Диффузионная сварка в вакууме - Казаков Н.Ф.

Автор: Казаков Н.Ф.

Теги: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления сварка металлообработка издательство машиностроение диффузионная сварка

Год: 1968

Похожие

Справочник машиностроителя в шести томах. Том 5. Книга 1

Справочник по сварке. Том 2

Основы сварки давлением

Текст

Н.Ф. КАЗАНО
weldwohld.hu
УДК 621.791.016—982 : 539.3783
- -т— __Г
Диффузионная сварка и вакууме. К а з а к о в II. Ф.
«Машиностроение». 1968, 33! стр.
В книге описан! I физические основы предложенного автором
метода диффузионной сварки в вакууме металлов, сплавов и не-
металлических материалов с металлами обобщены результаты
исследований, проведенных при разработке данного метода
сварки.
Изложены научные основы технологии соединения; приведе-
ны конструкции и расчет установок и приспособлений для диф-
фузионной сварки, инструктивные материалы по наладке и эк-
сплуатации этих установок.
Книга предназначена для инженеров-конструкторов и техно-
логов научно-исследовательских институтов и лабораторий маши-
ностроительных, металлургических и металлообрабатывающих
предприятий.
Илл. 171. Табл. 42. Библ. 187 назв.
Рецензент канл. техн, наук Я. Л. Клячкин
Редактор д-р гехн. наук Б. А. Мовчан
393—68
3—12—б
ВВЕДЕНИЕ
О азвитие таких отраслей техники, как атомной, реактивной,
ракетной, электроники, радиоэлектроники, связано с создани-
ем новых конструкционных материалов.
Сверхзвуковые самолеты, ракеты, космические корабли, атом-
ные двигатели работают в исключительно сложных условиях.
Естественно, материалы, применяемые для изготовления узлов
этих агрегатов, должны обладать высокой прочностью при стати-
ческих и переменных нагрузках, устойчиво и надежно работать,
при высоких и низких температурах, хорошо противостоять воз-
действию газовых и жидких агрессивных сред, не изменять своих
свойств при воздействии на них радиоактивных лучей, электри-
ческих и электромагнитных полей.
Таким требованиям удовлетворяют тугоплавкие металлы и
прежде всего ниобий, тантал, молибден, вольфрам, сверхтвердые
сплавы, специальная керамика и металлокерамические материа-
лы. Тяжелые условия эксплуатации конструкции во многих слу-
чаях нс позволяют использовать материалы в чистом виде. По-
этому приходится соединять материалы между собой, наносить
на детали поверхностный слой, а в ряде случаев подвергать их
специальной термической, механической или химической обра-
ботке.
В современных аппаратах и приборах есть отдельные узлы,
материал которых нагружен особо сильно или подвержен наи-
более интенсивному воздействию продуктов реакции. Естествен-
но, что использование дорогостоящих специальных металличе-
ских сплавов и неметаллических материалов для изготовления
такой конструкции в целом значительно усложняет и удорожает
технологический процесс производства. В связи с этим возникли
задачи соединения разнородных металлических и неметалличе-
ских материалов между собой.
Эти же задачи актуальны и в области электроники и радио-
электроники. В современных радиопередающих приемных
устройствах, в телевизионных схемах, в электронных приборах
для управления машинами и аппаратами широко применяются
полупроводниковые элементы в отдельных ячейках, так называс-
мых модулях. В этих случаях приходится соединять полупровод-
никовые материалы с металлами. При необходимости электриче-
ской или тепловой изоляции возникают проблемы соединения
металла с керамическими материалами.
Важной технологической задачей в приборостроении является
получение соединений, которые нс отличались бы по своим физи-
ческим свойствам от основного металла сопрягаемых деталей.
Ни один из известных видов сварки, пайки, клепки и др. не поз-
воляет полностью решить этой задачи.
Наряду с появлением новых разнообразных материалов на
помощь технике приходят и новые процессы, необходимые для их
обработки. В частности, для соединения используется энергия
электронного луча в вакууме и луча оптического квантового ге-
нератора (лазера), ультразвука, взрыва и др. [132].
Выбор способа соединения определяется прежде всего свой-
ствами соединяемых материалов. Например, при сварке хими-
чески активных металлов во избежание контакта нагретых уча-
стков с воздухом, содержащим кислород и азот, которые прида-
ют хрупкость сварным соединениям, необходима абсолютная чи-
стота среды. При сварке тугоплавких металлов, легированных
сталей, сплавов и других материалов исключить изменение
свойств материалов можно путем локального нагрева соединя-
емых частей изделий [44- -47, 120—122].
Предложенный автором настоящей работы в 1953 г. способ
диффузионного соединения позволяет успешно решить ряд задач,
стоящих перед учеными, конструкторами и технологами. Этот
метод практически исключает изменения свойств металлов в ме-
стах соединения, происходящих при расплавлении, и отрицатель-
ное воздействие внешней среды на физическое состояние соеди-
няемых поверхностей. Кроме того, он позволяет соединять
большинство материалов, и в том числе ранее песосдиняемых ме-
таллов и сплавов; обеспечивает высокую надежность соединения,
прежде всего статическую и динамическую прочность, термостой-
кость, вакуумную плотность (без следов окисления и загрязнения
в местах соединения деталей), а также высокие упругие свойства.
Этот способ позволил осуществить так называемое прецизионное
соединение, обеспечивающее получение конструкции с оконча-
тельно заданными расчетными размерами [48—55].
Диффузионное соединение материалов основано на одной из
важнейших особенностей физически чистых поверхностей —спо-
собности к «сцеплению» с такими же поверхностями за счет от-
крытых атомных связей.
Применение вакуума и других методов очистки поверхности
позволяет прежде всего использовать силы атомного сцепления
для соединения двух и более поверхностей, а диффузионные про-
цессы, происходящие вслед за этим, увеличивают прочность та-
кого соединения.
