0,75, ЛНМц50-2-2,
ЛНМц60-9-5, ЛНКоМц49-9-0,2-0,2 и две бронзы марок
БрНБ7-0,5 и БрКоМцЗ-10. Химический состав выбранных
сплавов представлен в табл. 4 и 7. Зависимость механи-
ческих свойств этих сплавов, а также сплавов
МНМц68-4-2, АНМцО,6-4-2, Л63 и ПСр44 от температуры
представлена на рис. 32, а—к.
Сплавы ЛМцЖ57-1,5-0,75 и ЛНМц50-2-2 хорошо сма-
чивают поверхность твердых сплавов и сталей, имеют
достаточную прочность и минимальную температуру
плавления (см. табл. 5, 6).
Из графиков, представленных на рис. 32, а, б, видно,
что эти сплавы обладают весьма низким пределом теку-
чести при температурах выше 500 и 400° С соответствен-
но. При повышении температуры до 500° С временное со-
противление разрыву этих сплавов резко снижается. Их
пластичность, исключительно высокая при температурах
выше 400° С, при уменьшении температуры снижается.
Оба сплава обладают при комнатной температуре удар-
ной вязкостью 49-104 Дж/м2. Временное сопротивление
разрыву сплава ЛМцЖ57-1,5-0,75 при комнатной темпе-
ратуре несколько ниже, а пластичность выше, чем у спла-
ва ЛНМц50-2-2.
Сплавы ЛНМц60-9-5 и БрНБ7-0,5 хорошо смачивают
поверхность твердых сплавов и сталей. Эти сплавы при
повышении температуры разупрочняются незначительно
(рис. 32, в, г). Предел текучести этих сплавов в отличие
от сплавов ЛМцЖ57-1,5-0,75 и ЛНМц50-2-2 при сниже-
нии температуры до комнатной остается сравнительно
низким. Их пластические свойства во всем исследуемом
интервале температур имеют удовлетворительное значе-
ние. Сплав ЛНМц60-9-5 имеет значительно меньшую тем-
пературу плавления (995°С), чем сплав БрНБ7-0,5
(1126°С). Кроме того, последний не содержит цинка, а
следовательно, при нагреве его состав более стабилен.
Сплав ЛНКоМц49-9-0,2-0,2 при комнатной температу-
ре имеет весьма высокое временное сопротивление раз-
рыву 472 МПа и ударную вязкость 78,5 104 Дж/м2 при
удовлетворительной пластичности. Предел текучести
этого сплава во всем исследуемом интервале температур
приблизительно вдвое меньше, чем временное сопротив-
ПРИПОИ, РЕКОМЕНДУЕМЫЕ ДЛЯ ПАЙКИ ИЗДЕЛИИ ИЗ ТВЕРДЫХ
СПЛАВОВ И ОБЛАСТИ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ*
Область применения и эксплуатационная
характеристика припоя
Трехслойный
ТП-1
ЛМцЖ
57-1,5-0,75
ЛНМц
60-9-5
МНМц
68-4-2
АНМц
0,6-4-2
Металлорежущий инструмент
Припой имеет низкую температуру плавления, хо-
рошо растекается по поверхности твердых спла-
вов, образует паяный шов толщиной«0,7—0,8 мм,
обладает достаточной прочностью для большин-
ства инструментов, создает самый низкий уровень
остаточных паяльных напряжений в твердом
сплаве, что снижает число трещин в твердом
сплаве при изготовлении инструмента и поломок
при эксплуатации инструмента
Металлорежущий инструмент
Припой имеет низкую температуру плавления,
хорошо смачивает паяемые поверхности, обеспе-
чивает требуемую прочность паяного шва, позво-
ляет снизить уровень остаточных паяльных на-
пряжений в твердом сплаве, повышает надеж-
ность работы инструмента
Металлорежущий инструмент
Припой имеет среднюю температуру плавления,
хорошо смачивает паяемые поверхности, по срав-
нению с припоем ЛМцЖ57-1,5-0,75 обеспечивает
более высокую прочность паяного шва, но вызы-
вает более высокий уровень остаточных паяльных
напряжений в твердом сплаве. Рекомендуется для
пайки инструмента, работающего в тяжелых усло-
виях при повышенных температурах
Металлорежущий инструмент
Припой имеет среднюю температуру плавления,
хорошо растекается по поверхности твердого
сплава. Создает в твердом сплаве большие оста-
точные паяльные напряжения, а в паяном шве
меньшую прочность, чем припой ЛНМц60-9-5
Металлорежущий инструмент
Припой имеет высокую температуру плавления,
хорошо смачивает поверхность твердых сплавов,
обеспечивает повышенную прочность паяного шва
при высоких температурах, вызывает высокий
уровень остаточных паяльных напряжений в твер-
дом сплаве. В ряде случаев приводит к образо-
ванию трещин в твердом сплаве и его поломкам
при эксплуатации. Может быть использован для
инструментов с малой протяженностью паяного
шва, работающих в исключительно тяжелых ус-
ловиях при повышенных температурах. Примене-
ние целесообразно только в том случае, если
прочность паяного шва при использовании припоя
ЛНМц60-9-5 недостаточна
Припой Область применения и эксплуатационная характеристике припоя
ЛНКоМц 49-9-0,2-0,2 Буровой инструмент ударного действия для пер- фораторного бурения диаметром меньше 100 мм. Припой имеет среднюю температуру плавления, хорошо смачивает поверхность твердого сплава, обеспечивает высокую прочность паяного шва,
• имеет высокую ударную вязкость Рекомендуется при пайке инструмента с корпуса-
ПСр44 ми из сталей мартенситного класса Буровой инструмент ударного действия диамет- ром более 100 мм с корпусом из сталей мартен- ситного класса Припой на основе серебра имеет более низкую, чем припой на основе меди, температуру плавле- ния, хорошо смачивает поверхность твердого сплава, образует весьма прочный паяный шов Применение целесообразно только в том случае, если прочность паяного шва при использовании
БрКоМц 3-10 припоев на основе меди недостаточна Инструмент различного назначения, корпус кото- рого при пайке не удается прогреть полностью, и пайка ведется при местном нагреве Припой имеет температуру плавления выше сред- ней, хорошо смачивает поверхность твердого сплава, образует прочный паяный шов, не содер- жит цинка, поэтому при местном нагреве его со- став меняется незначительно
* Состав н свойства флюсов приведены в табл. 3—5.
ление разрыву (рис. 32). Температура плавления этого
сплава составляет 955° С.
Бронза БрКоМцЗ-10 (рис. 32, е) обладает весьма вы-
сокой ударной вязкостью, достигающей при комнатной
температуре 108-104 Дж/м2. Эта бронза имеет сравни-
тельно высокое временное сопротивление разрыву и пре-
дел текучести, который по мере увеличения температур
снижается медленно. Пластические свойства этой бронзы
при температурах ниже 300° С находятся на удовлетво-
рительном уровне. При температурах выше 300° С ее
пластичность резко снижается. Сплав не содержит цин-
ка, поэтому при нагреве его состав более стабилен, чем
латуней, содержащих цинк.
Сплавы БрНБ-7-0,5 и ЛНМц50-2-2 были выбраны и
использованы как компоненты трехслойного припоя мар-
ки ТП-1 (см. гл. I).
В табл. 27 представлены рекомендуемые для пайки
твердых сплавов припои и области их применения.
Некоторая несогласованность в оценке напряжений
в образцах твердого сплава (табл. 5) и инструменте
(табл. 27) объясняется тем, что при переходе от образ-
цов малого сечения к инструменту резко уменьшаются
остаточные деформации твердого сплава и стали. Разни-
ца в изменении размеров стали и твердого сплава при
охлаждении паяного соединения остается прежней и
компенсируется при отсутствии остаточных деформаций
за счет увеличения упругих деформаций. Поэтому при-
пои, создающие большие остаточные деформации образ-
цов, вызывают большие напряжения в инструменте.
Припои, представленные в табл. 27, пригодны не
только для металлорежущего и бурового инструмента.
Однако конкретные рекомендации по использованию
этих припоев для других видов инструмента могут быть
даны только после выбора для их корпусов сталей и ре-
жимов пайки.
ФЛЮСЫ
При пайке твердых сплавов группы XV С—Со с большим
содержанием кобальта наблюдается хорошая смачивае-
мость их поверхности расплавленными припоями, в ре-
зультате получается качественный паяный шов с необхо-
димой прочностью.
Иная картина наблюдается при пайке сплавов групп
ХУС—ПС—Со и ХУС—Со с малым содержанием кобаль-
та. Некоторые партии этих сплавов не удается спаять со
сталью, несмотря на соблюдение всех требований, предъ-
являемых к паяемым поверхностям. Такие партии твер-
дого сплава не могут быть использованы заводами —
изготовителями твердосплавного инструмента. Чаще все-
го— это сплавы марок Т15К6 и Т30К4.
С целью улучшения смачиваемости поверхности твер-
дых сплавов расплавленными припоями заводы преду-
сматривают операцию подготовки твердого сплава к пай-
ке. Существуют различные способы подготовки изделия
из твердого сплава к пайке: снятие поверхностного слоя
сплава на заточном станке, пескоструйная (дробеструй-
ная) обработка, подготовка во вращающемся барабане
со специальной смесью, электрохимическая, химико-ме-
ханическая обработки и др. Эти виды подготовки улуч-
шают смачиваемость твердого сплава расплавленными
припоями (в среднем примерно на 25—30%). Однако это
незначительное увеличение смачиваемости в случае ис-
пользования твердосплавного инструмента из сплавов
группы ХУС—Т1С—Со и ХУС—Со с малым содержанием
кобальта не позволяет получить качественный инстру-
мент. ВНИИТСом разработан способ подготовки твердо-
го сплава к пайке методом окисления. Любой способ под-
готовки твердого сплава к пайке усложняет технологиче-
ский процесс изготовления твердосплавного инструмента,
поэтому были предприняты попытки создания флюса, не
требующего предварительной подготовки твердого спла-
ва к пайке.
В основу разработки флюса был положен замеченный
эффект резкого увеличения растекаемости припоя при
наличии следов окислов на поверхности твердого сплава.
С целью выяснения влияния окислов на повышение сма-
чиваемости твердых сплавов расплавленными припоями
в техническую буру (ГОСТ 8429—57) вводили окислы
железа, никеля, титана, калия, натрия, вольфрама и ко-
бальта. Исследования растекаемости показали, что до-
бавка в буру окислов перечисленных металлов не улуч-
шает растекаемость припоя, а окислы титана даже за-
трудняют ее. Иная картина наблюдается при одновре-
менном введении в буру окиси вольфрама ХУО3 и окиси
кобальта Со2О3. Добавка в буру 8% \УО3 и 4% Со2О3
увеличивает площадь растекания припоя Л63 по сплавам
ВК4 и Т15К6 в шесть-семь раз, а по сплаву Т30К4 в во-
семь раз. Однако при испытании образцов, запаянных с
применением буры, содержащей окислы вольфрама и
кобальта, на срез оказалось, что прочность нестабильна.
При металлографических исследованиях этих образцов
обнаружили в переходных зонах твердый сплав — припой
и припой — сталь отдельные включения нераспавшихся
окислов. Вероятно, эти нераспавшиеся окислы, отделяю-
щие припой от твердого сплава и стали, и были причи-
ной снижения прочности отдельных паяных образцов.
С целью удаления остающихся в паяном шве окислов
в состав флюса вводили активные восстановители, дей-
ствие которых начинается при высоких температурах
после расплавления и растекания припоя. В качестве
восстановителей были опробованы фтористые соедине-
ния калия, натрия и кобальта. Дополнительная добавка
во флюс восстановителя несколько уменьшала количест-
во остающихся в паяном шве окислов, но не обеспечива-
ла их полного удаления.
Только когда за основу флюса было взято богатое
фтором соединение—фторборат натрия, в который вво-
дили окись вольфрама, окись кобальта и тетраборат нат-
рия, были получены положительные результаты. Состав
рекомендуемого флюса Ф100 представлен на стр. 36.
Вероятно, механизм действия нового флюса заключался
в том, что при нагреве окисли, содержащиеся во флюсе,
разлагаясь, интенсивно выделяют кислород, окисляющий
свободный и связанный углерод, способствуя декарбиди-
зации поверхности твердого сплава. Кроме того, избыток
кислорода способствует резкому снижению поверхност-
ного натяжения расплавленного припоя [107]. Затем при
температуре 930—1100° С происходит разложение фтор-
бората натрия, и активаторы восстанавливают оставшие-
ся окислы, а образовавшиеся фториды улетучиваются.
Испытания на срез образцов, запаянных с этим флю-
сом, показали стабильную высокую прочность, а метал-
лографический анализ — отсутствие в переходных зонах
твердый сплав — припой и припой — сталь посторонних
включений.
Новый флюс [51, 52] резко увеличивает смачивае-
мость твердых сплавов расплавленными припоями на
медной основе, позволяет получать качественное паяное
соединение и дает возможность упростить технологию
производства твердосплавного инструмента.
В настоящее время этот флюс широко используют при
пайке металлорежущего инструмента.
При пайке с флюсом Ф100 выделяются токсичные
фтористые соединения, поэтому его применение возмож-
но только при хорошей вентиляции. Избежать токсиче-
ского действия флюса Ф100, не снижая качества паяемо-
го инструмента, можно подготавливая пластины твердого
сплава к пайке методом окисления. После такой подго-
товки следует заменить токсичный флюс марки Ф100
обезвоженной бурой.
После подготовки твердых сплавов к пайке методом
окисления не требуются более активные флюсы, так как
использование обезвоженной буры обеспечивает полу-
чение паяного шва высокого качества.
Без подготовки твердого сплава к пайке методом
окисления ни один флюс, кроме флюса марки Ф100, не
обеспечивает получения паяного шва высокого качества.
ФЛЮСЫ, РЕКОМЕНДУЕМЫЕ ДЛЯ ПАЙКИ ИЗДЕЛИЙ
ИЗ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ И ОБЛАСТИ ИХ ПРИМЕНЕНИЯ*
Флюс Область применения
Обезвоженная Все твердые сплавы, за исключением безвольфра-
бура мовых, при пайке припоями на основе меди. Сплавы групп ХУС—Т1С—Со н ХУС—Со с малым содержанием кобальта должны быть подготовле- ны к пайке методом окисления
Ф100 Твердые сплавы групп ХУС—Т1С—Со и ХУС—Со с малым содержанием кобальта, а также безволь- фрамовые твердые сплавы при пайке припоями на основе меди без подготовки к пайке методом окисления
№ 209 При пайке твердых сплавов припоями на основе серебра
* Состав н свойства флюсов приведены в табл. 9-
Поэтому для пайки всех твердых сплавов припоями на
основе меди следует пользоваться только двумя флюса-
ми— обезвоженной бурой и флюсом Ф100.
В табл. 28 представлены рекомендуемые для пайки
твердых сплавов флюсы и области их применения.
Глава VI
ТЕХНОЛОГИЯ ПАЙКИ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА
ПОДГОТОВКА КОРПУСОВ ИНСТРУМЕНТА К ПАЙКЕ
Для изготовления корпусов каждого вида инструмента
должна использоваться сталь определенного состава. Без
строгого соблюдения этого требования невозможно по-
лучить инструмент высокого качества. Поэтому каждая
партия стали, предназначенная для корпусов того или
другого вида инструмента, должна проходить входной
контроль, в результате которого устанавливается соот-
ветствие состава стали указанному в паспорте, а также
количественное содержание углерода и легирующих эле-
ментов.
Если сталь поставляют не в отожженном состоя-
нии или заготовки корпусов получены ковкой, то пе-
ред механической обработкой сталь должна быть
отожжена.
Для ряда видов инструмента используют стали мар-
тенситного класса, закаливающиеся при сравнительно
медленном охлаждении. При использовании для корпу-
сов инструментов сталей, закаливающихся при медлен-
ном охлаждении, нередко инструментальные цехи заво-
дов высказывают претензии, что и после отжига сталь
очень плохо обрабатывается. Обычно это вызвано тем,
что при нагреве выше критической температуры исходная
структура стали переходит в аустенит, и при недостаточ-
но медленном охлаждении сталь вновь закаливается. При
отжиге стали следует строго соблюдать рекомендуемые
для данной стали режимы. Перед отжигом стали следует
проверить правильность показания приборов, регулиру-
ющих температуру в печи.