4
Для диффузионной сварки требуется некоторое сжимающее
усилие, достаточное для сближения поверхностей на расстояние,
определяемое радиусом взаимодействия межатомных сил. При
этом удельное давление, необходимое для соединения определен-
ных материалов, должно быть достаточным для снятия микро-
неровностей на обработанных поверхностях.
Для получения сцепления достаточно соприкосновения сое-
диняемых частей под небольшим давлением в вакууме при тем-
пературе выше температуры рекристаллизации. Надежность и
прочность соединения достигаются в том случае, если зона сое-
динения расширяется и приобретает объемный характер.
Хорошие результаты при сварке в вакууме достигаются вслед-
ствие того, что уже при разрежении 5- 1б-4 дш рт. ст. минималь-
ная чистота среды, окружающей свариваемые детали, составляет
99,999987%.
При этом виде сварки появилась возможность соединять
материалы с различными твердостью, прочностью и взаимной
смачиваемостью, в том числе разнородные металлы, керамиче-
ские и металлокерамические сплавы, которые невозможно ка-
чественно сваривать методом плавления. Например, в про-
мышленных условиях впервые осуществлено высококачественное
соединение керамики с коваром, медью, титаном; стекла с кова-
ром; золота с бронзой; платины с титаном; серебра с нержавею-
щей сталью; ниобия с керамикой, молибденом; стали с чугуном,
алюминием, вольфрамом, титаном, металлокерамикой, молибде-
ном; меди с алюминием и титаном; бронзы с различными метал-
лами и т. п. Это далеко не полный перечень материалов, соединя-
емых диффузией в вакууме.
11редприятия машиностроения, тракторной, инструменталь-
ной, электронной и авиационной промышленности, приборостро-
ения, судостроения, пищевого машиностроения и других отраслей
промышленности используют новый способ при изготовлении
электровакуумных приборов, инструмента, тормозных устройств,
узлов гидропривода, различных деталей из биметаллических ма-
териалов и т. п. Центральный Совет BOI IP, Министерство высше-
го и среднего специального образования СССР, Комитет по де-
лам изобретений и открытий при Совете Министров СССР и Ми-
нистерство электротехнической промышленности СССР провели
всесоюзный конкурс «по исследованию, разработке технологии и
оборудования и широкому промышленному внедрению диффузи-
онной сварки в вакууме». Итоги конкурса показали, что диффу-
зионное соединение находит вес более широкое применение
в народном хозяйстве страны. Только за период проведения кон-
курса число предприятий, применяющих диффузионное соедине-
ние в условиях производства, увеличилось почти в 4 раза.
Около 250 предприятий промышленности и научных организа-
ций страны успешно применяют этот прогрессивный способ сое-
5
динения различных материалов при изготовлении машин, прибо-
ров, оборудования и другой передовой техники.
Так, были изготовлены биметаллические контакты, покры-
тые сплавами из драгоценных металлов—золота, платины, се-
ребра, платино-родиевых сплавов и т. п. На некоторых заводах
Министерства приборостроения, средств автоматизации и си-
стем управления СССР внедрен технологический процесс изго-
товления упругих элементов вибрационно-частотных датчиков
давления.
На одном из заводов внедрена диффузионная сварка биме-
таллического блока цилиндров объемных аксиально-поршневых
гидромашин, обеспечившая повышение надежности и каче-
ства изделий.
На Московском комбинате твердых сплавов этот способ был
применен для изготовления чехлов для термопар и нагревате-
лей из дисилицида молибдена (63% Мо, 37% Ci), работающих
при температуре до 1700° С [52].
В результате разработки новой технологии и оборудования
для диффузионного соединения в вакууме изготовлены стекло-
металлические гермовводы [40].
На предприятиях Министерства электронной промышленно-
сти СССР разработана новая технология диффузионного соеди-
нения при изготовлении и сборке оксидных, холодных вторично-
эмиссионных и концентрических катодов; катодных ножек;
анодных блоков; отражателей и многих других деталей и узлов
электронных приборов. С помощью диффузионного соединения
удалось внедрить специальные биметаллы, триметаллы и пяти-
слойные металлы, что позволило создать качественно новые
электронные приборы.
Новая технология обеспечивает получение вакуумпоплотных,
термостойких, вибропрочиых соединений при сохранении высо-
кой точности геометрических размеров и форм изделия. Благо-
даря этому в 3 4 раза повысилась надежность работ электрон-
ных приборов, а долговечность увеличилась в 10—12 раз. Зна-
чительно снижена трудоемкость процесса их изготовления и
улучшены технические параметры приборов. На одном машино-
строительном предприятии производится серийный выпуск ка-
тодных узлов к приборам для кинескопов цветного телевидения
и деталей видеконов (сварка стекла с металлами) при 100%-ном
выходе годных свариваемых деталей [1 и 158].
Проверка показала, что соединения, полученные методом диф-
фузии в вакууме, по механической прочности, термостойкости,
плотности, по коррозионной стойкости и упругим свойствам
отвечают техническим требованиям, предъявляемым к ответ-
ственным конструкциям. Характерно, что размеры изделий, сое-
диняемых диффузионной сваркой, составляют от нескольких
микронов до нескольких метров.
6
Применение диффузионного соединения в вакууме дает боль-
шой экономический эффект.
Этот способ и установки для получения диффузионного сое-
динения в вакууме нашли широкое признание в ведущих капи-
талистических странах — Англии, Франции, Японии, США, Бель-
гии, Швеции, от которых получены патенты 1 [79—84].
Большую помощь в разработке нового способа соединения
металлов, сплавов и неметаллов оказали академики В. И. Дику-
шин и Б. Е. Патон, профессора Б. А. Мовчан, А. Н. Лепилкин и
В. Д. Сурков и бывший директор Московского комбината твер-
дых сплавов | С. II. Соловьев.
Создание установок, разработка методики экспериментирова-
ния. а также выполнение исследований и внедрение их в промыш-
ленность, результаты которых изложены в данной книге, осуще-
ствлены в основном коллективом Проблемной научно-исследова-
тельской лаборатории диффузионной сварки в вакууме под ру-
ководством и при непосредственном участии автора.
Особенно следует отметить творческое участие в этих работах
II. Д. Алексеева, К. В. Аидрюкевича, В. В. Жукова, М. В. Вен-
зовского. В. Н. Казакова, В. Ф. Квасницкого, Э. С. Каракозова,
А. В. Кривошей, Ю. Н. Копылова, II. А. Машковой, Л. М. Кузь-
миной, В. В. Ничушкина. В. II. Моисеева, Г. В. Конюшкова,
Н. И. Постновой. Е. Г. Суденкова, Н. В. Урусова, С. Е. Ушаковой,
К- Е. Чарухиной, А. П. Шишковой, И. А. Щепсгиной и др.
Успешное преодоление трудностей при изготовлении впервые
создаваемых образцов сварочных диффузионных вакуумных
установок было обеспечено благодаря творческому содружеству
с промышленностью.
В 1957—1958 гг. на Московском комбинате твердых сплавов
им. С. П. Соловьева были созданы первые сварочные диффузи-
онные вакуумные установки (СДВУ-1 и СДВУ-2), послужившие
впоследствии прототипами установок многопозиционных, авто-
матизированных, с местным вакуумом и роторного типа.
В 1960—1961 гг. на Московском заводе малолитражных автомо-
билей выпущена серия установок СДВУ-4, позволяющая одно-
временно сваривать до 12 деталей [56—62].
В настоящее время уже разработано свыше 40 типов свароч-
ных диффузионных вакуумных установок (СДВУ) для экспери-
ментального и промышленного применения. В промышленном и
опытном производстве работает более 270 установок для диф-
фузионного соединения в вакууме. Серийный выпуск наиболее
1 Авторское свидетельство Н. Ф. Казакова № 112460 от 3 февраля 1956 г.
Патенты на имя Н. Ф. Казакова в Бельгии (№ 601175), Франции (А« 1280115),
Англии (№ 949979), Японии (№ 428777), Швеции (№ 195187), США
{.ХЬ 3158732 от 24 ноября 1964 г. и № ,3257539 от 20 июня 1966 г.). Приоритет-
ная справка (ФРГ) № К42838 от 7 февраля 1961 г.
7
распространенных установок начат в 1965 г. в Саратове и на
Тбилисском заводе электросварочного оборудования им.
Е. О. Патона, а в 1968 г. предусмотрен выпуск таких установок
Казанским механическим заводом.
Рядом предприятий при участии Проблемной научно-иссле-
довательской лаборатории диффузионной сварки в вакууме
спроектированы, изготовлены и эксплуатируются высокопроизво-
дительные установки роторного типа, шлюзования, для сварки
в кассете и т. п.
Автор надеется, что использование промышленностью, раз-
личными институтами и организациями нового способа сварки
и аппаратуры, а также данных теоретических и эксперименталь-
ных исследований по диффузионному соединению в вакууме
трудносвариваемых и не поддающихся пайке металлов, сплавов
и неметаллов будет способствовать наиболее быстрому реше-
нию проблемы получения неразъемного соединения самых раз-
нообразных материалов и презиционпых «сварных» соединений,
не нуждающихся ни в термической, ни в механической обра-
ботке.
Глава I. ФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ
ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ
ПРОЦЕССОВ ДИФФУЗИИ В МЕТАЛЛАХ И СПЛАВАХ
Многие процессы в твердых телах происходят в результате пе-
ремещения атомов из одного положения в другое, т. е. путем
диффузии.
Согласно современным взглядам в твердом состоянии метал-
лы представляют систему правильно расположенных в простран-
стве положительных ионов и относительно свободных электро-
нов, движущихся в определенных энергетических «зонах». IIон»л
совершают тепловые колебания с большей или меньшей ампли-
тудой в соответствии со статическим законом распределения
энергии в кристаллической решетке [22—26,41,96, 99, 117, 118,
124].
Колебания с большой амплитудой (около 1013 циклов в се-
кунду) приводят к тому, что ионы могут не вернуться к своему
прежнему центру колебаний, а занять энергетически более «удоб-
ное» место. Такие перемещения атомов, превышающие средние
межатомные расстояния, принято называть диффузией. При по-
вышении температуры происходит резкое ускорение диффузии
вследствие увеличения амплитуды колебаний ионов кристалли-
ческой решетки.
При рассмотрении миграции атомов в кристаллической решет-
ке различают: а) миграцию атомов в чистом металле, или ато-
мов растворителя в твердом растворе. Этот процесс иосит назва-
ние самодиффузии; б) миграцию атомов растворенного элемента
в решетке растворителя — гетеродиффузию [14, 15].
Границы зерен имеют большое количество несовершенств
кристаллической решетки, поэтому диффузия вдоль границ про-
исходит с большей скоростью (граничная диффузия). Большая
плотность искажений в поверхностном слое металлов обусловли-
вает существование поверхностной диффузии, скорость которой
больше скорости граничной диффузии.
Исследования диффузии в твердых телах, выполненные в кон-
це прошлого века, показали, что в металлах способны диффун-
дировать те элементы, которые в них растворяются [38, 43, 160].