Гнездо под пайку в корпусе инструмента должно точ-
но соответствовать пластине твердого сплава. При пайке
в закрытый паз размеры гнезда должны обеспечивать
заданные технологической инструкцией величины паяль-
ных зазоров. Пластины твердого сплава выпускаются с
определенными допусками по толщине, поэтому их сле-
дует сортировать на несколько групп и для каждой груп-
пы подготавливать корпуса инструмента с соответству-
ющими размерами пазов.
Шлифовка всех твердосплавных пластин с целью по-
лучения их одинаковой толщины экономически не оп-
равдана. Кроме того, при существующем на действующих
предприятиях состоянии шлифовки и стремлении к уве-
личению производительности шлифовка чаще всего вы-
зывает снижение эксплуатационной прочности твердо-
сплавных изделий.
При пайке твердосплавных пластин в открытый паз
величина свисания твердосплавной пластины не должна
превышать 0,5—0,8 мм. Большее свисание, особенно в
случае пайки твердых сплавов группы —ПС—Со и
XV С—Со с малым содержанием кобальта, вызывает об-
разование трещин в пластинах твердого сплава при за-
точке. Это связано с нагревом выступающей части плас-
тины твердого сплава при заточке.
При использовании трехслойного припоя марки ТП-1,
образующего паяный шов толщиной 0,7—0,8 мм, гнездо
под пластину твердого сплава должно быть углублено на
соответствующую величину.
Пайка твердосплавных пластин в открытый паз дол-
жна производиться по одной плоскости, так как пайка по
двум плоскостям вызывает дополнительные остаточные
паяльные напряжения. При пайке твердосплавной пла-
стины по одной плоскости возможно ее смещение, поэто-
му практически при пайке в открытый паз (например,
токарных резцов) следует оставлять уступ высотой 1,5—
3 мм для фиксации пластины твердого сплава (рис. 33).
При капиллярной пайке без
промежуточных прокладок всегда
Рис. 33. Токарный резец с
пластиной твердого сплава,
запаянной в открытый паз
следует стремиться к получению
паяного шва максимальной тол-
щины. В этом случае величина
паяльных зазоров ограничена воз-
можностью их качественного за-
полнения припоем. Требование,
чтобы толщина паяного шва была
не более 0,1 мм или 0,15 мм,
предъявляемое при изготовлении
некоторых видов инструмента
(например, металлорежущего) не
только необоснованно и ведет
к снижению качества инструмента, но и вызывает боль-
шие трудности при сборке инструмента. Кроме того, ин-
струменты, имеющие толщину паяного шва, превышаю-
щую указанную, необоснованно бракуют. При паяльных
зазорах, больших чем 0,3 мм, их качественное заполнение
за счет капиллярных сил затруднено, следовательно, ка-
чество паяного шва снижается. Уменьшение толщины па-
яного шва приводит к увеличению остаточных паяльных
напряжений в твердом сплаве и их концентрации, поэто-
му практически при капиллярной пайке оптимальная
толщина паяного шва лежит в пределах от 0,1 до 0,25 мм.
Для получения наиболее благоприятной схемы напря-
женного состояния твердосплавной пластины при техно-
логии пайки металлорежущего инструмента, принятой в
настоящее время на действующих предприятиях (сталь
марки 45, припой на основе меди, охлаждение после пай-
ки на воздухе или в подогретом песке), соотношение тол-
щин твердого сплава и стали должно быть 1 :3 [3].
При указанном выше варианте пайки в пластинах
твердого сплава отсутствуют или очень малы напряже-
ния растяжения. Для иллюстрации на рис. 34 представ-
лены эпюры остаточных паяльных напряжений, получен-
ные в работе [108] при пайке образцов из стали марки
45 с образцами твердых сплавов марок ВК4, Т15К6,
Т5КЮ латунью марки Л63 и охлаждении на воздухе.
Представленные на рис. 34 данные о зависимости оста-
точных паяльных напряжений в образцах твердого спла-
Т15К6
М4
+363
+500
-275
+Ш
-746
-26К
1-3
Рис. 34. Эпюра остаточных паяльных, напряжений в образцах твердых спла-
вов марок ЕК4, Т15К6, Т5К10 и стали марки 45, МПа, спаянных между собой
при соотношении толщин твердого сплава и стали:
/—1:1; 2 — 1:2; 3 — 1:3
Трещины В образцах -769
твердого сплоба после поики
-569
-235
+245
-667
+422
-539
-275
Т5К10
г=^+500
+363
-69
+392
-265
+20
-677
+472
+275
+59
+4М
-275
ва от соотношения толщин твердого сплава и стали спра-
ведливы только при данном технологическом варианте
пайки, поэтому рекомендованное в настоящее время со-
отношение толщин твердого сплава и стали 1:3 (рис.
34,3) не является универсальным, так как изменение ма-
териалов или технологии пайки приводит к резкому из-
менению эпюр остаточных паяльных напряжений в твер-
дом сплаве.
Так, например, резкое охлаждение в масле паяного
соединения из тех же материалов или замена стали мар-
ки 45 сталью 45ХНМФА при охлаждении на воздухе при-
водит к резкому изменению эпюр остаточных паяльных
напряжений. Если при пайке образцов из твердых спла-
вов с образцами из стали марки 45 при соотношении тол-
щин 1:2 и охлаждении после пайки на воздухе в поверх-
костном слое образцов твердого сплава ВК4 напряжения
составляли плюс 363 МПа, Т15К6—плюс 245 МПа и
Т5К10—плюс 275 МПа (рис. 34,2), то при охлаждении
после пайки образцов из этих же материалов в масле
напряжения резко изменились. В поверхностном слое об-
разца сплава ВК4 напряжения составили плюс 39 МПа,
Сталь
1:2
о\ТВер-
\Вый
\сплав
7Вер_-
Вый
сплпВ
Сталь
Рис. 35. Эпюры распределения остаточных паяльных напряжений (МПа) в
образцах из твердых сплавов ВК4, Т15К6, Т5КЮ н стали марки 45 (а) и
45ХНМФА (б) (припой Л63, охлаждение образцов со сталью марки 45 в мас-
ле, со сталью 45ХНМФА иа воздухе)
образцы сплава Т15К6 растрескались при охлаждении, в
сплаве Т5К10 напряжения стали равны минус 69 МПа
(рис. 35,а). Замена стали марки 45 сталью 45ХНМФА
вызывает изменение напряжений в поверхностном слое
образцов твердого сплава при охлаждении после пайки
на воздухе. При этом напряжении в поверхностном слое
образцов из твердого сплава ВК4 стали равны плюс
10 МПа, для сплава Т15К6—минус 29 МПа, а для спла-
ва Т5КД0—минус 147 МПа (рис. 35,6).
Сопоставление данных, представленных на рис. 34 и
35, свидетельствует о том, что при соотношении толщин
твердого сплава и стали, равном 1:2 (сталь 45 и припой
Л63), и охлаждении на воздухе в сплаве Т15К6 трещины
отсутствуют, а резкое охлаждение в масле приводит к
образованию трещин в этом сплаве.
Опорная (паяемая) поверхность паза в корпусе ин-
струмента должна быть плоской, чтобы паяльный зазор
(с учетом неплоскостности твердосплавной пластины) не
выходил за пределы 0,2 мм, максимум 0,3 мм, так как при
большей величине зазора при капиллярной пайке в мас-
совом производстве неизбежны непропаи. Чистота обра-
ботки паза должна соответствовать Х74—Х75.
В гнездах инструмента, подлежащих пайке, не допу-
скается загрязнений окалины и следов масла или эмуль-
сии. Поэтому корпуса инструмента после фрезеровки па-
зов должны храниться в чистом сухом помещении, исклю-
чающем загрязнение и образование окисной пленки.
Перед пайкой корпуса инструментов должны обезжи-
риваться в 10—15%-ном водном растворе каустической
соды, нагретой до температуры 80—90° С, в течение 10—
15 мин, затем промываться в горячей воде при 80—90° С
в течение 15 мин и сушиться в потоке горячего воздуха.
Корпуса инструмента обезжиривают в специальных ван-
нах и сушильной установке, предусмотренных специаль-
но для этой цели. Для обезжиривания корпуса инструмен-
та помещают в корзину, которую с помощью тельфера
погружают в ванну с водным раствором каустической
соды, затем в ванну с горячей водой, после чего переда-
ют на сушильную установку.
Качество обезжиривания проверяют, смачивая по-
верхность корпуса инструмента водой. Если вода покры-
вает поверхность ровной пленкой — обезжиривание хо-
рошее; если вода собирается каплями — поверхность не
обезжирена.
Хранение обезжиренных корпусов инструмента дол-
жно проводиться в сухом, чистом помещении не более
5—10 сут.
ПОДГОТОВКА ПОВЕРХНОСТИ ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
ПЕРЕД ПАЙКОЙ
Подготовка поверхности твердых сплавов группы XVС—
Со с большим содержанием кобальта, применяемых глав-
ным образом при изготовлении бурового инструмента и
штампов, не требуется, так как их поверхности хорошо
смачиваются расплавленным припоем без какой-либо
специальной обработки. Наряду с этим малокобальто-
вые твердые сплавы группы \УС—Со и сплавы группы
\\ С—Т1С—Со не всегда хорошо смачиваются расплав-
ленным припоем, поэтому эти сплавы перед пайкой необ-
ходимо подвергать специальной подготовке окислением
[53] либо при их пайке использовать высокоэффектив-
ный, но токсичный флюс марки Ф100 [51].
Поверхность твердого сплава методом окисления под-
готавливается следующим образом. Пластины твердого
сплава помещают в корзину из нержавеющей сетки, ко-
торую помещают в камерную электропечь, нагретую до
температуры 800° С на 10—30 мин в зависимости от объ-
ема печи, подсоса воздуха, массы садки и марки твердо-
го сплава. Время выдержки в печи определяют экспери-
ментально. Равномерность окисления пластин, располо-
женных внутри корзины, достигают тем, что дно корзины
приподнято над подом печи с помощью подставок. Нали-
чие свободного пространства между дном корзины и по-
дом печи обеспечивает циркуляцию воздуха. По оконча-
нии этой операции корзину с пластинами из твердого
сплава выгружают из печи и охлаждают на воздухе.
После полного охлаждения окисная пленка, образовав-
шаяся на поверхности пластин, должна иметь бурый цвет
и толщину 0,3—0,4 мм. При этом изменение размеров
пластин из твердого сплава весьма незначительно, так
как плотность окислов в три — пять раз меньше, чем
плотность твердого сплава. Образование темно-серой
пленки толщиной менее 0,1 мм свидетельствует о недо-
статочном времени выдержки пластин твердого сплава в
печи.
Удалить серую пленку с поверхности пластин трудно.
Пайка пластин твердого сплава с удаленной не полно-
стью окисной пленкой приводит к резкому снижению
прочности паяного шва, несмотря на хорошую смачива-
емость расплавленным припоем, так как в этом случае
при приложении нагрузок происходит разрушение окис-
ной пленки и трещина идет между паяным швом и твер-
дым сплавом.
Снятие окисной пленки бурого цвета с поверхности
твердого сплава не вызывает затруднений и производит-
ся во вращающемся барабане из нержавеющей стали со
смесью, состоящей из речного песка, древесных опилок
и 10—15%-ного раствора каустической соды. Насыпной
объем пластин твердого сплава составляет 50%, речного
песка—25%, древесных опилок—15%, раствор каусти-
ческой соды — остальное.
Объем барабана не следует делать более двух-трех
литров, так как при большем объеме переносить барабан
вручную трудно. Кроме того, не всегда имеются в нали-
чии пластины твердого сплава одной марки и формо-
размера в количествах, достаточных для заполнения
ими половины барабана. Смешивание пластин твер-
дого сплава различных форморазмеров, хотя и до-
пускается, но требует последующей их сортировки,
которая нежелательна, так как является дополнитель-
ной операцией.
Длину барабана обычно выбирают равной его диа-
метру. Ориентировочное число оборотов (об/мин) вра-
щения барабана при снятии окисного слоя с пластин
твердого сплава рассчитывают по эмпирической формуле
[109]:
п = зо/ут>,
где Д — диаметр барабана, м.
Для сплавов группы АУС—Со продолжительность об-
работки во вращающемся барабане составляет 2—4 ч,
для сплавов группы ХУС—Т1С—Со —4—5 ч.
Полноту удаления окислов с поверхности твердых
сплавов проверяют с помощью семикратной лупы. От-
сутствие видимых остатков окисной пленки свидетельст-
вует о том, что процесс удаления окислов проведен до
конца.
Для отделения твердосплавных пластин от пульпы,
находящейся в барабане, содержимое последнего высы-
пают в корзину из нержавеющей сетки, которая устанав-
ливается в специальном гнезде над сливом; содержимое
корзины промывают водой из шланга (лучше горячей),
после чего корзину, наполненную пластинами из твердо-
го сплава, переставляют в другое гнездо, в которое снизу
подают горячий воздух, и сушат пластины.
Установка для промывки и просушки твердых спла-
вов занимает не много места, но должна быть обязатель-
но оборудована отстойниками для отделения речного
песка и опилок. Подготовка твердого сплава к пайке ме-
тодом окисления при отсутствии установки для промыв-
ки и просушки пластин твердого сплава не может быть
рекомендована, так как весьма не технологична.
Хранение твердосплавных пластин после подготовки
к пайке должно производиться в сухом и чистом поме-
щении не более 5—10 сут.
СБОРКА ПОД ПАЙКУ
Сборка инструмента под пайку включает установку пла-
стины твердого сплава в гнездо инструмента, ее укрепле-
ние в гнезде (это делают не всегда), дозировку припоя,
нанесение флюса, фиксацию паяльных зазоров (если их
величина более 0,1) ив некоторых случаях, когда паяль-
ные зазоры больше 0,2—0,3 мм, укрепление специальных
технологических накладок, препятствующих вытеканию
припоя из паяльного зазора.
При пайке таких инструментов, как токарные резцы,
операция сборки обычно проводится паяльщиком одно-
временно с пайкой. Паяльщик насыпает в гнездо флюс,
укладывает заранее нарезанный кусочек листового при-
поя, вновь насыпает флюс, устанавливает пластину твер-
дого сплава и помещает резец в индуктор работающей
высокочастотной установки.
После расплавления припоя и его растекания паяль-
щик вынимает резец из индуктора, не давая припою за-
твердеть, прижимает пластину твердого сплава к корпусу
и охлаждает инструмент.
При пайке однолезвийного инструмента, у которого
толщина паяного шва должна быть не менее 0,2 мм, и
многолезвийного сборку делают заранее и подают ин-
струмент на пайку в собранном виде.
У бурового инструмента ударного действия при пайке
в закрытый паз величину паяльного зазора фиксируют
либо кернением, либо оборачивают пластину твердого
сплава калиброванной проволокой. В этом случае керне-
ние или калиброванная проволока фиксирует нс только
величину паяльного зазора, но и твердосплавную пласти-
ну в процессе пайки.
Паяные швы толщиной более 0,3 мм без промежуточ-
ных прокладок получают методом, весьма близким к
литью. Примером такой пайки могут служить Х-образ-
ные коронки для пневмоударпого бурения диаметром бо-
лее 100 мм, у которых толщина паяного шва должна на-
ходиться в пределах 1—1,5 мм. При сборке под пайку
такого инструмента создают литниковую систему, способ-
ную удерживать расплавленный припой в некапиллярных
паяльных зазорах. По существу создание литниковой
системы сводится к следующему. Флюс и припой поме-
щают в стальную воронку, расположенную в центре ко-
ронки. Для расплавленных флюса и припоя, поступаю-
щих из воронки в центр коронки, должны быть преду-
смотрены свободные проходы под пластинами твердого
сплава, чтобы припой, поступающий вслед за флюсом,
вытеснил последний снизу. Паяльные зазоры, выходя-
щие на боковую поверхность коронки, во избежание вы-
текания расплавленных флюса и припоя должны быть
закрыты либо стальными технологическими накладками,
приваренными к корпусу инструмента, либо специаль-
ными замазками или заделаны другими способами,
обеспечивающими плотный контакт с корпусом ин-
струмента и препятствующими вытеканию флюса и при-
поя [ПО].