В 1855 г. Фик показал, что кинетика диффузии вполне ана-
логична кинетике теплопроводности. Поэтому закон Фика по
9
форме аналогичен закону Фурье для потока тепла или закону
Ома. Согласно первому закону Фика количество вещества, про-
диффундировавшее за время dt через поверхности dS на рассто-
яние dx от исходной плоскости, пропорционально падению кон-
центрации, т. е.
dm = — D — dtdS. (1)
dx
Знак минус перед уравнением означает, что вещество дви-
гается в сторону убывания концентрации. Коэффициент пропор-
циональности D называется коэффициентом диффузии и выра-
жает количество вещества в молях или граммах, диффундирую-
щее в единицу времени через единицу площади при градиенте
de ,
концентрации — = 1.
dx
D имеет размерность (см2/сек) или (см2/сутки).
Коэффициент диффузии, характеризующий скорость процес-
са, нс является постоянной величиной, а меняется в зависимости
от многих факторов: температуры, концентрации диффундирую-
щего вещества, давления, особенностей кристаллической струк-
туры и т. п.
Температурная зависимость коэффициента диффузии выра-
жается уравнением
D = 1)ое
где R — газовая постоянная (1,987 кал/г-атом);
е — основание натурального логарифма;
Do — предэкспонснциальный множитель;
Q —энергия активации.
Чем выше энергия активации, тем устойчивее решетка и тем
менее вероятна диффузия. Величина энергии активации зависит
от типа кристаллической решетки.
Установлено, что чем больше температура плавления, тем
выше значение энергии активации и самодиффузии. Обычно при-
нимают, чго Q = 70 : 80% от теплоты испарения. Энергия акти-
вации зависит также от типа твердого раствора: большей энер-
гией активации характеризуются диффузионные процессы в
растворах замещения и меньшей — в растворах внедрения. В со-
ответствии с конкретным видом диффузии различают энергию
активации объемной, поверхностной и граничной диффузии.
При рассмотрении процессов диффузии большой практиче-
ский интерес представляет возможность определения концентра-
ции диффундирующего вещества на определенном расстоянии от
поверхности раздела в зависимости от температуры и времени.
Такая зависимость может быть получена в общей дифференци-
альной форме из приведенного уравнения Фика (1) и носит наз-
вание второго закона Фика. Если рассматривать изменение кон-
ю
центрации в двух плоскостях, перпендикулярных потоку, с учетом
того, что коэффициент диффузии является функцией концентра-
ции, второй закон Фика можно представить в общей дифферен-
циальной форме:
= D — . (3)
dt dx dx
Для частных случаев независимости D от концентрации вто-
рой закон можно записать
г/с _ d'2c
dt dx2
а для общего случая объемной диффузии
г/с _ р д2с р2с д2с
dt дх2 ду2 dz2
(4)
(5)
При решении уравнения (4) относительно концентрации с
можно выделить два основных типа с точки зрения кинетики
диффузионных процессов: 1) стационарное состояние диффузион-
ного потока; 2) нестационарное состояние диффузионного по-
тока .
1. При стационарном потоке одинаковое количество диффун-
дирующего вещества входит в элемент и выходит из объема dx
в единицу времени, поэтому распределение его концентрации во
времени остается постоянным I— = 0 1:
н \ dt !
— = [)( = 0. (6)
dt V дх* )
Отсюда следует, что — =- Л и с — Ах -F В, где Л и В —по-
дх
стоянные интегрирования, которые находим по граничным ус-
ловиям: с = при х = 0 для любого /; с = с2 при х = 6 для лю-
бого /.
Следовательно, при х = 0; В = сь а при х=б
= COnst.
dx 6
(7)
Таким образом, концентрация в диффузионном слое голщи-
ной б при стационарном состоянии потока есть линейная функ-
ция расстояния (рис. 1, а). Одним из необходимых условий ста-
ционарного потока является наличие постоянной концентрации
на границе диффузионного слоя.
и
2. Для нестационарного потока — =^= 0. Распределение кон-
dt
цснтрации диффундирующего вещества в зависимости от х и /
будет определяться решением уравнения (4) (рис. 1,6). Если
рассматривать случай диффузии из раствора постоянной концен-
трации в бесконечно длинный столб растворителя, то граничные
условия следующие: с = Со при х < 0 для всех /; с = 0 при л: >
> 0 для I — 0; с = с (%, t) для х > 0 и t > 0.
Решение второго уравнения Фика примет вид
где
(8)
Ф(оз) =-----
2 V Di
Ф(со) —широко используемая в теории вероятности функция
Крампа, выражаемая интегралом
X
2V15t
Ф (to) = —1=- f g-y'dy.
г я J
о
Уравнение (8) может быть преобразовано
с(х, о
О
12
Для вычислений — имеются специальные таблицы значений
Со
- Ф ДЛЯ Различикх веЛйЧИН w 2|/п/*
Интеграл вероятности может быть разложен в ряд
с = с0 1-
2 / к________х3
рлД \r4Dt~ !13(l/4W
Ограничиваясь первым членом разложения, получим
(9)
Если предположить, что по прошествии t сек на глубине х
была зафиксирована концентрация с, из уравнения (9) можно
определить, на каком расстоянии х% установится эта концентра-
ция через /2 сек.
*1 _ *2
Е xDt V л£>/2
Отсюда
= (10)
h Х|
Согласно уравнению (10)
Z] /2 tn
где А — постоянная для данной концентрации с величина, по-
этом \
х^]П& (11)
Уравнение. (11) называется параболическим законом; глубина
слоя с заданной концентрацией с изменяется пропорционально
квадратному корню из времени выдержки.
Второй случай нестационарного потока, когда диффузия про-
исходит из бесконечно большого столба раствора в бесконечно
большой столб растворителя через резкую концентрационную
границу между ними. Граничные условия для такого случая с =
= Со при I = 0 и х < 0; с — 0 при t = 0 и х > 0; с == f (х, /) при
0.
Распределение концентраций для этих условии
показано на
рис. !,в. Все формулы и закономерности предыдущего случая
будут отличаться лишь тем, что вместо множителя С() должен
быть множитель
, поэтому решение второго уравнения Фика
имеет вид
с (х, /) =
Ц-Ф(О))].
(12)
2
13
При построении модели механизма диффузии атомов наибо-
лее просто может быть представлен случай диффузии в раство-
рах типа внедрения. Для осуществления перехода в новую пози-
цию атома (иона) со сравнительно малым диаметром необхо-
дима определенная энергия, обеспечивающая переход в
вакантное место. Твердые растворы внедрения всегда имеют до-
статочное количество «свободных» мест.
Проведенные, особенно за последнее время, точные исследо-
вания по изучению диффузии углерода в железо дают хорошее
совпадение экспериментальных данных с высокими скоростями
диффузии согласно теоретическим расчетам [153].
Случай перемещения атомов, занимающих узлы в основной
решетке металла, является более общим. К нему относятся диф-
Рис. 2. Прямой (а) и кольцевой (б) обмен атомов
фузионныс процессы в растворах замещения и при самодиффу-
зии. Для раскрытия механизма этого сложного явления было
предложено несколько схем [152, 159, 187].
Первым и наиболее простым можно назвать механизм пря-
мого парного обмена местами ионов в кристаллической решетке
(рис. 2, а). В плотно упакованной решетке это потребовало бы
особенно большой затраты энергии. Приближенный расчет для
самодиффузии меди дает теоретическую энергию активации в 5
раз большую, чем экспериментальная, и в 3 раза больше всей
теплоты сублимации меди [155, 157].
Другую схему, предусматривающую движение атомов по
кольцу (рис. 2,6), также нельзя признать наиболее вероятной
для гранецентрированной решетки, хотя для объемноцентриро-
ванного куба энергия отталкивания значительно меньше, и такой
механизм, по-видимому, в ряде случаев мог бы иметь место. Для
меди энергия активации при кольцевом обмене отличается от
экспериментальной только в 2 раза. Существенным возражением
против кольцевого механизма диффузии в случае гетеродиффу-
зии является эффект Киркенделла [152].
Возможен также путь прямого перемещения внедренных ато-
мов (рис. 3, с) или образование из них цепочки. Данный атом
может покинуть цепочку (рис. 3,6) в различных точках, отлич-
14
ных от тех, в которых он входит в цепочку; это приводит к диф-
фузионному движению.
Наибольшее совпадение теоретических и экспериментальных
тайных получено для механизма, основанного на принципе по-
Рис. 3. Механизм обмена по междуузяням и узлам решеток
следовательного замещения вакантных узлов в решетке. Это
представление было выдвинуто впервые А. Ф. Иоффе [43] и успеш-
но развито Я- И- Френкелем [153]. В настоящее время оно доста-
точно обосновано теоретическими
расчетами и подтверждено точными
экспериментальными данными.
В табл. 1 приведены параметры са-
модиффузии тугоплавких металлов,
в табл. 2 — параметры самодиффу-
зии в железе, в табл. 3 показано
влияние легирующих элементов на
самодиффузию в железе, в табл. 4
даны параметры диффузии и само-
диффузии некоторых металлов.
При вакансионном механизме
диффузии атом, находящийся в узле
кристаллической решетки, может пе-
рейти в соседний узел при условии,
чго это положение свободное (ва-
кантное) (рис. 4). Для этого диф-
фундирующему атому в результате
термической активации необходимо
Рис. 4. Диффузия путем пе-
ремещения вакантных узлов
кристаллической решетки
преодолеть потенциальный
барьер между узлами высотой Qde. Вероятность подобного пере-
хода определяется равновесной концентрацией вакансий в метал-
ле С, которая, как известно, равна
С в
(13)
где Qo6 — энергия активации образования вакансий.
На этом основании энергию активации диффузии в уравне-
нии (13) обычно рассматривают как сумму энергий активации
образования и движения вакансий:
Q — Qoo + Qde-
15
Таблица 1
Металл Температура Б °C' D в смг!сек Do в см*;'сек Q* в кая/моль
Мо -л. - 16 120 000
Сг 950—1250 ш 0,0001 52 700
Zr — — —- 80 800
5/ — 83 300
Та 1827—2527 1200 1250 1300 1-Ю'13 2,5-10 -|3 7,6-10~'3 1 1 1 85 110 000
W 927—1227 927—1327 1527—2427 1 1 1 4 106 500 73 200 72 000
Nb * Q — энсргп 1585- 2120 гя активации. — 12,4 105000
Т а б л и ц а 2
Исследуемая система Температура в “С D В СЯ*:СеК Исследуемая система Температура в °C ‘ D в см-/сек
Fc а 720 755 800 830 850 887 1,48-10 13 5,33-Ю-13 31-10-13 80,3-10—13 161-Ю"13 217-10 13 Fc у 790 1058 1090 1200 1260 1357 СЧ СЧ СЧ СЧ М СЧ ►—* т-Ч 1*-* 1 1 1 1 1 1 о с> о о о о — GS F- СО г* о Ю го 30 ‘СГ) О1 ‘ * * нЭ < т—। О Ю СО
'Г а б лица 3