Пластины твердого сплава в многолезвийном метал-
лорежущем инструменте, где нс предусмотрено искусст-
венное увеличение паяльного зазора, крепят с помощью
технологических стенок или штырей, которые забивают
в отверстия, предназначенные специально для этой це-
ли. При заточке инструмента технологические стенки и
штыри стачивают.
Для пайки каждого вида инструмента необходимо оп-
ределенное количество припоя. В идеальном случае
дозировка должна быть такой, чтобы объем припоя, пред-
назначенного для пайки того или другого вида инстру-
мента, был точно равен объему паяльных зазоров н гал-
телей (если таковые есть). В этом случае совсем не бы-
ло бы натеков припоя, которые вызывают затруднения
при заточке инструмента. Объем паяльных зазоров не-
постоянен, так как зависит от принятых допусков при
изготовлении корпуса инструмента и пластины твердого
сплава. Поэтому дозировку припоя следует считать пра-
вильной в том случае, если при принятых допусках его
всегда достаточно для заполнения паяльных зазоров и
образования галтелей. При этом избыток припоя дол-
жен быть минимальным.
С экономической точки зрения выгоднее тщательно
дозировать припой, чем при заточке удалять его наплы-
вы или получать брак по непропаю пз-за недостатка
припоя.
Трехслойных припой дозируется путем вырубки из
него пластин, конфигурация которых соответствует паяе-
мой поверхности. При этом размеры пластины припоя
должны быть несколько больше паяемой поверхности
пластины твердого сплава и в процессе пайки выступать
за ее пределы на 0,5—0,7 мм, обеспечивая визуальное на-
блюдение за процессом плавления наружных слоев трех-
слойного припоя.
Использование припоя в виде таблеток, состоящих из
60—75% стружки припоя МНМц68-4-2 и трехкомпонент-
ного флюса, а также порошка, который получают измель-
чением таблеток, даст возможность повысить производи-
тельность труда на операции пайки, но приводит к сни-
жению качества инструмента.
Для каждого вида инструмента дозированный припой
должен быть подготовлен заранее, так как при выполне-
нии этой операции непосредственно при пайке дозировку
систематически не соблюдают.
При пайке твердых сплавов всех марок, за исключе-
нием безвольфрамовых, припоями на основе меди в ка-
честве флюса следует использовать обезвоженную буру.
При этом пайка малокобальтовых сплавов группы \УС—
Со и сплавов группы ХУС—Т1С—Со должна проводить-
ся с предварительной подготовкой их поверхности мето-
дом окисления. Для пайки безвольфрамовых твердых
сплавов, а также малокобальтовых сплавов группы ХУС—
Со и сплавов группы ХУС—ПС—Со, не прошедших под-
готовку к пайке методом окисления, следует использо-
вать флюс марки Ф100, так как в этом случае дру-
гие флюсы не обеспечивают необходимой смачивае-
мости поверхности твердого сплава расплавленным
припоем.
При пайке припоями на основе серебра следует ис-
пользовать флюсы № 284 и 209, интервал активности
которых согласован с температурой плавления этих
припоев. Для флюса № 284 интервал активности на-
ходится в пределах 500—850° С, для флюса № 209—
600—850 °С.
Дозировка флюсов при пайке должна обеспечивать
покрытие всех паяемых поверхностей расплавленным
флюсом вплоть до его вытеснения припоем. При нагреве
инструмента под пайку необходимо следить непрерывно
за тем, чтобы поверхности, подлежащие пайке, были по-
крыты флюсом и при необходимости добавлять послед-
ний.
ПАЙКА ИНСТРУМЕНТА
Пайку инструмента можно производить, используя раз-
личные методы нагрева. Наиболее распространен высо-
кочастотный нагрев инструментов под пайку.
Некоторое количество инструментов паяют погруже-
нием в ванну с расплавленным припоем, находящимся
под слоем флюса. Небольшое количество инструментов
паяют в соляных ваннах, электропечах, элсктроконтакт-
ным способом и с помощью газовой горелки.
Наиболее перспективным способом следует считать
пайку при высокочастотном нагреве, при котором в про-
цессе нагрева возможно непрерывное визуальное наблю-
дение и доступ к инструменту.
При пайке погружением инструмента в ванну с рас-
плавленным припоем твердосплавные пластины испыты-
вают термоудар при высоких температурах, который, как
будет показано ниже, весьма нежелателен.
Пайка в соляных ваннах связана с тяжелыми и вред-
ными условиями труда и не обеспечивает высокого ка-
чества инструмента.
Пайка в электропечах без защитной атмосферы допу-
стима, но сопряжена обычно с рядом трудностей, обуслов-
ленных невозможностью визуального наблюдения за ин-
струментом в процессе пайки и отсутствием доступа к
инструменту, находящемуся в горячей зоне печи.
В электропечах с защитной атмосферой с успехом па-
яют мелкий инструмент с предварительно закрепленны-
ми в гнездах пластинами твердого сплава. Пайка круп-
ногабаритных инструментов (например, коронок для
пневмоударного бурения диаметром более 100 мм) в та-
ких печах при существующем уровне технологии, по-ви-
димому, нерациональна.
Электроконтактный способ может быть реализован
при пайке инструмента с небольшой площадью паяного
шва.
Пайка газовой горелкой, предназначенной для сварки
металлов, не может быть рекомендована, так как при
этом создаются местные перегревы, которые отрицатель-
но влияют на качество инструмента. В некоторых случа-
ях газовые горелки используют для пайки вследствие от-
сутствия другого оборудования, например в геологораз-
ведочных партиях, находящихся в полевых условиях.
Нагрев под пайку должен проводиться медленно с
тем, чтобы обеспечить сохранение исходных свойств твер-
дого сплава, равномерный прогрев паяемых поверхно-
стей и корпуса инструмента. Быстрый нагрев пластин из
твердых сплавов вызывает неравномерное распределение
температур в объеме изделия. Участки твердосплавной
пластины, нагретые до более высоких температур, стре-
мятся расшириться, а участки изделия, имеющие мень-
шую температуру, препятствуют этому. При высоких тем-
пературах в твердосплавной пластине возможны остаточ-
ные деформации, вызванные неравномерным нагревом.
Остаточные деформации после охлаждения твердосплав-
ной пластины вызовут остаточные напряжения. Пласти-
ны, имеющие остаточные напряжения, имеют понижен-
ную эксплуатационную прочность при циклических на-
грузках. Весьма приближенно допустимые перепады
температур можно определить из рассмотрения следую-
щей задачи. Тонкий поверхностный слой пластины твер-
дого сплава нагрет до температуры /2, которая выше,
чем температура ее остальной части, равная 1^. Учитывая,
что в данном случае мы определяем только весьма при-
ближенные значения, будем рассматривать одномерную
задачу. Практически вся разность линейных размеров
слоев, вызванная различием температур, будет компен-
сироваться за счет деформации тонкого поверхностного
слоя, нагретого до более высокой температуры. Напря-
жения в этом слое, если они не достигли предела теку-
чести, могут быть определены по формулам:
о = Ее; (96)
е = Д///о; (97)
Л/ = 10аЛ1, (98)
где а — напряжения; Е — модуль упругости; е —относи-
тельная деформация; /0 — длина твердосплавной пласти-
ны при комнатной температуре; Д/— увеличение разме-
ра 10 при нагреве; а — коэффициент линейного термиче-
ского расширения; Д/— разность между температурами
поверхностного (/2) и внутреннего слоев изделия (Д).
После замены е его значением из уравнений (97) и
(98) уравнение (96) примет вид:
о = ЕаЫ. (99)
Допустимый перепад температур в изделии из твер-
дого сплава, при котором в процессе нагрева в нем не
будут возникать остаточные деформации, может быть
определен из уравнения (100):
ООО)
Для получения численного значения допустимого пе-
репада температур Л/ в уравнении (100) напряжения а
следует заменить пределом текучести от. Затем, подста-
вив значения от, Е и а для рассматриваемого твердого
сплава при заданной температуре горячего поверхностно-
го слоя, можно получить допустимый перепад темпера-
тур. Решая уравнение при различных температурах, полу-
чим допустимые перепады температур в изделии из твер-
дого сплава при нагреве в зависимости от температуры
поверхностного слоя.
Значение коэффициента линейного расширения твер-
дых сплавов в интервале температур от 20 до 1000°С
практически не изменяется; модуль упругости в этом
температурном интервале изменяется незначительно, а
предел текучести при увеличении температуры резко сни-
жается. Иными словами, по мере увеличения температур
знаменатель уравнения (100) почти не меняется, а чис-
литель резко уменьшается, поэтому значение допусти-
мого перепада температур при увеличении температуры
будет уменьшаться.
В табл. 29 представлены значения модуля упругости
и предела текучести сплава ВК6 в зависимости от тем-
пературы по данным работы В. И. Туманова [22]. Бэтой
же таблице представлены результаты вычисления допу-
стимых перепадов температур при нагреве сплава ВК6
в зависимости от температуры поверхностного слоя, на-
гретого до более высоких температур, чем внутренняя
часть изделия.
Как видно из табл. 29, перепады температур внутри
изделия из твердого сплава, при которых не происходит
остаточных деформаций в изделии, по мере нагрева по-
верхностного слоя непрерывно уменьшаются.
Неравномерный нагрев инструмента под пайку может
не только вызвать в твердом сплаве остаточные напря-
жения, но и создать предпосылки получения паяного шва
неудовлетворительного качества. Здесь могут быть два
одинаково неблагоприятных случая. Либо расплавлен-
ный припой затекает в паяльный паз, у которого темпе-
ратура поверхности ниже ликвидуса припоя; последний,
Таблица 29
МОДУЛЬ УПРУГОСТИ, ПРЕДЕЛ ТЕКУЧЕСТИ И ДОПУСТИМЫЙ ПЕРЕПАД
ТЕМПЕРАТУР ПРИ НАГРЕВЕ ТВЕРДОГО СПЛАВА ВК6
Измеряемая величина Температура наружного слоя нагреваемого изделия из твердого сплава. °С
20 | 100 | 200 300 400
Е, МПа 633 000 630 000 627 000 621 000 610000
ст, МПа 1619 —• 1373 353
Л/, сс* — — — 115
Продолжение табл. 29
Измеряемая величина Температура наружного слоя нагреваемого изделия из твердого сплава, °С
500 600 700 800 ООО 1000
Е, МПа 605 000 595 000 586 000
МПА 177 128 128 29 9,8
А/, °С* — 59 — 47 11 3
• При расчете Л/ при температурах 800, 900 и 1000° С значение модуля
упругости принято 539550 МПа.
не успевая взаимодействовать с ней, затвердевает. При
этом образуются непропаи, а прочность паяного шва по-
лучается пониженной.
Если некоторые участки поверхностей, подлежащих
пайке, имеют температуру, значительно превышающую
температуру ликвидуса припоя, то при использовании в
качестве припоев латуней происходит их обеднение цин-
ком и нестабильность свойств паяного шва.
Кроме того, неравномерный нагрев корпуса инстру-
мента и непостоянство режимов нагрева вызывают раз-
личное изменение размеров отдельных его участков при
охлаждении инструмента. Нестабильный режим дефор-
мирования паяного соединения, особенно если операция
пайки совмещена с операцией термообработки, приводит
к непостоянству схем напряженного состояния твердого
сплава и в конечном счете к нестабильности качества
инструмента.
Ориентировочное время нагрева инструмента под
пайку, обеспечивающее достаточно равномерный нагрев
162
и возможность совмещения операции термообработки
стального корпуса инструмента с операцией пайки, по-
казано пиже, мин:
Токарные резцы...........................1,5—5*
Перфораторные коронки диаметром 40 мм . . 10**
Коронки для пневмоударников диаметром 105
и 155 мм................................. 20—30**
* При частоте тока 60—70 кГц.
* • При частоте тока 2.5—8 кГц
В практике работы предприятий, изготавливающих
твердосплавный паяный инструмент, неравномерный на-
грев при пайке на высокочастотных установках являет-
ся главным образом следствием двух причин: повыше-
ния производительности труда на операции пайки за счет
сокращения времени нагрева инструмента вместо ис-
пользования многоместных индукторов и использования
высокочастотных установок с частотой, превышающей
оптимальную.
Исследования, проведенные И. Н. Кидиным [Ш] , свидетельст-
вуют о том, что электромагнитная волна при высокочастотном на-
греве наводит индукционные токи и выделяет энергию главным об-
разом в наружном слое металлов толщиной й, которая может быть
вычислена по формуле
а = —
2л
(101)
где С — скорость света; р — удельное электросопротивление; р —
магнитная проницаемость; [ — частота колебаний.
Ниже приведены значения удельного электросопротивления,
магнитной проницаемости и температуры точки Кюри для стали и
некоторых твердых сплавов [22, 23, 111]:
р, ОмХ Хем-с—в и Темпера- тура точки Кюри, °С
Малолегированная стая сталь , . ,л углеродп- 10 100 770
Твердый сплав: ВК4 .... 22,2 ВК6 .... 21,7 ВК8 . . 20,7 ВК15 . . ... 19,4 Т15К6 46,4 ♦ Максимальная магнитная проницаемость 1,8* - — 890 — 890 8,3* 980 2,05 975 в постоянном
токе.
Как видно из уравнения (101), с увеличением частоты тока глу-
бина проникновения его в металл уменьшается.
Для холодной стали И. Н. Кидин [111] приводит зависимость
^Реа= 1,7/]/Г, (,02)
а для стали при температуре выше 800е С
</Реу = б0/|/7.
(103)
Большая глубина проникновения тока в горячую сталь обуслов-
лена ее переходом в немагнитное состояние. После нагрева до тем-
пературы, превышающей точку Кюри, магнитная проницаемость
стали резко уменьшается и становится равной единице.
Глубина проникновения тока в холодную и горячую сталь
[111] показана ин.ке;
Частота тока, пер/с . . Ю8
Глубина проникновения
тока в холодную сталь,
мм .... . . 0.602
Глубина проникновения
тока в горячую сталь, мм 0.065
10“ 10® 10* 2-103 0,5 103
0,02 0,07 0,2 0,5 2,4
0,65 2,1 6,5 14,5 91,4
Подставляя в уравнение (104) значения р и р для твердого
сплава ВК4 и ВК15, получим:
йвк4 — ,7.7/ 1 !'•
7.7/1 ‘:
ЙТ15К6 = 2^'^ ( •
(Ю4)
(Ю5)
(106)
Подставляя в уравнения (101)—(106) различные значения ча-
стоты тока I, получаем глубину проникновения <1 в холодные твер-
дые сплавы.
Глубина проникновения тока в твердые сплавы при различных
частотах тока показана ниже:
Частота тока, пер/с . . 10’ 10е 10Б 104 2-103 0,5-10?
Глубина проникновения,
мм:
ВК4 . . . . 0,0177 0,177 0,558 1,77 3,96 24
ВК15.............. 0,0077 0,077 0,24 0,77 1,72 10,8
Т15К6 .............. 0.0238 0,2380 0,7520 2,3800 5,2100 33,700
Данные формулы, хотя и дают представление о влиянии часто-
ты на глубину проникновения тока, однако они справедливы при
падении плоской синусоидальной электромагнитной волны на бес-
конечную плоскую поверхность металла.
При нагреве инструмента под пайку током высокой
частоты на острых углах пластины твердого сплава бу-
дет выделяться больше тепловой энергии, чем на осталь-
ных частях пластин. Неравномерность нагрева будет
увеличиваться при увеличении частоты тока.
Температура точки Кюри у сплавов ВК8 и Т15К6 вы-
ше, чем у стали, и составляет соответственно 890 и
975° С, а теплопроводность сплава Т15К6 (Ацнкб^О.Обб)
почти вдвое ниже, чем у стали 45 (ХСтяли45=0,115) [22,
23], поэтому можно ожидать, что в твердом сплаве
Т15К6 будут при нагреве значительно большие градиен-
ты, чем у стали.