Состав M ст о д радиоактивных и a<n оно в Метал л or р а фи ч секи и мет о д
A в ему сек с <3 си 5 с О D в см1/сек при Ю00е' С А в сл?е/с-|»л- Q в ккал/г-ат D в смг/сек
Fe 5.8 71,2 0,964-10"14
т 1- 1 % Mil 12,3-Ю-3 91 0,782-10"'4 1,95-10“; 36,3 3,63-10"8
Fe - - 2.25J& Mn 8 -10“3 94 0.747-Ю"14 6,03-10“2 41 0.912-Ю-8
Fe q г 4% Cr 20 75 3,1 -Ю-14 — . — —
Fc- -0,2%Cr — — — 1,7-10-2 35,9 1,29-10-8
Fc — - 1 % Cr — - 123 60,6 0,54-10"8
Fc- -0,3%C 7-10"2 58 8,82-Ю-14 —— —
Fe -1 I % c 10“ 5 33 13-10 ’14 — — —
Fe-: - 1% Ni — — — 0,251 41,9 1,42-Ю"8
Fe -J - 2,5% Ni г— — 0,676 41,5 4,8-10—8
Fc 0,64% Si —— —- - 0,86 48 0,433-10"8
Fc- - 1,22% Sr — — 1,88-10—2 35,8 1,3-10 "8
Таблица 4
Дифф ул • дирующиЛ элемент Металл, сплав, куда идет диф- фузия (% вес.) Темпера- тура в °C D в см*/сек. Do в см*/сек Q в кая/г*ат
Ag Ag 700 800 900 (0,6-l,2)I0-'« 7,5-10-'° (5,4—7)10-®
Си Ag + 1,5% Си 760 800 895 3,55-10-'° 5,9-10—10 9,4-10-'° 5,94-10—5 24 800
Sn Ag + 2,2% Sn 650 760 800 6,2-10—10 2,36-IO-9 3,5-10—9 7,81-IO"5 21 400
Ag Al + 5% Ag 465 467 500 530 573 1,95-IO-'° 2,23- IO-10 7,3-10—10 1,38-Ю-9 3,52-IO-9 1,1 32 600
Си Al +0,4% Си 565 1,3-IO"9 8,4-Ю-2 32 600
Mg Al + 0,25% Mg 500 (1,1—2,1). Ю-9 - 32 200
Си Cu 700 800 850 900 950 1000 4,06.10"'2 4,6-10—" 1,53-10-'° 3-58-10-'° 6,8-IO-10 1,95-10~9 4,1 54 000
Ni Cu 4- 7% Ni 550 7,Ы0-13 6.5-10-8 25 800
Ni Cu + 7% Ni 700 950 1,4-10-" 2,1.10”'° — —
Cr y-Fe 1150 1350 6,8-10-10 (2,2—5,3) 10_8 — 13 000
Си y-Fe — —• 3 61 000
Mo y-Fe 1200 (2,3—3,0)10-9 — —
2 Заказ 1355
Продолжение табл. 4
Диффун- дирующий элемей г Металл, сплав, куда идет диффузия (% нес.) Tсмnepa— гуре в °C D в см*/сск Do в см-/сек Q в кал! г-am
Ni Fe -'-22% Ni 1200 9,3-Ю-11 —
W Fe-j-O- -3.9% W 1330 3.7-IO-10
Си Ni 650 890 (3.9-4,3)10-12 (1,9 -2,4)10—1IJ 1.04-10-3 33 500
Мо Ni -|- 20% Mo 1120 1290 1.-13-IO-10 1.03-IO-9 0.0134 50 800
Мо w 1533 1770 2010 2260 1,3-Ю-12 1,1-KT 11 1.06-IO-10 6,4-10-’” СЛ 9 ' 1 1 у 80 500 » 4 Д
Zr \v 1727 3,24-10-9 1,1 78 000
Рассматриваемый случай диффузии предусматривает наличие
в кристаллической решетке только вакансий. Однако реальные
твердые тела содержат большое количество линейных несовер-
шенств— дислокаций. Скорость диффузии по дислокационному
ядру зависит от величины вектора Бюргерса и может достигать
больших значений. Границы зерен также можно рассматривать
как области несовершенного кристаллического строения. В соот-
ветствии с этим измеренные энергии активации диффузии по гра-
ницам зерен примерно в 2 раза меньше энергии активации для
объемной диффузии. Низкую энергию активации имеет и процесс
поверхностной миграции металлических атомов.
С точки зрения диффузионной сварки особый интерес пред-
ставляет возможность ускорения диффузии в результате созда-
ния неравновесных дефектов при пластической деформации.
В процессе пластической деформации создается избыточная кон-
центрация вакансий, обусловливающая ускорение диффузии.
Например, в работе [174] при деформации кручением образцов
серебра обнаружено увеличение скорости диффузии не менее чем
в 100 раз. Это увеличение было пропорционально скорости де-
формирования, т. е. мгновенной концентрации вакансий.
Избыточные концентрации вакансий можно создать также
с быстрым охлаждением (закалкой) или облучением частицами
с большой энергией.
18
ФИЗИЧЕСКИЕ ПРОЦЕССЫ И ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ
ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ В ВАКУУМЕ
Для получения соединения двух идеальных образцов необхо-
димо сблизить их па расстояние, достаточное для установления
металлической связи. Эту схему можно реализовать в нсключи-
гельных случаях, например при соприкосновении двух металли-
ческих образцов с ювенильными поверхностями в сверхвысоком
в а кууме.
В реальных условиях обстановка значительно сложнее. Ре-
альная поверхность твердого тела, как бы тщательно она ни бы-
ла обработана, имеет микронеровности и шероховатости. Всегда
па поверхности имеются трудноудалммые адсорбционные слои
газов, воды и других веществ. Поэтому при контакте реальных
твердых тел фактическое соприкосновение происходит лишь в от-
дельных точках, и площадь действительного контакта ничтожно
мала по сравнению с общей площадью даже при наличии хорошо
обработанных и пригнанных поверхностен.
Однако ситу а ция существенно изменяется при приложении
давления и одновременного нагрева контактирующих образцов.
В этих условиях бутс г происходить сглаживание неровностей
конта к тируемых поверхностей в результате пластической дефор-
мации микровые, \ нов и увеличение площади действительного
контакта.
Если процесс осуществлять в вакууме, поверхность металла
будет не только предохранятся от дальнейшего загрязнения,
например окисления, но и очищаться в резулыатс процессов де-
сорбции, возгонки или диффузии в глубь металла. То есть для
создания контакта по всей поверхности необходимы процессы
массопереноса. Указанным способом можно достичь установле-
ния металлической связи по строгой поверхности контакта. Од-
нако надежность и прочность соединения возраст} г, если зона
соединения расширятся и приобретет объемный характер. Рас-
ширение зоны будет осуществляться в результате дальнейшего
массопереноса - взаимной диффузии.
Рассмо;ренные явления сое га вл я ют физическую сущность
процессов, протекающих при диффузионной сварке реальных
твердых гол. С этих позиций процесс диффузионной сварки в ва-
кууме можно условно разделить на две стадии. На первой стадии
возникают многочисленные участки непосредственного металли-
ческого ксшаки! (металлических связен). Высокая температура
и приложенное давление вызывают пластическое течение микро-
выступов, разрушение и удаление поверхностных пленок. Па вто-
рой — происходи г ликвидация оставшихся микронесплошностсй
и несовершенств в результате возврата, рекристаллизации и т. д.
С технологической точки зрения для получения соединения
методом диффузионной сварки необходимо: 1) очистить соединя-
19
емыс поверхности и предотвратить возможность их дальнейшего
окисления; 2) приложить сжимающее давление; 3) нагреть сое-
диняемые тела и обеспечить определенную изотермическую вы-
держку.
Принципиальная возможность этого способа соединений
практически неограничена. Однако на практике необходимо соз-
дать наиболее оптимальные условия и выбрать соответствующие
параметры для осуществления надежной сварки. Это требует бо-
лее глубокого знания рассматриваемых выше явлений и физи-
ческой сущности указанных параметров процесса сварки.
Рис. 5. Схема основных видов отступлений реальных поверхностей
от идеальной плоскости:
Л—микроскопические нарушения; В — волнистость поверхности; С — микро-
скопические поверхности; D— ультра микроскопические неровности
Металлическая поверхность. Геометрия поверхности металла
неразрывно связана с видами технологической обработки изде-
лия. Техническую чистоту и качество поверхности определяют в
соответствии с классами чистоты при помощи механических и
оптических приборов (профилометров и интерферометров). За
пределами измерения шероховатости поверхности находится це-
лая область ультрамикрошероховатости, приближающаяся по
размерам к атомным масштабам 1 • 10-6 -ь 1 * 10“8 см.
Очень часто неровности поверхности обусловлены способом
холодной обработки металлов (точение, строгание» фрезерова-
ние) и имеют поэтому периодический характер. Основные отли-
чия реальной поверхности от идеальной схематически изображе-
ны на рис. 5*
Физическое состояние и особенности структуры поверхност-
ных слоев являются вторым неотъемлемым фактором, характе-
ризующим металлическую поверхность. Даже идеальная поверх-
ность в гипотетических условиях сверхвысокого вакуума будет
иметь повышенную свободную энергию в результате некомпенси-
рованных связей и, как следствие, обладать высокой адсорбци-
онной способностью.
После механической обработки структура и свойства поверх-
ностных слоев существенно изменяются. В зависимости от кон-
кретных условий обработки и свойств металла образуются про-
тяженные поверхностные слои (толщиной до нескольких ми-
крон).
20
В 20-х годах была выдвинута гипотеза об аморфном слое на
полированных поверхностях. Более поздние рентгенографические
н электроннографические исследования показали, что поверхно-
стные слои состоят из сильно диспергированных, беспорядочно
расположенных кристаллов. Поверхностные слои в этих условиях
имеют развитую поверхность и являются активнейшими с точки
зрения различных физико-химических процессов (окисление, дис-
персионное твердение и др.). Поэтому особую важность приобре-
тает физическая чистота поверхности. Только при полном отсут-
ствии на поверхности металла чужеродных атомов поверхность
можно считать ювенильной или физически чистой. Такую по-
верхность можно получить, например, путем скола кристалла
пли нагрева определенной грани кристалла в высоком вакууме
(не ниже 1-10~7 мм рт. ст,). Такие поверхности обладают осо-
быми химическими и каталитическими свойствами. Однако со-
хранить длительное время подобную поверхность можно только
в условиях сверхвысокого вакуума. При соприкосновении юве-
нильных поверхностей со средой или низким вакуумом начина-
ется мгновенное химическое взаимодействие: окисление, адсорб-
ция и другие процессы.
В качестве примера рассмотрим условия для образования ад-
сорбированного мономолекулярного слоя при различных усло-
виях. Из кинетической теории газов известно, что число молекул
п, ударяющихся об 1 см2 поверхности в 1 сек, равно
п = 3,52 • 1022—£= , (14)
V мт
где р — давление в мм рт. ст.;
М — молекулярный вес;
Т — температура в °К-
Отсюда легко показать, что при атмосферном давлении об
1 см2 поверхности каждую секунду ударяется 5,5-1022 молекул
кислорода воздуха, что примерно в 108 раз больше, чем для мо-
помолекулярного покрытия поверхности.
В табл. 5 приведен расчет времени, необходимого для образо-
вания мономолекулярного слоя на поверхности при 20° С и раз-
личных давлениях [115].