Для пайки твердых сплавов различных марок на за-
водах используют одну и ту же высокочастотную уста-
новку, поэтому при выборе ее следует ориентироваться
на наиболее неблагоприятные условия.
Большие температурные градиенты отрицательно вли-
ют на эксплуатационную прочность твердого сплава
[86]. Таким образом, как с точки зрения сохранения ис-
ходной прочности твердого сплава, так и для сквозного
прогрева стали целесообразно использовать высокочас-
тотные установки, имеющие минимальную частоту.
С точки зрения получения инструмента высокого ка-
чества нагрев под пайку следовало бы вести на высоко-
частотных установках, имеющих частоту тока 2,5—
8,5 кГц. Такие высокочастотные установки дают более
равномерный нагрев, чем установки, имеющие частоту
более 60 кГц. Однако следует иметь в виду, что припай-
ке мелкого инструмента на установках с низкой часто-
той электромагнитное поле может сбрасывать пластину
твердого сплава (особенно при частоте 2,5 кГц). Поэто-
му приходится использовать высокочастотные установки
с более высокой, чем 2,5 кГц, частотой либо в процессе
пайки пластины твердого сплава следует удерживать
во избежание их смещения, что при использовании мно-
гоместных индукторов может вызвать затруднения.
Для перехода исходной структуры стали в процессе
нагрева под пайку в аустенит необходимо нагреть сталь
до температуры выше критической точки. При высоко-
частотном нагреве переход исходной структуры стали в
аустенит [111] происходит при температуре, превышаю-
щей критическую на 50—80° С. Кроме того, все процес-
сы протекают во времени, поэтому при быстром высоко-
частотном нагреве стали до температуры пайки исход-
ная структура ее не всегда успевает перейти в аустенит.
Практически при пайке припоями на основе меди для
перехода исходной структуры стали в аустенит приходит-
ся увеличивать продолжительность нагрева при темпе-
ратурах, близких к температуре пайки.
Для выбора времени нагрева инструмента с корпу-
сом из стали, закаливающейся при охлаждении на воз-
духе, можно использовать графический метод. После на-
грева инструмента до температуры пайки и его охлаж-
дения на воздухе замеряют твердость стали, затем на оси
ординат откладывают значение твердости, а на оси абс-
цисс— время нагрева.
Рассмотрим графический метод определения времени
нагрева на примере пайки металлорежущего инструмен-
та. На графике проводят две горизонтальные линии, яв-
ляющиеся границами нижнего и верхнего допустимого
Рис. 36. Твердость стального кор-
пуса инструмента после охлажде-
ния с температуры пайки в зави-
симости от времени нагрева под
пайку инструмента:
/ — мелкого: 2 —- среднего; 3~круп-
ного. Т| — оптимальное время на-
грева мелкого инструмента; т*—оп-
тимальное время нагрева среднего
инструмента; тэ — оптимальное
время нагрева крупного инструмен-
та
значения твердости (для металлорежущего инструмента
значения твердости будут находиться в пределах ИКС
34—40). Начальной точкой отсчета твердости является
твердость корпуса инструмента в исходном состоянии.
Так как каждый завод имеет большую номенклату-
туру выпускаемого инструмента, то для использования
данного метода инструмент можно условно разделить на
три группы: инструмент с малым, большим и промежу-
точным сечением корпуса. В зависимости от того, к ка-
кой группе относится инструмент, могут быть получены
различные зависимости твердости от времени нагрева
(рис. 36).
Как видно из графика, с увеличением продолжитель-
ности нагрева твердость увеличивается, затем увеличе-
ние времени нагрева перестает оказывать влияние на
твердость корпуса инструмента. При этом время, отве-
чающее началу горизонтального участка кривой, соот-
ветствует полному переходу исходной структуры стали
в аустенит и необходимому времени нагрева данного ви-
да инструмента под пайку и термообработку.
Практически продолжительность нагрева должна
быть на 10—20 с больше, чем время, необходимое для
перехода исходной структуры стали в аустенит. Допол-
нительные 10—20 с служат полем допуска. Плавление
припоя должно начинаться не ранее, чем за 5—10 с до
окончания времени нагрева.
Для получения у корпусов различных видов инстру-
мента одинаковой твердости необходимо сохранить по-
стоянную скорость охлаждения, что может быть достиг-
нуто путем различного теплоотвода. Поэтому для инст-
рументов небольших размеров (рис. 36, кривая 1) сле-
дует увеличить продолжительность охлаждения, что до-
стигается охлаждением инструмента в подогретом песке.
Инструменты средних размеров (рис. 36, кривая 2) сле-
дует охлаждать на воздухе (не складывая в ящики).
Охлаждение инструментов больших размеров (рис. 36,
кривая 3) следует проводить на решетке с поддувом рас-
сеянной струей сжатого воздуха.
На первом этапе отработки режимов пайки при ос-
воении технологии твердость следует контролировать не-
прерывно. Получение заданной твердости корпуса инст-
румента косвенно свидетельствует о соблюдении техноло-
гического режима пайки. Отклонение твердости корпуса
инструмента от заданной свидетельствует о нару-
шении режима пайки и служит браковочным признаком,
поэтому в дальнейшем должна проводиться выборочно.
Практически для пайки самого мелкого инструмента
не следует использовать высокочастотные установки с
частотой тока более 60—70 кГц. Для пайки инструмен-
тов больших размеров, у которых диаметр превышает
40 мм, пайку следует вести на установках, имеющих час-
тоту 2,5—8 кГц. При пайке инструментов меньших раз-
меров возможно использовать высокочастотные установ-
ки с большей частотой тока (до 60—70 кГц), однако
всегда следует стремиться к пайке такого инструмента
с частотой тока 8—30 кГц.
Очень редко удается получить инструмент высокого
качества, не совмещая операцию пайки с операцией тер-
мообработки его корпуса, поэтому нагрев инструмента
под пайку должен одновременно обеспечить переход ис-
ходной структуры стали в аустенит. Для этого обычно
приходится увеличивать продолжительность нагрева ин-
струмента под пайку при температурах от критической
точки стали до температуры пайки. При пайке в одно-
местных индукторах это неизбежно ведет к снижению
производительности труда на операции пайки. Увеличе-
ния продолжительности нагрева инструмента под пайку
с одновременным увеличением времени нагрева достига-
ют при использовании многоместных индукторов. Осо-
бенно эффективны многоместные индукторы в сочета-
нии с поворотными столами, на которых устанавливают
большое число подготовленных к пайке инструментов (до
15 шт. и более).
При использовании одновитковых петлевых индукто-
ров для изготовления следует применять медную трубку
диаметром 8-—20 мм. Чем больше сечение паяемого ин-
струмента, тем большего диаметра следует использовать
трубку.
При изготовлении индуктора трубку расплющивают
так, чтобы в поперечном сечении ее меньший размер от-
носился к большему в соотношении 1:2; 1:3.
Индуктор изготавливают так, чтобы широкая сторо-
на трубки была параллельна нагреваемой поверхности
инструмента. Такое расположение трубки увеличивает
величину зоны нагрева. Ориентировочно величина зазо-
ра между индуктором и паяемым инструментом 8—
10 мм.
Практически при массовом производстве для каждо-
го вида инструмента приходится подбирать индуктор ин-
дивидуально, исходя из следующих соображений. Длина
многоместного индуктора должна быть такой, чтобы ра-
бочий не имел возможности сократить заданное время
нагрева инструмента под пайку вследствие того, что про-
изводительность лимитируется не установкой, а его соб-
ственными возможностями.
Рассмотрим конкретный пример. Заданное время нагрева под
пайку 10 мин. Пайка производится в многоместном индукторе с
поворотным столом без принудительного вращения. Допустим, что
для того, чтобы поправить и прижать пластину твердого сплава,
извлечь инструмент из зоны нагрева и установить на поворотный
стол подготовленный к пайке иструмент, рабочему требуется 40 с.
Чтобы из индуктора через каждые 40 с поступал инструмент (при
продолжительности нагрева 10 мин), одновременно в индукторе
должно быть 600 : 40 = 15 инструментов.
Заданное время должно несколько превышать необходимое для
перехода исходной структуры стали в аустенит, так как небольшое
увеличение продолжительности нагрева не вызовет снижения ка-
чества инструмента, в то время как уменьшение необходимого вре-
мени нагрева приведет к снижению качества последнего.
Дополнительный запас времени нагрева, равный 10—15% от
необходимого, служит гарантией того, что при незначительном нару-
168
шении режима работы высокочастотной установки (например, сме-
щение индуктора) заданное время нагрева не будет уменьшено.
Конфигурация индуктора должна выбираться исхо-
дя из минимального перепада температур при нагреве
инструмента под пайку. Равномерность нагрева опреде-
ляют экспериментально. Для этого в теле инструмента
сверлят отверстия, помещают в них термопары в тонких
двухканальных трубочках, служащих изолятором, заме-
ряют в процессе нагрева температуру в различных мес-
тах инструмента и для каждой термопары строят кри-
вую температура — время. Особое внимание обращают
на то, чтобы получить минимальную разницу в показа-
нии термопар при температурах выше 700—800° С. Если
перепад температур оказывается большим, изменяют
форму индуктора и вновь замеряют температуру в теле
инструмента.
После пайки инструмент очищают от окалины и флю-
са. Буровой инструмент очищают виброобъемной обра-
боткой, а металлорежущий — на дробеструйных установ-
ках, используя дробь, просеянную через сито с размерами
ячейки не более 0,8 мм. Использование дроби разме-
ром более указанного приводит к выкрашиванию рабо-
чих кромок инструмента. Снятие путем заточки поверх-
ностного слоя с пластины твердого сплава, имеющего
выкрашивания, не гарантирует отсутствие в ней трещин
и микротрещин. Снятие большого слоя твердого сплава
при заточке не только вызывает лишние затраты труда и
бесполезный расход твердого сплава, но и отрицательно
влияет на качество инструмента.
КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА
Качество инструмента зависит от точного соблюдения
технологической инструкции его изготовления, поэтому
необходимо контролировать точное соответствие исполь-
зуемых материалов рекомендуемым и соблюдение техно-
логического режима пайки.
Если термообработка корпуса совмещена с пайкой
инструмента, то твердость корпуса является одним из ос-
новных показателей качества инструмента. По твердо-
сти корпуса можно судить о соблюдении технологичес-
кого процесса пайки и термообработки инструмента, ко-
торые в свою очередь определяют уровень остаточных
паяльных напряжений в твердом сплаве. Поэтому твер-
Дость инструмента должна служить браковочным приз-
наком. Кроме твердости, браковочным признаком слу-
жат трещины в пластинах твердого сплава и несплош-
ности паяного шва, если их протяженность превышает
5% от периметра паяного шва. При пайке по одной пло-
скости, например токарных резцов, непропай технологи-
ческого уступа, служащего фиксатором положения пла-
стины твердого сплава при пайке, не служит браковоч-
ным признаком.
При капиллярной пайке некоторых видов инструмен-
та следует ограничивать минимальную толщину паяно-
го шва, которая в этом случае должна служить брако-
вочным признаком. Так, например, у коронок для пер-
фораторного бурения толщина паяного шва не должна
быть менее 0,15 мм. Максимальную толщину паяного
шва при капиллярной пайке ограничивать не следует,
так как ее увеличение, с одной стороны, приводит к по-
вышению качества инструмента, с другой — ограничено
появлением непропаев, которые не только регламентиро-
ваны, но и обнаруживаются без каких-либо затруднений.
РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ПАЙКЕ НЕКОТОРЫХ ВИДОВ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА И ДЕТАЛЕЙ МАШИН
КОРОНКИ ДЛЯ ПЕРФОРАТОРНОГО БУРЕНИЯ
Долотчатые и крестовые коронки применяются в насто-
ящее время для ударно-поворотного бурения шпуров в
горных породах с коэффициентом крепости свыше [—10
по шкале проф. Протодьяконова. Бурение горных пород
этими коронками осуществляют ручными телескопичес-
кими и колонковыми перфораторами, которые имеют
следующие основные параметры режимов бурения: чис-
ло ударов в секунду 30—33; энергия единичного удара
25—147 Дж (ГОСТ 10750—73, ГОСТ 18093—72, ГОСТ
18092—72).
При бурении крепких и весьма крепких горных пород
энергия удара гасится на пути в доли миллиметра. При
этом на коронку действует усилие, равное 235-10® Н
[113]. Удар от поршня перфоратора к коронке переда-
ется через штапгу, соединенную с коронкой посредством
посадочного конуса.
Большие эксплуатационные нагрузки и наличие поса-
дочного конуса, являющегося в ряде случаев слабым
звеном коронки, вызывает необходимость предъявления
высоких требований к прочности всех элементов перфо-
раторной коронки.
Из практики работы известно, что надежность пер-
фораторных коронок при эксплуатации может быть до-
стигнута при условии сохранения исходных свойств твер-
дого сплава, минимального уровня остаточных паяльных
напряжений в твердом сплаве и получения высоких ме-
ханических характеристик стального корпуса инструмен-
та. Ориентировочные значения этих характеристик для
корпуса инструмента находятся на уровне:
>1128 МПа; пт>834 МПа; пн>78-104 Дж/м2; ИКС
36-4-40.
Крестовые коронки отличаются от долотчатых глав-
ным образом расположением разрушающих горную по-
роду лезвий. Размеры этих коронок и другие их пара-
метры таковы, что для изготовления долотчатых и кре-
стовых коронок можно рекомендовать одни и те же ма-
териалы и единые режимы пайки и термической обра-
ботки.
Перфораторные коронки выпускают централизован-
но на специализированных предприятиях, поэтому раз-
работка для их изготовления специальной технологии
является актуальной, экономически оправданной зада-
чей.
В процессе решения этой задачи были удовлетворе-
ны перечисленные выше требования. Сохранение исход-
ных свойств твердого сплава достигается тем, что при
пайке и термообработке инструмента исключены быст-
рый нагрев и охлаждение твердого сплава. Низкий уро-
вень остаточных паяльных напряжений в твердом спла-
ве достигается путем использования первого и в неболь-
шой степени второго способа регулирования остаточных
паяльных напряжений (см. гл. IV).
Реализация первого способа, т. е. изменение режима
деформирования паяного соединения при охлаждении
после пайки, достигается путем использования сталей
мартенситного класса марок 38ХНЗМФА, 18Х2Н4ВА и
18Х2Н4МА, а также совмещения операции пайки с опе-
рацией термообработки стального корпуса инструмента.
При этом совмещение операции пайки и термообработ-
ки достигается увеличением продолжительности нагрева
инструмента под пайку до 10 мин, в результате чего ис-
ходная структура стали переходит в аустенит. Коронки
после пайки охлаждают с изотермической выдержкой в
печи, нагретой до температуры, превышающей начало
мартенситного превращения на 50—70° С. Время выдер-
жки в печи 1 ч, дальнейшее охлаждение на воздухе
[П4].
Дилатометрическая кривая стали, полученная при
охлаждении по такому режиму, будет иметь вид, изоб-
раженный на рис. 9.
Реализация второго способа — регулирование оста-
точных паяльных напряжений путем уменьшения сопро-
Рис. 37. Эпюра остаточных паяльных напряжений (МПа) в поверхностном
слое пластины твердого сплава коронки ДП-40, изготовленной по рекомендуе-
мой технологии (сталь марки 38ХНЗМФА, припой ЛНКоМц49-9-0.2-0,2, охлаж-
дение после пайки с изотермической выдержкой в печи при температуре
300е С в течение 1 ч)
+109 +109 +109
тивления деформированию паяного шва — достигается
за счет увеличения толщины шва до 0,1—0,25 мм и ис-
пользования припоя ЛНКоМц49-9-0,2-0,2, имеющего во
всем температурном интервале от его солидуса до ком-
натной температуры сравнительно низкий предел теку-
чести, который не превышает половины предела его
прочности. При комнатной температуре этот припой име-
ет высокую ударную вязкость (ая=88- 104Дж/мм2) и обе-
спечивает надежное крепление пластины твердого спла-
ва в корпусе инструмента.
Выбранные материалы, режимы пайки и термической
обработки обеспечивают сохранение исходных свойств
твердого сплава, низкий уровень остаточных паяльных
напряжений и получение высоких механических свойств
стального корпуса инструмента.
Пайка по изложенной технологической схеме позво-
лила полностью исключить в пластине твердого сплава,
172
припаянной к корпусу коронки, наиболее опасные паяль-
ные напряжения растяжения, действующие вдоль лезвия
коронки (рис. 37).
Сопоставление механических свойств сталей марки
38ХНЗМФА и 18Х2Н4ВА после пайки по изложенному
выше режиму (табл. 3) свидетельствует о том, что, ми-
нуя закалку в жидких средах, можно получить механи-
ческие свойства стали, близкие к предусмотренным
ГОСТом.
Технологический процесс изготовления перфоратор-
ных коронок начинается с входного контроля используе-
мых материалов. Контролируют соответствие всех мате-
риалов (твердый сплав, сталь, припой и флюс), преду-
смотренных технологической инструкцией. Кроме того,
сталь контролируют на содержание углерода и легиру-
ющих добавок, а также определяют ее твердость в со-
стоянии поставки.
Сведения об используемых материалах (завод-изго-
товитель, номер партии и дата выпуска) должны быть
отражены в документе, сопровождающем каждую пар-
тию инструмента в процессе его изготовления.
Корпуса инструмента можно изготовлять двумя спо-
собами: механической обработкой или ковкой с после-
дующей механической обработкой.
Если сталь поступает не в отожженном состоянии или
заготовки корпусов коронок изготавливают ковкой, то
перед механической обработкой она должна быть отож-
жена по следующему режиму: выдержка в течение 0,5—
1 ч при температуре на 30—50° С выше /!Сз, охлаждение
до температуры на 20—30° С ниже точки АС1, что состав-
ляет для стали 18Х2Н4ВА680°С и для стали 38ХНЗМФА
700° С, и выдержка при этой температуре в течение 4—
5 ч. Температура отжига должна строго контролировать-
ся. Нагрев этих сталей при отжиге выше температуры
превращения недопустим, так как продукты распада ау-
стенита будут иметь высокую твердость.
Пазы под пластину твердого сплава должны фрезе-
роваться по размерам, соответствующим 10 группам.
Для получения заданной толщины паяного шва, ко-
торая составляет 0,1—0,25 мм, пластпны твердого спла-
ва сортируют по толщине на 10 групп. Для твердосплав-
ных пластин каждой группы готовят корпуса, у которых
размер паза согласован с толщиной пластины.
Ниже представлены размеры твердосплавной пласти-
ны и ширины паза в корпусе коронки в зависимости от
группы, к которой она отнесена:
№ группы Толщина плас- тины твердого сплава, мм Ширина паза в корпусе корон- ки, мм
I . . . До 9,5 9,8
II . . . 9,51—9,60 9,81—9,90
III . . . 9,61—9,70 9,91—10,00
IV . . 9,71—9,80 10,01—10,10
V . 9,81—9,90 10,11—10,20
VI . 9.91—10,00 10,21—10,30
VII . 10,01—10,10 10,31—10,40
VIII . 10,11—10,20 10,41—10,50
IX . 10.21—10,30 10,51—10,60
X . . 10,31—10,40 10,61—10,70
Паз под пластину твердого сплава должен иметь чи-
стоту поверхности не ниже Х?4. Размеры паза контроли-
руются и сортируются с помощью калибров.
Рассортированные по группам пластины твердого
сплава и корпуса коронок должны храниться в шкафах
с ячейками для каждой группы.
При пайке в качестве флюса используется бура
(ГОСТ 8429—47). Для удаления кристаллизационной
воды буру расплавляют в камерной электропечи (типа
Н-30, Г-30), в керамическом тигле или тигле из нержа-
веющей стали при температуре 800—820° С. Остывшая
бура измельчается в шаровой мельнице, в бегунах или
любом другом аппарате, предназначенном для измель-
чения порошков. После измельчения бура просеивается
через сито с ячейкой 0,1—0,3 мм. Подготовленная бура
должна храниться в герметически закрытой таре из нер-
жавеющей стали или в стеклянных банках с притертой
пробкой.
Из припоя марки ЛНКоМц49-9-0,2-0,2 в виде листо-
вого проката толщиной 1 мм изготавливается штампов-
ка по профилю режущей части пластины из твердого
сплава.
Перед пайкой корпуса коронок должны быть очище-
ны от ржавчины, смазки и грязи, а затем обезжирены.
Обезжиривание корпусов коронок проводят в 10—15%-
ном растворе каустической соды 1 при температуре 80—
90° С в течение 10—15 мин. После обезжиривания кор-
1 Раствор каустической соды следует готовить пс позднее, чем
за одни сутки до использования.
Рис. 38. Перфораторная ко-
ронка, подготовленная к
пайке с укрепленной на ее
лезвии фигурной пластиной
припоя
пуса коронок промывают в кипящей воде в течение
15 мин, затем их просушивают в потоке горячего возду-
ха при температуре 60—70° С. При обезжиривании кор-
пуса коронок помещают пазами вниз в лотки с ячейками.
Перед сборкой на корпус коронки в месте пересече-
ния образующей диаметра коронки с пазом делают спе-
циальные насечки, с помощью которых пластину твер-
дого сплава центрируют в гнезде.
Пластина твердого сплава вместе с надетой на ее
лезвие фигурной пластиной припоя вставляется в паз
коронки с небольшим усилием
(рис. 38). При сборке применяют
молоток из латуни или меди.
С обеих сторон между пластиной
твердого сплава и корпусом ко-
ронки образуется паяльный зазор,
величина которого не должна вы-
ходить за пределы 0,1—0,25 мм.
Величина паяльного зазора кон-
тролируется щупом.
Коронки под пайку и термооб-
работку нагревают на высокочас-
тотных установках с машинным
генератором типов ИЗ-50/2,4
(МГЗ-52*), ИЗ-1-100/2,4 (МГЗ-
102), ИЗ-2-100 (МГЗ-108). Вы-
сокочастотная установка должна
быть оборудована специальным
петлевым индуктором и вращающимся столом для не-
прерывной пайки коронок. Форма индуктора и положе-
ние в нем коронок должны обеспечивать равномерный
нагрев всего корпуса коронки до температуры пайки.
Время пребывания каждой коронки в индукторе (про-
должительность нагрева) должно быть не менее 10 мин.
Режимы работы установки подбираются эксперимен-
тально одновременно с разработкой формы и длины ин-
дуктора. Обычно в индукторе одновременно находится
15 коронок.
Коронки устанавливаются на штыри вращающегося
стола. Перед тем как коронка войдет в индуктор, на при-
пой и пластину твердого сплава насыпается слой буры.
* В скобках даны старые названия аналогичных генераторов до
их модернизации.
После расплавления припоя и заполнения всех паяльных
зазоров коронка должна быть выведена из зоны нагре-
ва. После этого твердый сплав центруется по диамет-
ру, прижимается к основанию паза и удерживается до
затвердевания припоя. Тотчас после затвердевания при-
поя коронка снимается со штыря вращающегося стола и
помещается в методическую электропечь. Движение по-
да методической печи рассчитано так, что каждая ко-
ронка находится в печи в течение 1 ч. Температура в пе-
чи для коронок с корпусами из стали 38ХНЗМФА 300° С,
а из стали 18Х2Н4ВА 350° С. После выхода из печи ко-
ронки охлаждаются на воздухе.
Соблюдение режимов пайки и термообработки обес-
печивает высокие механические свойства корпусов инст-
румента, низкий уровень остаточных паяльных напряже-
ний в твердом сплаве и высокую эксплуатационную проч-
ность инструмента.
Ниже приведены механические свойства корпусов
перфораторных коронок после пайки по рекомендуемо-
му режиму:
38ХНЗМФА
Температура изотермической выдерж-
ки, °С ........................ 300
Ов, МПа .... 1226
От, МПа .... 912
аи, 10-*, Дж/м2 . . 86,3
НДС ..... 38—42
18Х2Н4ВА
350
1285
961
147
32—38
Остывшие коронки очищают сначала кипячением в
воде 40—60 мин, затем на заточном станке удаляют на-
плывы припоя и проводят окончательную очистку в гал-
товочном барабане в среде абразивных отходов с добав-
лением воды.
Насыпной объем изделий, загружаемых в барабан,
не должен превышать 2/3 его объема. Продолжитель-
ность галтовки не менее 2 ч. После галтовки коронки
промывают водой, затачивают и обрабатывают на виб-
рационных установках типа МВ00-100 [115].
Готовые коронки контролируют визуальным осмотром
(100%) на отсутствие трещин, выкрашивание твердого
сплава, несплошность паяного шва и смещения пласти-
ны твердого сплава.
Корпуса коронок на твердость контролируют перед
вибрационной обработкой на приборе ТК-2 (ГОСТ
9013—59) у 5% коронок, но не менее трех коронок из од-
ной партии1.
Твердость определяют на боковой поверхности корпу-
са коронки в пяти точках, расположенных на расстоянии
5, 10, 15, 20 и 25 мм от края посадочного конуса. При
измерении твердости коронка устанавливается в специ-
альные призмы так, чтобы участок образующей, где за-
меряется твердость, находился в горизонтальном поло-
жении.
Твердость корпуса коронки до вибрационной обработ-
ки должна составлять НРС 38—42 для стали 38ХНЗМФА
и НЕС 32—38 для сталей 18Х2Н4ВА и 18Х2Н4МА.
Толщина паяного шва с обеих сторон должна состав-
лять 0,1—0,25 мм. Припой должен заполнять паяльные
зазоры равномерно без разрывов. Допускается видимая
несплошность не более 5% от периметра паяного шва.
Толщину паяного шва контролируют у 5% коронок,
но не менее 10 коронок от партии на инструментальном
микроскопе любого типа или с помощью бинокулярной
лупы при увеличении не менее 20 раз.
Серийное производство перфораторных коронок с ис-
пользованием изложенной технологии пайки и термооб-
работки освоено Самаркандским опытным заводом по
разработке и производству твердосплавного инструмен-
та и Кировоградским заводом твердых сплавов.
Опыт эксплуатации перфораторных коронок, выпус-
каемых этими заводами, на десятках горнорудных пред-
приятий показал, что в результате использования вы-
бранных материалов для изготовления коронок, приме-
нения разработанных режимов пайки и термообработки,
а также усовершенствования их конструкции стойкость
нового инструмента в 2—3 раза выше применяемого ра-
нее.
МЕТАЛЛОРЕЖУЩИЙ ИНСТРУМЕНТ
Изготовление твердосплавного паяного металлорежуще-
го инструмента рассосредоточено на многих предприятиях
различных отраслей промышленности. Каждое предпри-
ятие имеет весьма широкую номенклатуру инструментов,
отличающихся не только размерами, но и конфигу-
рацией. По условиям эксплуатации к механическим свой-
1 Партией считаются коронки, армированные твердосплавными
пластинами одной марки.
ствам большинства видов инструмента не предъявляет-
ся каких-либо требований. У некоторых видов металло-
режущего инструмента оговаривается только твердость
корпуса. Стоимость большинства видов инструментов
низка.
Использование технологии, разработанной для буро-
вого инструмента, при производстве металлорежущего
инструмента оказалось невозможным, так как корпуса
бурового инструмента изготавливают из стали мартен-
ситного класса. При охлаждении с температуры пайки в
этих сталях происходит интенсивный распад .аустенита
в узком интервале температур, сопровождающийся боль-
шим увеличением объема, что вызывает при охлаждении
инструмента после пайки знакопеременное деформирова-
ние паяного соединения. При этом уровень остаточных
паяльных напряжений как в твердом сплаве, так и в па-
яном шве тесно связан с конструкцией и размерами ин-
струмента. Поэтому такой режим деформирования при-
годен только для определенных конструкций и размеров
инструментов и не может быть использован как универ-
сальный. Кроме того, использование для корпусов ме-
таллорежущего инструмента высоколегированных сталей
чаще всего оказывается экономически неоправданным.
Специфика изготовления металлорежущего инстру-
мента вызвала необходимость создания универсальной
технологии пайки и термообработки, пригодной для
большинства его видов, за исключением инструментов,
у которых твердость корпусов по условиям работы дол-
жна превышать НРС 40. Разрабатываемая технология
должна обеспечить повышение качества инструмента пу-
тем сохранения исходных свойств твердого сплава и сни-
жения остаточных паяльных напряжений. При этом тех-
нологический процесс будучи пригодным для различных
конструкций и размеров инструмента не должен преду-
сматривать использования высоколегированных дорого-
стоящих сталей и припоев на основе серебра.
Соблюдение этих условий достигается следующим об-
разом.
Сохранение исходных свойств твердых сплавов полу-
чают путем исключения из рекомендуемых режимов пан-
ки и термообработки быстрого пагрева и резкого охлаж-
дения инструмента в жидких средах.
Универсальность технологии, заключающаяся в полу-
чении низкого уровня остаточных паяльных напряжений
при изготовлении инструментов различных конструкций,
достигается путем использования способов регулирова-
ния остаточных паяльных напряжений, отнесенных к пер-
вой н второй группам (см. гл. IV).
Способ, отнесенный к первой группе, — изменение ре-
жима деформирования паяного соединения при охлажде-
нии после пайки, был реализован за счет использования
припоя со сравнительно низкой температурой солидуса
849° С и совмещения операции пайки с операцией термо-
обработки корпусов инструментов. Совмещение этих опе-
раций (без закалки инструмента в жидких средах после
пайки) получают при использовании для корпусов ин-
струмента стали 35ХГСА, у которой при медленном ох-
лаждении 50—100 град/мин распад аустенита происхо-
дит в большом температурном интервале (от 400° С до
комнатной), что позволяет получить у стали и твердого
сплава почти одинаковый наклон кривых «линейный раз-
мер — температура» в этом температурном интервале.
Способ, отнесенный ко второй группе, — изменение
сопротивления деформированию паяного шва, реализо-
ван путем разработки и использования трехслойного
припоя на основе меди марки ТП-1, представляющего со-
бой прокатанную полосу толщиной 0,8 мм, состоящую
из двух наружных слоев латуни марки ЛНМц50-2-2 тол-
щиной 0,2 мм и промежуточного слоя бронзы марки
БрНБ7-0,5 толщиной 0,4 мм.
Процесс развития деформаций и напряжений припай-
ке образцов из твердого сплава и стали трехслойным
припоем не может быть описан уравнением (47), так
как при использовании трехслойного припоя паяный шов
состоит из трех слоев.
Роль трехслойного припоя в процессе развития де-
формаций и напряжений в паяном соединении может
быть выявлена при рассмотрении уравнения (107). При
выводе этого уравнения паяный шов рассматривался как
три паяных шва, из которых два не отличаются друг от
друга:
1 1
~^Г^т:(х)ах ,1п ах +
X
(Г I
• 1 С , , .
^(2) Iт (х) ах , 1п ах
Г”
о
+р(2>
о
+ б(3) г3’ [т (*)ЛМ + 26(4> № (т (х),7п] -----
~ X \Р 11п | — Р ^„_1) ] + (х) +
+ А&-1) И + △&_„ И + 2А^_п <*)> (1°7)
где х— текущая координата; |(1), [(2\ /(3), /(4) — функции,
связывающие напряжения и температуру с деформация-
ми, относящиеся к твердому сплаву (1), к стали (2), к
промежуточному слою трехслойного припоя (3) и к на-
ружным слоям припоя (4); й(й, й<2). б<3), б<4) — толщины
твердого сплава, стали, промежуточного слоя и наруж-
ных слоев припоя; / — половина длины образца; х—
касательные напряжения в паяном шве; /(п-ц — темпе-
ратура, при которой было решено уравнение при преды-
дущем шаге; Р/п — разность изменения единицы длины
твердого сплава и стали при изменении температуры с
солидуса боковых слоев до температуры /п; — раз-
ность изменения единицы длины твердого сплава и ста-
ли при изменении температуры с солидуса наружных сло-
ев припоя до температуры (п-Г, АЙ„_П> С-н — ис-
ходные значения деформаций твердого сплава и стали
для решения задачи при температуре А^„_п,
л(4) '
А/()(П_1) —исходные значения промежуточного и на-
ружных слоев припоя для решения задачи при темпе-
ратуре /п.
Первый член левой части уравнения представляет
собой перемещение сечения х за счет деформации участ-
ка Ох образца твердого сплава при уменьшении темпера-
туры; второй член — перемещение сечения х стального
образца за счет его деформации на участке Ох при
уменьшении температуры; сумма третьего и четвертого
членов уравнения — перемещение сечения х твердо-
сплавного образца относительно стального за счет сдви-
га паяного шва при уменьшении температуры; третий
член уравнения — перемещение, обусловленное дефор-
мацией промежуточного слоя припоя; четвертый — пере-
мещение, обусловленное деформацией двух наружных
слоев припоя.
Первый член правой части уравнения представляет
собой разность изменения линейных размеров участков
Ох стали и твердого сплава, обусловленную их физиче-
скими свойствами, при уменьшении температуры; вто-
рой—пятый члены уравнения — исходные значения де-
формаций твердого сплава, стали, промежуточного и на-
ружных слоев припоя.
Рассматривая уравнение (107), попытаемся выяснить
влияние особенностей рекомендуемых нами материалов,
режимов пайки и термообработки на остаточные паяль-
ные напряжения, возникающие в твердом сплаве.
Рис. 39. Некоторые свойства стали 35ХГСА в сплавов, составляющих трех-
слойный припой:
а — зависимость изменения линейных размеров твердого сплава марки В1\8
(/) и стали марки 35ХГСА (2) при охлаждении со средней скоростью 50—
100° С/мин; б — зависимость предела текучести (от) сплавов ЛНМц50-2-2 (/)
и БрНБ7-0,5 (2) от температуры
К этим особенностям относятся:
1) ход дилатометрической кривой стали марки
35ХГСА (рис. 39,о);
2) зависимость предела текучести латуни ЛНМцбО-
2-2 и бронзы БрНБ 7-0,5 от температуры (рис. 39,6);
3) увеличение толщины паяного шва в 4—5 раз с
0,15 до 0,7- 0,8 мм.
Так как уравнение (107) решается методом Рунге —
Кутта или Эйлера с помощью ЭВМ, проанализируем его
только качественно.
Для этого разобьем весь температурный интервал от
солидуса припоя до комнатной температуры на две ча-
сти: от солидуса припоя до 400° С и от 400° С до ком-
натной температуры.
Значение первого члена правой части уравнения
(107) зависит только от разницы в изменении линейных
размеров твердого сплава и стали при изменении тем-
пературы. При отсутствии этой разницы напряжения при
пайке возникать не будут. Отметим, что при использова-
нии стали 35ХГСА и рекомендуемых режимах пайки
и термообработки эта разность будет иметь место только
при температурах выше 400° С; при дальнейшем умень-
шении температуры разницы в сокращении линейных
размеров стали твердого сплава практически не будет.
Следовательно, увеличение напряжений можно ожи-
дать только в интервале температур от солидуса припоя
до 400° С. При дальнейшем охлаждении напряжения не
будут увеличиваться.
При первом шаге вычислений (от 849 до 400° С) зна-
чения △/о(П_ 1) и ^о(п—о» представля-
ющие собой исходные деформации для последующих ша-
гов вычислений, равны нулю, поэтому левая часть урав-
нения будет равна первому члену правой части уравне-
ния. Однако уровень остаточных паяльных напряжений
еще не определяется первым членом правой части урав-
нения. Здесь необходимо обратиться к левой части урав-
нения, представляющей собой сумму деформаций эле-
ментов паяного соединения. Напряжения, при которых
эта сумма станет равна правой части уравнения, будут
зависеть от сопротивления деформации элементов пая-
ного соединения в рассматриваемом температурном ин-
тервале. Если хотя бы один элемент паяного соединения
сопротивляется деформированию мало, то этот элемент
деформируется и уровень напряжений во всей системе
снижается.
Если считать, что сопротивления деформированию
сталей марок 35ХГСА и 45 в первом приближении рав-
ны, то при замене стали величина первого и второго чле-
нов уравнения при постоянной правой части уравнения
будет зависеть только от сопротивления деформирова-
нию промежуточного и наружных слоев припоя (тре-
тий и четвертый члены уравнения). Но сопротивление
деформированию наружных слоев трехслойного припоя
при температурах выше 400° С очень мало (менее
9,81 МПа), поэтому при охлаждении паяного соединения
от температуры солидуса припоя до 400е С наружные
слои припоя будут легко деформироваться (рис. 39,6)
и не будут создавать в паяном соединении больших на-
пряжений.
При охлаждении ниже 400° С промежуточный слой
припоя, который в интервале температур от 400° С до
комнатной имеет предел текучести в 2,5 раза меньший,
чем его наружные слои, в основном компенсирует не-
большую разность в сокращении линейных размеров ста-
ли и твердого сплава в этом температурном интервале
(рис. 39,6). Кроме того, общая толщина только наруж-
ных слоев припоя (0,3—0,4’ мм) более чем вдвое боль-
ше, чем принятая в практике толщина паяного шва
(0,1—0,15 мм), что позволит при вдвое меньших углах
сдвига припоя получить равные деформации (рост чет-
вертого члена уравнения). Уменьшение углов сдвига
приводит к еще большему снижению напряжений во
всей системе.
Снижение остаточных паяльных напряжений при ис-
пользовании рекомендуемых материалов и режимов пай-
ки достигается следующим образом.
1. Температура солидуса наружных слоев трехслой-
ного припоя ниже, чем у других припоев на основе ме-
ди, и составляет 849° С. Поэтому уменьшаются темпе-
ратура начала совместного деформирования стали и
твердого сплава и разность изменения их линейных раз-
меров в интервале от этой температуры до комнатной.
2. Несогласованность изменения линейных размеров
стали 35ХГСА и твердого сплава при охлаждении после
пайки по заданному режиму имеет место в интервале
температур от солидуса наружных слоев припоя до
400°С (рис. 39,а).
3. Несогласованность спая в интервале температур от
солидуса наружных слоев припоя до 400° С компенси-
руется за счет остаточных деформаций паяного шва тол-
щиной 0,8 мм, имеющего наружные слои из сплава
ЛНМц50-2-2, у которого в этом температурном интерва-
ле предел текучести весьма низок и составляет менее
9,81 МПа.
4. Небольшая несогласованность спая при темпера-
турах от 400° С до комнатной, вызванная возможными
отклонениями режима охлаждения от заданного, ком-
пенсируется за счет деформации внутреннего слоя трех-
слойного припоя, имеющего в этом интервале темпера-
тур предел текучести в 2,5 раза меньший, чем наружные
слои (рис. 39,6).
5. Увеличенная до 0,7—0,8 мм толщина паяного шва
также способствует снижению остаточных паяльных на-
пряжений. Это объясняется тем, что тангенсы углов
сдвига паяного шва при одинаковых перемещениях ста-
ли относительно твердого сплава при охлаждении пая-
ного соединения обратно пропорциональны толщине пая-
кого шва, а меньшим углам сдвига соответствуют мень-
шие напряжения.
Специфика свойств материалов, выбранных для из-
готовления металлорежущего инструмента, в сочетании
с режимами пайки и термообработки обеспечила воз-
можность их использования при изготовлении инструмен-
тов различной формы и размеров.
Использование для корпусов инструмента стали
35ХГСА, нагрев инструмента под пайку, обеспечивающий
переход исходной структуры стали в аустенит, охлаж-
дение после пайки со скоростью 50—100 град/мин в со-
четании с трехслойным припоем, дающим возможность
получать при капиллярной пайке паяный шов толщиной
0,8 мм, позволили, используя сравнительно дешевые ма-
териалы, сохранить исходные свойства твердого сплава
и снизить па порядок уровень остаточных паяльных на-
пряжений.
Рекомендуемый технологический процесс пайки и
термообработки сравнительно прост и не требует корен-
ной перестройки технологического оборудования на дей-
ствующих предприятиях.
Материалы, предназначенные для изготовления ин-
струмента (сталь, твердый сплав, припой, флюс), долж-
ны проходить входной контроль, целью которого явля-
ется подтверждение соответствия полученных материа-
лов предусмотренным в технологической инструкции.
Кроме того, сталь, предназначенную для изготовления
корпусов инструмента, контролируют на содержание в
ней углерода и легирующих добавок, а также определя-
ют ее твердость в состоянии поставки.
Сведения об используемых материалах (завод-изго-
товитель, номер партии, дата выпуска) должны иметься
в документе, сопровождающем каждую партию инстру-
мента в процессе изготовления.
Механическая обработка корпусов инструмента
должна проводиться лишь после отжига стали ио сле-
дующему режиму: выдержка в течение 0,5—1 ч при
840—850° С, охлаждение в печи до 680° С и выдержка
при этой температуре в течение 4—5 ч.
Перед пайкой корпуса инструмента и пластины твер-
дого сплава должны проходить специальную обработку,
целью которой является подготовка их поверхности к
пайке, обеспечивающая улучшение смачивания расплав-
ленным припоем. Исключение операции подготовки в
ряде случаев приводит к получению некачественного
паяного шва и к непропаям.
Подготовка корпусов инструмента к пайке заключа-
ется в их очистке и обезжиривании и принципиально не
отличается от подготовки к пайке корпусов перфоратор-
ных коронок (см. гл. VI, п. 1).
Для изготовления металлорежущего инструмента ис-
пользуют твердые сплавы группы XVС—Со с содержани-
ем кобальта не более 8% и сплавы группы ХУС—Т1С—Со,
поэтому все твердосплавные пластины следует подго-
тавливать к пайке методом окисления (см. гл. VI, п. 2),
который позволяет исключить из технологического про-
цесса токсичный флюс Ф100.
На действующих предприятиях пластины из указан-
ных выше твердых сплавов чаще всего паяют без под-
готовки окислением. В этом случае так же, как и при
пайке безвольфрамовых сплавов, следует применять
флюс марки Ф100 или смесь, состоящую из 50% флюса
Ф100 и 50% обезвоженной буры.
Подготовка припоя к пайке заключается в его дози-
ровке. Из полосы трехслойного припоя вырубают (вы-
резают) фигуру, соответствующую паяемой поверхности.
Размеры припоя должны превышать размеры паяемой
поверхности на 0,5—0,7 мм. При использовании трех-
слойного припоя марки ТП-1 размеры гнезда под плас-
тину твердого сплава должны быть увеличены на тол-
щину припоя.
Однослойные припои в виде листового проката дози-
руют исходя из того, чтобы его количество было бы дос-
таточно для заполнения всех паяльных зазоров, а ос-
таток припоя был бы минимальным. При использовании
однослойных припоев конфигурация дозированной пор-
ции не имеет принципиального значения, хотя тонкий
лист припоя удобнее укладывать под пластину твердо-
го сплава.
Однолезвийный инструмент под пайку собирает па-
яльщик на своем рабочем месте перед нагревом под
пайку. Пластины твердого сплава в многолезвийном
инструменте укрепляют в пазах заблаговременно. При
сборке инструмента следует соблюдать величину паяль-
ных зазоров, предусмотренных технологической инструк-
цией для данного вида инструмента, и следить за соот-
ветствием пластины твердого сплава и подготовленного
для нее паза. При неправильном подборе форморазме-
ров пластин твердого сплава образуется свисание плас-
тины над стальной опорой, к которой она припаяна.
Съем больших припусков при заточке в случае свисания
пластин твердого сплава больше, чем 0,3—0,5 мм, не-
редко является причиной образования в них трещин.
Основным условием качественной пайки является
равномерный прогрев стального корпуса инструмента.
Выбор времени нагрева инструмента под пайку и
способа охлаждения изложен в и. 4 главы VI. Для тех-
нологического процесса, предусматривающего совмеще-
ние операции пайки с операцией термообработки сталь-
ного корпуса инструмента из стали 35ХГСА, продол-
жительность нагрева считается достаточной, если даль-
нейшее увеличение ее с последующим охлаждением на
воздухе не приводит к увеличению твердости корпуса
инструмента *. Скорость охлаждения инструмента после
пайки должна составлять 50—100 град/мнн. При этом
твердость корпуса инструмента на расстоянии от 3 до
20 мм от пластины твердого сплава должна находиться
в пределах ИКС 34—42. Заниженная твердость свиде-
тельствует либо о неполном переходе исходной струк-
туры стали в аустенит при нагреве, инструмента под
пайку, либо о недостаточной скорости охлаждения ин-
струмента после пайки. Другой причиной, нередко вст-
речающейся на практике, является изготовление кор-
пусов инструмента не из стали 35ХГСА. Завышенная
твердость обычно бывает у инструментов очень неболь-
ших размеров и свидетельствует о слишком большой
скорости охлаждения.
При пайке однолезвийного инструмента (резцы, но-
жи к сборным фрезам и т. п.) следует использовать
многоместные индукторы, которые позволяют не снижая
производительности труда паяльщиков увеличить время
нагрева инструмента под пайку, обеспечивающее пере-
ход исходной структуры стали в аустенит. Витки много-
местного индуктора должны быть смещены один отно-
сительно другого, как это показано на рис. 40. Одно-
временно в многоместный индуктор можно помещать
4—10 резцов (ножей) и более.
1 Хотя предложенный метод определения продолжительности на-
грева инструмента под пайку оправдал себя на практике, строго
говоря, полнота перехода исходной структуры стали в аустенит за-
висит от продолжительности выдержки стали в интервале темпера-
тур от АСз до температуры пайки, а не от общего времени нагрева.
186
При пайке на ламповых генераторах, имеющих час-
тоту тока 60—70 кГц, выравнивание температур в по-
верхностном слое и в объеме корпуса инструмента про-
исходит за счет теплопроводности, поэтому для вырав-
нивания температур приходится уменьшать интенсив-
ность нагрева путем снижения мощности, подаваемой
на индуктор. Настройка генератора проводится одно-
временно с отработкой конфигурации индуктора и ре-
жима нагрева инструмента под пайку эксперименталь-
но. Нагрев под пайку следует начинать с корпуса инет-
Рис. 40. Расположение резцов в многоместном
индукторе в процессе их пайки
румента. Перед окончанием пайки резец (нож) пере-
двигают так, чтобы его головка оказалась в индукторе.
Через несколько секунд после плавления однослойного
или наружных слоев трехслойного припоя резец выни-
мают из индуктора и поправляют, если это необходи-
мо, положение пластины твердого сплава в гнезде, при-
жимают пластину к основанию гнезда и удерживают
до полного затвердевания припоя.
Плавление наружных слоев трехслойного припоя
должно начинаться не ранее чем за 3—5 с до оконча-
ния нагрева под пайку, так как длительный контакт
расплавленных наружных слоев припоя с промежуточ-
ным слоем может вызвать его растворение, что недопус-
тимо.
С целью получения у корпусов различных видов ин-
струмента одинаковой твердости необходимо охлаждать
его с одинаковой скоростью, равной от 50 до 100град/мин.
Для этого инструмент малого размера охлаждают в по-
догретом песке, среднего — на открытом воздухе и боль-
шого—на решетке с поддувом рассеянной струей воз-
духа (см. гл. VI, п.4).
После пайки инструмент очищают на дробеструйной
установке чугунной млн стальной дробью, просеянной
через сито с ячейками не более 0,8 мм, и затачивают,
при проведении этой операции следует строго соблю-
дать рекомендации СПТБ [112] «Оргпримтвердосплав»,
касающиеся режимов заточки и используемых абразив-
ных кругов.
Контроль качества инструмента проводят 100%-ным
внешним осмотром инструмента после дробеструйной
обработки и после заточки. Трещины в пластинах твер-
дого сплава и корпусе инструмента, а также несплош-
ность, превышающая 5% от общего периметра паяного
шва, не допускаются.
Твердость корпуса инструмента, измеренная на рас-
стоянии 3—20 мм от пластины твердого сплава, должна
находиться в пределах НЕС 34—42.
Весь инструмент контролируют на наличие трещин
и непропаев с помощью цветной или люминесцентной
дефектоскопии.
При отработке режимов пайки твердость контроли-
руют у каждого выпускаемого инструмента (100%). В
дальнейшем контролю подвергают 5% от каждой пар-
тии инструмента.
Наличие трещин в пластинах твердого сплава у за-
точенных инструментов с корпусами, имеющими твер-
дость, не выходящую за пределы указанных допусков,
свидетельствует о нарушении технологии заточки. Тре-
щины, образовавшиеся в пластинах твердого сплава ин-
струментов, твердость корпусов которых выходит за
пределы допустимых, свидетельствует о нарушении тех-
нологии пайки.
Нередки случаи, когда при люминесцентной дефек-
тоскопии инструмента после заточки наблюдается све-
чение по всему периметру паяного шва. Чаще всего это
результат грубого нарушения технологии заточки, выз-
вавшего образование пор в паяном шве вследствие вы-
горания цинка, что обусловлено местным перегревом в
зоне контакта с абразивным кругом.
Иногда о нарушении режимов заточки можно су-
дить по прижогам, образующимся на поверхностях, кон-
тактирующих с заточными кругами. Однако чаще все-
го образовавшиеся прижоги заточники снимают, сни-
жая режимы заточки перед ее окончанием.
Экспериментальные исследования напряжений, воз-
никающих в образцах твердого сплава при пайке со
сталью, проведенные по методике, изложенной в гл. III,
показали, что предложенный метод пайки позволяет
снизить напряжения с 510 МПа при пайке по принятой
на действующих предприятиях технологии (сталь мар-
ки 45, припой Л63, твердый сплав Т15К6) до 29 —
49 МПа.
Предлагаемый технологический процесс пайки про-
шел проверку на ряде предприятий при изготовлении
различных инструментов, имеющих наибольшую склон-
ность к образованию трещин в твердом сплаве при его
изготовлении. Использование предлагаемой технологии
пайки позволило практически полностью ликвидиро-
вать трещины в твердом сплаве при изготовлении ин-
струмента и значительно сократить поломки при его эк-
сплуатации, что приводит к сокращению расхода инст-
румента почти в два раза. Кроме того, снижение оста-
точных паяльных напряжений, например в токарных
резцах, с 275—343 до 20—29 МПа равноценно повыше-
нию прочности используемого твердого сплава на 265—
314 МПа и в некоторых случаях позволит применять бо-
лее износостойкий, но менее прочный твердый сплав
(рис. 30).
ПАЙКА ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ НА КРУПНОГАБАРИТНЫЕ
ЦИЛИНДРИЧЕСКИЕ ДЕТАЛИ МАШИН *
Нередко возникает необходимость защиты от износа
наружных и внутренних поверхностей цилиндрических
деталей машин, например цилиндрических поверхностей
рабочих колес и уплотнительных колес углесосов. Уве-
личение износостойкости таких поверхностей может
быть достигнуто путем пайки на их поверхность твер-
досплавных колец или набора пластин.
Попытка напаять твердосплавное кольцо пли набор
пластин твердого сплава на наружную поверхность ва-
ла (в особенности большого диаметра) приводит к то-
му, что при охлаждении в паяном шве образуются тре-
щины, направленные вдоль него. Возникновение трещин
обусловлено тем, что при охлаждении сокращение раз-
меров стального вала больше, чем сокращение размеров
твердосплавного кольца.
Замена состава припоя, а также стали и режима
охлаждения при напайке твердых сплавов на внешнюю
поверхность вала диаметром 350 мм не дала положи-
тельных результатов, так как при такой конструкции
практически вся деформация паяного соединения, вы-
званная разностью изменения размеров стального ва-
ла и твердосплавного кольца при охлаждении, должна
быть компенсирована за счет деформации припоя.
При этом усилия направлены перпендикулярно паяному
шву. Разность изменения наружного диаметра стально-
го вала и внутреннего диаметра твердосплавного коль-
ца при изменении температуры от солидуса припоя до
комнатной будет составлять около 2,5 мм, т. е. 1,25 мм
на долю каждого паяного шва. Естественно, что ника-
кой припой не может выдержать деформацию паяного
шва в перпендикулярном к плоскости спая направлении,
равную 1,25 мм без разрывов, поэтому для пайки таких
деталей приходится использовать один из методов ре-
гулирования остаточных паяльных напряжений, отнесен-
ный к четвертой группе — приложение к паяному соеди-
нению нагрузок [116]. Этот метод заключается в том,
что твердосплавные кольца или пластины напаивают не
непосредственно на вал, а на тонкостенный бандаж из
стали марки 45, который в горячем состоянии насажи-
вается на вал. Перед пайкой бандаж, нагретый до тем-
пературы 400° С, одевают на графитовую пробку, имею-
щую наружный диаметр больший, чем внутренний
диаметр бандажа. Затемдта внешнюю поверхность сталь-
ного бандажа па установке токов высокой частоты на-
паивают твердосплавные пластины или кольца.
Ориентировочная толщина бандажа 4—5 мм. Тол-
щина твердосплавных пластин или колец 3—4 мм. Ох-
лаждение бандажа, одетого на графитовую пробку с
напаянными твердосплавными пластинами или кольца-
ми, производят в песке или графитовой крупке. При
охлаждении после пайки сокращению размеров банда-
жа препятствует графитовая пробка, предохраняя пая-
ный шов от разрывов.
После пайки торцы напаянного бандажа шлифуют,
затем вновь нагревают в камерной электропечи до тем-
пературы 600—650° С и насаживают на вал с натягом,
равным 144ч-230-10~5 диаметра вала.
При защите от износа внутренней цилиндрической
поверхности деталей машин также используют тонкос-
тенные бандажи, на внутреннюю поверхность которых
наплавляют твердый сплав.
При пайке твердосплавных колец или пластин на
внутреннюю цилиндрическую поверхность бандажа во
время охлаждения после папки стальной бандаж, сок-
ращаясь, сжимает твердосплавные изделия и паяный
шов. Твердые сплавы имеют весьма высокое сопротив-
ление сжатию и не разрушаются. Внутренние поверх-
ности деталей машин, барабанов или труб армируют
набором бандажей. В нагретую цилиндрическую деталь
вставляют с соответствующим натягом холодные банда-
жи, на внутреннюю поверхность которых напаян твер-
дый сплав.
Описанный способ позволяет армировать набором
бандажей как наружные, так и внутренние цилиндри-
ческие поверхности деталей различных машин.
Каждое предприятие, изготавливающее или исполь-
зующее твердосплавный инструмент, должно следить за
его качеством, которое при заданной конструкции и мар-
ке используемого твердого сплава в основном определя-
ется его эксплуатационной прочностью. Многие пред-
приятия имеют службу технадзора, которая должна сле-
дить за расходом, правильной эксплуатацией и качест-
вом инструмента. На большинстве предприятий эта
служба не имеет сведений о том, какая часть ресурса
инструмента расходуется рационально, а какая теряет-
ся непроизводительно из-за поломки твердого сплава.
Отсутствие таких данных не дает возможности судить
о качестве инструмента, используемого на предприятии,
и его потерях от поломок твердого сплава. Кроме того,
без указанных данных невозможно судить об изменении
качества инструмента при усовершенствовании техноло-
гического процесса его изготовления. Поэтому служба
технадзора должна ежемесячно характеризовать качест-
во твердосплавного инструмента. Коэффициент эксплуа-
тационной прочности, характеризующий работоспособ-
ность инструмента, в этом случае определяют, анализи-
руя отработанный инструмент (см. с. 127).
Зная коэффициент эксплуатационной прочности и его
изменение, можно получить ряд важных сведений о ка-
честве инструмента. Так, например, если на предприятии
был Равен 0,5, а изменение технологии изготовле-
ния этого инструмента привело к тому, что стал 0,8,
то можно сделать следующие выводы:
1. Непроизводительные потери инструмента состав-
ляли
(1 — КЙ) • Ю0% = (1 — 0.5)-100% = 50%.
Изменение технологии привело к тому, что эти поте-
ри уменьшились и стали составлять (1-К<2>) 100% =
= (1-0,8). 100% =20%.
2. При увеличении Кэ.п с 0,5 до 0,8 произошло сокра-
/ К(1) X
хцение расхода инструмента на { 1-------— | • 100% =
\ К<2’ /
= (1---- 100% = 37,5% *.
А °.8 )
3. Работоспособность инструмента при этом повыси-
лась следующим образом:
. 100% -
К»1» 0,5
'вл
* За 100% принят расход инструмента и сто работоспособность
при К',п.
библиографический список
1. Яновский И. И., Токарев И. А., Патрикеева Э. М., Арцимо-
вич В. Н. — Повышение надежности и долговечности горных
машин и инструмента. М., «Недра», 1964 (ВНИИПТУглемаш
Сб. № 7), с. 58—67.
2. ВсйИаизеп С. ипб У1еге^е С. — «Зраппипрсп нпб РШЫ1с1нп<]
1П рс1о1е1сп Наг1п1с1а11 р1а1Нс11еп», ШегквШ! ппй Ве1пеЬ,
1952, М. 12, 8. 657—688.
' 3. Имшенник К. П., Бухман Н. А. Технология пайки твердосплав-
^ного инструмента. М., Машгиз, 1954, 160 с. с ил.
. 4 Повышение прочности и износостойкости твердосплавного ин-
струмента. М., «Машиностроение», 1968. 140 с. с ил. Авт.:
Л. Г. Куклин. В. И. Сагалов, В. Б. Серебровскпй, С. П. Шаба-
шов.
5. Иванова А. И. — «Изв. вузов», 1966, № 7, с. 132—134.
6. Ильюшин А. А. Пластичность. Ч. I. М.—Л., Гостехиздат, 1948.
376 с. с ил.
7. РесНа1у К. — «Ме1а1иг^1ау е1ес!г», 1964, V. 28, № 316, р. 362.
8. Яновский И. И., Токарев И. А., Патрикеева Э. М., Арцимо-
вич В. Н. Повышение надежности и долговечности горных ма-
шин и инструментов. М., «Недра», 1964 (ВНИИПТУглемаш.
Сб. № 7), с. 67—89.
9. Гаращенко П. А. — «Труды Новочеркасского политехнического
института». Новочеркасск, Новочеркасское книжное изд-во,
т. 159, 1964, с. 101—107.
10. Гаращенко П. А. — «Горный журнал», 1967, № 5, с. 79—87.
11. Петухов П. 3., Казанцев А. В. Применение тензометрии в ма-
шиностроении. М., Машгиз, 1956. 236 с. с ил.
12. Ру зга 3. Электрические тензометры сопротивления. Пер. с чеш.
М., «Мир», 1964. 336 с. с ил.
13. Измерение напряжений и усилий в деталях машин. Под ред.
Н. И. Пригоровского. М., «Наука», 1976. 130 с. с ил.
14. Немец И. Практическое применение тензорезисторов. М., Энер-
гия, 1970. 144 с. с пл.
15. Логинов В. И. Электрические измерения механических вели-
чин. М., Энергия, 1970. 79 с. с пл.
16. Хорна О. Тензометрические мосты. Пер. с чеш. М.—Л., Гос-
энергоиздат, 1962. 336 с. с ил.
17. Нечаев Г. К.— «Измерительная техника», 1958, № 2, с. 68—73.
18. Пихтин Ю. А. — «Измерительная техника», 1958, № 2, с. 23—
24.
19. Подвей А. В., Логинов В. Б., Новиков Н. Н. — «Станки и ин-
струмент», 1958, № 6, с. 25—27.
20. Клочке Н. А., Махоткин М. В., Суслов Е. И. — «Твердые спла-
вы». М., «Металлургия», 1964 (ВНИИТС. Сб. № 5), с. 92—96.
21. Третьяков В. И. Металлокерамические твердые сплавы. М.,
Металлу ргпздат, 1962. 592 с. с пл.
22. Туманов В. И. Свойства сплавов системы карбид вольфрама—
кобальт. Справочник. М., «Металлургия», 1971. 96 с. с ил.
23. Туманов В. И. Свойства сплавов системы карбид вольфрама—
карбид титана—карбид тантала — карбид ниобия — кобальт. М.,
«Металлургия», 1973, 184 с. с ил.
24. Смирягин А. П., Смирягина Н. А., Белова А. В. Промышленные
цветные металлы и сплавы. Справочник. М., «Металлургия»,
1974. 488 с. с ил.
25. Лакедемонский А. В., Хряпин В. Е. Справочник паяльщика. М.,
«Машиностроение», 1967. 327 с. с ил.
26. Юрьев С. Ф., Деформация стали при химико-термической обра-
ботке. М., Машгиз, 1950. 307 с. с пл.
27. Юрьев С. Ф. Удельные объемы фаз в мартенситном превраще-
нии. М., Металлур! нздат, 1950. 48 с. с ил.
28. Гуляев А. П. Металловедение. М., «Металлургия», 1978, 647 с.
с пл.
29. Журавлев В. Н., Николаева О. И. Машиностроительные стали.
Справочник. М., «Машиностроение», 1968. 331- с. с пл.
30. Геллер Ю. А., Бабаев В. С. Инструментальные стали М., Ме-
таллургиздат, 1945. 332 с. с ил.
.31. Лашко Н. Ф., Лашко С. В. Вопросы теории и технологии пай-
ки. Саратов изд. Саратовского государственного университета,
1974. 248 с. с пл.
32. Клочка Н. А., Махоткин М. В., Журавлев В. В. — «Твердые
сплавы». М., «Металлургия», 1965 (ВНИИТС. Сб. № 6), с.
118—128.
33. Смирягин А. П., Клочко Н. А., Квурт О. С. и др. Авт. евпд.
№ 207684 — «Изобретения, промышл. обр. и тов. знаки», 1967,
№ 2, с. 158.
34. Квурт О. С., Клочко В. А., Кудря Н. А. и др. Авт. евпд.
№ 365227. — «Открытия, изобретения, промышл. обр. и тов. зна-
ки», 1973, № 6, с. 25.
-35. Смирягин А. П., Клочко Н. А.. Квурт О. С. и др. Авт. евпд.
№ 223575. — «Изобретения, промышл. обр. и тов. знаки», 1968,
№ 24, с. 134.
36. Квурт О. С., Клочко Н. А., Тюрин В. И. и др. Авт. евпд.
№ 335063. — «Открытия, изобретения, промышл. обр. и тов.
знаки», 1972, № 13, с. 37.
37. Будников И. Е. Авт. евпд. № 119420. — «Бюл. изобр.», 1959,
№? 8, с. 53.
\38. Будников И. Е. Авт. евпд. № 113812. — «Бюл. изобр.», 1958,
№ 6, с. 117.
। 39. Лоцманов С. Н., Клочко Н. А., Пуксинг Э. В. Авт. свид.
№ 271275. — «Открытия, изобретения, промышл. обр., тов. зна-
ки», 1970, № 17, с. 142.
- 40. Пуксинг Э. В., Лоцманов С. Н. и др. Авт. свид. № 449789.—
«Открытия, изобретения, промышл. обр., тов. знаки», 1974,
Ке 42, с. 24.
41. Клочко Н. А., Землякова Т Г., Панкратов В. Н. и др. — «Твер-
дые сплавы». М., «Металлургия», 1973 (ВНИИТС. Сб. Хе 12),
с. 30—36.
142. Клочко Н. А.. Квурт О. С., Швецова Т. И. и др. Авт. свид.
№ 495171. — «Открытия, изобретения, промышл. обр., тов. зна-
ки», 1975, № 46, с. 29.
43. Клочко Н. А., Швецова Т. И. — «Станки и инструмент», 1976,
№ 11, с. 25—26.
44. Швецова Т. И. — «Тезисы докладов на всесоюзной научно-тех-
нической конференции», ч. 11. Рига, изд. УП НТО Машпром,
1978, с. 188—192.
45. Клочко И. А., Швецова Т. И. — «Тезисы докладов Всесоюзного
научно-технического семинара». Воронеж, изд. Центрального и
Воронежского областного правления НТО Машпрома, 1976,
с. 272—278.
46. Клочко Н. А., Швецова Т. И. — «Материалы семинара», М.,
МДНТП, 1976, с. 29—39.
47. Клочко Н. А., Швецова Т. И. — «Твердые сплавы и тугоплав-
кие металлы». М., «Металлургия», 1975 (ВНИИТС. Сб. № 15)
с. 62—65.
48. Швецова Т. И., Клочко II. А. — «Твердые сплавы». М., «Метал-
лургия», 1978 (ВНИИТС. Сб. Кв 18), с. 18—21.
49. Ёкатова А. С. Флюсы и газовые среды. Справочник. М., «Ма-
-х шпностроенпе», 1975, с. 102—130. 407 с., пл.
50? Технология сварки, пайки и контроля заготовок режущего ин-
струмента. Методические рекомендации ВНИИ. Под ред.
К. П. Имшеннпка. М., изд. НИИИМашпрома, 1976, с. 64—107
51. Лоцманов С. Н., Клочко II. А., Панкратов В. Н. и др. Авт. свид.
№ 275697. — «Открытия, изобретения, промышл. обр., тов. зна-
ки», 1970, № 22, с. 160.
52. Панкратов В. Н., Клочко А. В., Лоцманов С. Н. — «Твердые
сплавы». М., «Металлургия», 1973 (ВНИИТС. Сб. № 12), с.
36—38.
53. Платов А. Б., Колчин А. В., Клочко Н.А. Авт. свид. Кв 211287.—
«Изобретения, промышленные обр. и тов. знакп», 1968, Кв 7,
с. 135.
54. Клочко Н. А., Махоткин М. В., Журавлев В. В. — «Твердые
сплавы». М., «Металлургия», 1966 (ВНИИТС. Сб. Кв 6), с. 118—
128.
55. Клочко П. А., Махоткин М. В.. Мойнова Н. В. — «Горный жур-
нал», 1965, № 12, с. 41—44.
56. Клочко Н. А. — «Твердые сплавы». М., «Металургия», 1970
(ВНИИТС. Сб. Кв 10), с. 36—44.
57. Клочко И. А., Чебанов В. И.—«Сварочное производство». 1973,
Кв 7, с. 31—34.
58. Клочко П. А., Чебанов В. И. — «Твердые сплавы». М., «Метал-
лургия», 1973 (ВНИИТС. Сб. Кв 12), с. 38—43.
59. Клочко Н. А., Чебанов В. И. — «Твердые сплавы». М., «Метал-
_ лургпя», 1973 (ВНИИТС. Сб. Кв. 14), с. 140—144.
'7> (л Николаев Г. А., Киселев И. И. Прочность и конструирование
паяных соединений. Справочник. М., «Машиностроение», 1975,
321—345. 407 с., пл.
61. Пискунов Н. С. Дифференциальное и интегральное исчисление.
Ч. I. М., Физматгнз, 1963. 456 с. с ил.; ч. II. 575 с. с ил.
62. Малинин Н. Н. Прикладная теория пластичности и ползучести.
М., «Машиностроение», 1967. 399 с. с пл.
63. Туманов В. И., Баскин М. Л., Андерс Н. Р. — «Твердые спла-
вы». М., Металлургиздат, 1962 (ВНИИТС. Сб. Кв 4), с. 197—
201.
64. Работное 10. Н. Сопротивление материалов. М., „Фпзматгпз,
1962. 455 с. с ил.
65. Кчнасошвили Р. С. Сопротивление материалов. М., «Наука»,
1975. 384 с. с пл.
66. Доидик II. 1'. Механические испытания материалов. Киев, изд.
АН УССР, 1962. 227 с. с ил.
67. Панарин Н. Я-, Тарасенко И. И. Сопротивление материалов. Л.,
Госстройпздат, 1962. 528 с. с ил.
68. Одинг И. А. Современные методы испытания металлов. М.,
Металлургиздат, 1944. 300 с. с ил.
69. Клочко Н. А., Махоткин М. В., Горнаков Б. М.—«Твердые
сплавы». М., «Металлургия», 1970 (ВНИИТС. Сб. № 10)
с. 27—31.
70. Шрейнер Л. А. Фпзпческие основы механики горных пород.
М.—Л., Гостоптехиздат, 1950. 212 с. с пл.
71. Клочко Н. А., Чебанов В. И. — «Твердые сплавы». М., «Метал-
лургия», 1973 (ВНИИТС. Сб. № 14), с. 143—151.
72. Чапорова И. II., Щетилина Е. А. — «Металлургия и топливо»,
1959, № 5, с. 91—96.
73. Чапорова И. И., Щетилина Е. А. — «Металлургия и топливо»,
1961, № 1, с. 37—41.
74. Чапорова И. Н., Щетилина Е. А., Сереброва О. Н. — «Твердые
сплавы». М., Металлургиздат, 1960 (ВНИИТС, Сб. № 2),
с. 90—95.
75. Чапорова И. II., Щетилина Е. А. — «Твердые сплавы». М., Ме-
таллургиздат, 1961 (ВНИИТС. Сб. № 7), с. 237—242.
76. Чапорова И. II., Щетилина Е. Л.—«Твердые сплавы». М„ Ме-
таллургпздат, 1962 (ВНИИТС. Сб. № 4), с. 237—247.
77. Щетилина Е. А., Сереброва О. И., Кузнецова К. Ф. Сборник ма-
териалов по металловедению и технологии изготовления метал-
локерамических твердых сплавов, тугоплавких металлов и сое-
динений на их основе, ч. II. М., ЦИИНЦМ, 1963, с. 44—53.
78. Михайлова П. К. — «Металловедение и обработка металлов»,
1957, № 7, с. 45—48.
79. Креймер Г. С., Сафонова О. С. — «Твердые сплавы». М., «Ме-
таллургия», 1964 (ВНИИТС. Сб. № 5), с. 152.
80. Судзуки X., Сугияма М., Уледа Т. — «Журнал японского ин-
ститута металлов», 1964, т. 28, № 5, с. 287.
81. БизиЫ Н., Бифута М., Нага Н. — «Л. о! 1Ье Атепсап Сегапп'с
зос1е1у», 1965, V. 48, № 10, р. 281.
82. Мойнова II. В., Чапорова И. Н., Клочко Н. А. — «Твердые спла-
вы». М., «Металлургия», 1969 (ВНИИТС. Сб. № 9), с. 126—132.
83. Муха И. М., Глоба Л. В. — «Порошковая металлургия», 1974,
№ 5, с. 91—94.
84. Креймер Г. С., Туманов В. И., Алексеева Н. А., Богино Э. М.,
Павлова 3. И. — «Твердые сплавы». М., «Металлургия», 1969
(ВНИИТС. Сб. № 8), с. 121—126.
85. Черунин Ю. И., Молохов И. Ф. — «Сб. трудов Пермского поли-
технического института». Вып. 149. Пермь, Пермское книжное
изд-во, 1974, с. 131—135.
86. Клочко Н. А., Мойнова Н. В. Пайка твердосплавного инстру-
мента. М., «Цветметпнформация», 1975. 31 с. с ил.
87. Лошак М. Г., Александрова Л. И. Упрочнение твердых спла-
вов. Киев, «Наукова думка», 1977. 148 с. с ил.
88. Болховитинов II. Ф. Металловедение и термическая обработка.
М., Машгиз, 1954. 446 с. с пл.
89. Шмыков А. А. Справочник термиста. М., Машгиз, 1961. 392 с.
с ил.
90. Клочко Н. А., Чапорова И. Н„ Чекулаев П. Г., Мойнова Н. В.
Совершенствование техники буровзрывных работ на рудниках
цветной металлургии. М., «Цветметпнформация», 1969, с. 70 —
74.
91. Су менка М. С., Котов Г. К. — «Добыча и обогащение руд цвет-
ной металлургии». Научно-технический сборник № 6 (39). Ал-
ма-Ата, Алмаатинское книжное изд-во, 1963, с. 32, 33.
92. Брукер X. Р., Битсон Е. В. Пайка в промышленности. Пер. с
англ. М., Оборонгиз, 1957. 295 с. с пл.
93. Кейлин Г. С.—«Медицинская промышленность СССР», 1960,
№ 12, с. 47—48.
94. Замятин П. А. Авт. свид. № 110024.—«Бюл. изобр.», 1958. № 1,
с. 93.
95. Губин А. И., Орлова В. В. Справочник по пайке. Под ред.
С. Н. Лоцманова, И. Е. Петрунина, В. П. Фролова. М., «Маши-
ностроение», 1975, с. 62—101. 407 с., пл.
96. Лашко II. Ф.. Лашко-Авакян С. В. Пайка металлов. М., Маш-
гпз. 1959. 441 с. с пл.
97. Попов А. А., Попова А. Е. Изотермические и термокпнетпчес-
кпе диаграммы распада переохлажденного аустенита. Справоч-
ник. М., «Металлургия», 1965. 435 с. с пл.
98. Лоцманов С. II., Петрунин И. Е. Пайка металлов. М., «Маши-
ностроение», 1966. 252 с. с пл.
99. Петрунин И. Е., Маркова И. 10., Екатова А. С. Металловедение
пайки. М., «Металлургия», 1976. 263 с. с ил.
100. Веи1е1 II. — Го1еп ипй хсаппЬсЬапсПипд уоп Наг1те1а11 Шстк-
геицеп, \Уегк51а11 ипб Ве1пеЬ. Вс! 83, Н. 10, 1952, 8. 505.
101. Мопбвоп С. — «Но! 1о ГавТеп сагЬМе 1о 81ее1 Маск агй 1оо1
В1ие Воск», 1961, V. 56, № 11, р. 381.
102. Клочко II. А., Махоткин М. В., Суслов Е. И.— «Горный жур-
нал», 1960, № 4, с. 33—35.
103. Замятин П. А., Гребцов 11. В., Андерс II. Р. Авт. свид.
№ 132160. — «Бюл. изобр.», 1960, № 19, с. 11
104. Креймер Г. С. Прочность твердых сплавов. М., «Металлургия»,
1966. 200 с. с ил.
105. Клочко II. А., Колчин А. В., Сосницкий М. Ю., Юрин П. И.
Авт. свид. № 202710. — «Изобретения, промышленные обр. и
тов. знаки», 1967, № 19, с. 189.
106. Сергеев Л. В., Хает Г. Л. — «Станки и инструмент», 1974, № 7,
с. 22—25.
107. Еременко В. Н., Найдич Ю. В., Посович А. А. — ЖФХ, 1960,
т. 34, с. 1018—1020.
108. Клочко П. А., Майкова Н. В. — «Твердые сплавы». М.. «Метал-
лургия», 1970 (ВНИИТС. Сб. № 10), с. 32—35.
109. Клочко II. А., Махоткин М. В., Суслов Е. И. — «Твердые спла-
вы». М., Металлургиздат, 1962 (ВНИИТС. Сб. № 4), с. 35—40.
ПО. Клочко II. А., Махоткин М. В., Мойнова II. В. — «Горный жур-
нал», 1966, № 5, с. 47—49.
111. Кидин И. Н. Термическая обработка стали при индукционном
нагреве. М., Металлургиздат, 1950. 316 с. с ил.
112. Технологические рекомендации по организации заточки твердо-
сплавного инструмента. МЦМ СССР. Производственное объеди-
нение «Союзтверлосплав». М., изд. Специальное производствен-
но-технологическое бюро «Союзтвсрдосплав», 1977. 25 с. с ил.
113. Кудря II. А., Чувилин А. М., Песков Б. А. — «Твердые спла-
вы». М., «Металлургия», 1978 (ВНИИТС. Сб. № 11), с. 137—
158.
114. Клочко Н. А., Махоткин М. В., Колчин А. В., Горнаков Б. М.
Авт. свид. № 287076. — «Открытия, изобретения, промышл.
обр., тов. знаки», 1971, № 35, с. 53.
115. Линдо Г. В., Кармалюк В. И. — «Изв. вузов. Цветная метал-
лургия», 1971, № 20.
116. Клочко Н. А., Колчин А. В., Юрин. П. И., Сосницкий М. Ю.—
«Науч тр.» Новокузнецк, изд-во Министерства угольной про-
мышленности СССР, 1968 (ВНИИГидроугля, вып. ХШ), с. 95—
98.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие . 3
Введение ... 6
ГЛАВА I. СВОЙСТВА МАТЕРИАЛОВ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ДЛЯ
ИЗГОТОВЛЕНИЯ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУ-
МЕНТА 19
Твердые сплавы .... 19
Стали .... 21
Припои . .... .25
Флюсы . 35
ГЛАВА II. ПРОЦЕССЫ, ПРОТЕКАЮЩИЕ ПРИ ПАЙКЕ И ТЕР-
МООБРАБОТКЕ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА 39
Математическая интерпретация процесса дефор-
мирования и изменения напряжений в твердом
сплаве, стали и припое при их охлаждении после
пайки........................................40
Основные закономерности развития напряжений
и деформаций при пайке твердого сплава со
сталью .... ...................50
Напряжения и деформации в процессе охлажде-
ния твердого сплава и стали после пайки . . 56
Влияние температурных режимов, применяемых
при пайке инструмента и закалке стали, иа свой-
ства твердых сплавов .... ... 71
ГЛАВА III. ЗАВИСИМОСТЬ ВЕЛИЧИНЫ ОСТАТОЧНЫХ ПАЯЛЬ-
НЫХ НАПРЯЖЕНИЙ В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ ОТ ИС-
ПОЛЬЗУЕМЫХ МАТЕРИАЛОВ И РЕЖИМОВ ПАЙКИ 79
Экспериментально-расчетная методика определе-
ния напряжений, возникающих в твердом сплаве
при пайке со сталью . . .... 80
Напряжения, возникающие в твердом сплаве при
пайке со сталью, в зависимости от используемой
стали, режима охлаждения после пайки, припоя
и толщины паяного шва .......................89
Влияние марки стали и режима охлаждения
после пайки па величину напряжений, возника-
ющих в твердом сплаве . .... 92
Влияние состава припоя на величину напряже-
ний и деформаций, возникающих в твердом
сплаве при пайке со сталью.................99
Влияние толщины паяного шва на величину
напряжений, возникающих в твердом сплаве в
процессе пайки со сталью..................103
ГЛАВА IV. РЕГУЛИРОВАНИЕ НАПРЯЖЕНИЙ, ВОЗНИКАЮЩИХ
В ТВЕРДОМ СПЛАВЕ ПАЯНОГО ТВЕРДОСПЛАВ-
НОГО ИНСТРУМЕНТА . . . 109
Классификация способов регулирования напря-
жений, возникающих в твердом сплаве при пай-
ке со сталью................................109
Пути практического применения предложенных
способов регулирования остаточных паяльных
напряжений..................................111
Изменение остаточных паяльных напряжений в
инструменте в заданном направлении . .118
ГЛАВА V. ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ ВЫБОРА МАТЕРИАЛОВ И ТЕХ-
НОЛОГИИ ПАЙКИ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУ-
МЕНТА ................126
Корпус инструмента . . ... 130
Припои..................................... 133
Флюсы . . . . . . . . 145
ГЛАВА VI. ТЕХНОЛОГИЯ ПАЙКИ ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИН-
СТРУМЕНТА ............................................. 148
Подготовка корпусов инструмента к пайке . . 148
Подготовка поверхности твердых сплавов перед
пайкой .... ............153
Сборка под пайку......................... . 157
Пайка инструмента . . 159
Контроль качества .... . . 169
Рекомендации по пайке некоторых видов твердо-
сплавного инструмента и деталей машин . . 170
Корсики для перфораторного бурения . . 170
Металлорежущий инструмент .... 177
Пайка твердых сплавов иа крупногабаритные
цилиндрические детали машин................189
Библиографический список ... . . . 193
ИБ № 1469
ОСНОВЫ ТЕХНОЛОГИИ ПАЙКИ
И ТЕРМООБРАБОТКИ
ТВЕРДОСПЛАВНОГО ИНСТРУМЕНТА
Редактор издательства В. Н. Парцевский
Художественный редактор А. И. Гофштейн
Технический редактор В. М. Курпяева
Корректоры Т. В. Морозова, Т. А. Рюмина
Обложка художника В. В. Воронина
График А. И. Нелидова
Сдано в набор 31.10.80 Подписано в печать 18.03.81 Т-03391 Формат бумаги
84X108732 Бумага типографская № 2 Гарнитура литературная Печать высокая
Уел. печ. л. 10,5 Уч.-изд. л. 11,48 Тираж 7200 экз. Заказ № 554. Цена 60 к.
Издательство «Металлургия», 119034, Москва, Г-34,
2-й Обыденский пер., д. 14
Владимирская типография «Союзполиграфгрома» при Государственном
комитете СССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
600000, г. Владимир, Октябрьский проспект, д. 7