Таблица 5
р в мм pm, cm. t в сек р в мм pm. cm. t в сек
760 — bo * м Со 4^ • » 1 СО 40 1 -10~7 18
100 1-10-8 180
10 1,8-10“' 1-10”9 1,8-108
МО"2 1,8-10~4 l-10-lu 1.8-104
1 • ю-5 0,18 1-Ю-12 1,8.10е
1 10~6 1,8 1-10-14 1,8-10е
21
Из табл. 5 следует, что соприкосновение металлической по-
верхности со средой при атмосферном давлении приводит к мгно-
венному образованию мономолекулярного слоя. В реальных усло-
виях поверхность металла имеет сложную систему адсорбцион-
ных слоев (рис. 6). Обычно над ювенильной поверхностью нахо-
дятся слои окислов, прочно связанные с металлом. Их толщина
Рис. 6. Схема основных видов адсорбиро-
ванных слоев на поверхности технического
достигает нескольких де-
сятков ангстрем. Над сло-
ями окислов в зависимо-
сти от конкретных усло-
вий могут присутствовать
адсорбционные слои газов
и воды. На внешней по-
верхности могут также
присутствовать адсорбци-
онные слои полярных и
неполярных молекул орга-
нических веществ (смаз-
ка. масло). Жировые слои
могут достигать значи-
тельных размеров. Напри-
мер. после промывки ме-
металла:
1 — металл; 2 — деформированная зона; 3 —
слой окислов; 4 — адсорбированный слой газов:
.5 — адсорбированный слой вочы; 6— слой
полярных молекул
талла с масляным покры-
тием керосином или бен-
з и н ом с л о й орга ничееких
молекул составляет 1 —
5 мкм и только при особо
тщателыюй обработке
растворителями жировая пленка
100 молекулярных слоев [2 и 3].
сохраняется толщиной 10 -
Практически масляные покрытия с металла полностью уда-
лить невозможно никакими растворителями. Дело в том. что ад-
сорбционная связь жировых молекул и металла осуществляется
как чисто электрическая связь. В этом случае полярные жиро-
вые молекулы образуют с металлом двойной электрический слой,
что и обеспечивает весьма прочную связь металла и пленки од-
номолекулярной толщины. Собственные размеры жировых моле-
кул составляют 20 40 Л. Жировые молекулы обладают еще од-
ним важнейшим средством — глубоко проникать во все микро-
трещины па поверхности металла. Характерно, что холодная
сварка металла, зачищенного, но захватанного руками, оказы-
вается невозможной, поскольку на металле остается жировой
слой толщиной более чем в одну молекулу.
Очистка и защита металлов в высоком вакууме. Рассмотрен-
ную выше сложную структуру поверхностных слоев можно нару-
шить различными физическими воздействиями. Например, новы-
соким нагревом можно освободить поверхность от адсорбцион-
ных слоев воды. Сильным нагревом в защитных средах или в тле-
ющем разряде можно испарить и оксидные пленки. При диффу-
зионной сварке важно не только удалить, но и предотвратить
последующее возникновение поверхностного загрязнения. С этих
позиций большой интерес приобретает вакуум [115].
Свойства вакуума как защитной среды в первую очередь оп-
ределяются количеством примеси в сварочной камере.
Представляет интерес сравнить количество примесей, присут-
ствующих в единице объема технических защитных средств и в
вакууме.
В табл. 6 приведены содержания кислорода и азота в
зависимости от степени разрежения. Сопоставляя эти данные,
можно сделать вывод, что низкий вакуум (около 1 мм рт. ст.) по
своим защитным свойствам лучше, чем технически чистый аргон,
содержащий 0,05% О2 и 0,23% N2. Сварка в вакууме 0,1 мм
рт. ст. лучше, чем в особо чистом аргоне, содержащем 0,003%
О2 и 0,03 % N2.
Т а б . ] и ц а 6
р в лгл рт. ст. Содержание газов в единице объема в %
Всего О. N,
760 100 20,1 79
1 0.13 0,03 0,1
1 10“* 0,013 0.003 0,01
1-10“2 0,0013 0,0003 0,001
1-Ю-3 0,00013 0,00003 0,0001
1 • ю-4 0,000013 0,000003 0,00001
Нагрев свариваемого изделия в вакууме сопровождается дис-
социацией и испарением окислов, низ рилов и гидридов. Особен-
но легко удаляется водород. Характерно, что удаление газов и
их соединений происходит не только с поверхности. В определен-
ных условиях (время и температура) уменьшается их содержа-
ние и во внутренних объемах металла. В результате улучшаются
физико-механические свойства самого мщалла.
Из опыта известно, что при нагреве низколегированной или
углеродистой стали выше 700 —800° С видимое окисление полно-
стью отсутствует уже при разрежении до 1 • 10-4 мм рт. ст.
В то же время при этом давлении и температуре на поверх-
ности свариваемых деталей из стали, легированной 1—2% Сг,
появляются видимые в микроскоп тонкие пленки окислов. Во из-
бежание их возникновения следует уменьшить остаточное давле-
ние до 1 10-5 мм рт. ст. При большем содержании хрома требу-
ется еще более низкое остаточное давление.
23
Необходимая степень разрежения в вакуумной камере для
сварки данного металла или сплава может быть приближенно
определена из следующих соображений. Растворимость двух-
атомных газов (кислорода, азота и водорода) в металлах при
давлениях меньше тех, при которых образуется вторая фаза, мо-
жет быть выражена известным уравнением
S = kpl\ (15)
где 3 — растворимость газа в вес. %;
k — константа;
р — давление газа в мм рт. ст.
Зная предельную растворимость газа в металле при атмос-
ферном давлении и требуемую конечную концентрацию газа в
металле, можно найти примерное парциальное давление данного
газа в сварочной камере, обеспечивающее заданную концентра-
цию, из выражения
$1 __ ( Ря W* (16)
\ Pi /
Рассмотрим, например, технический титан. Предельная рас-
творимость кислорода в титане при атмосферном давлении
760 мм рт. ст. составляет 18 вес. %. Допустимое содержание кис-
лорода в титане принимают не более 0,15 вес. %. Подставляя
эти величины в выражение (16), получим критическое парциаль-
ное давление кислорода р2=5’ 10“2 мм рт. ст. [31, 33].
В пересчете на давление воздуха это будет соответствовать
около 2,5-10_ 1 мм рт. ст. Однако степень вакуума, т. с. мини-
мальное остаточное давление воздуха, при котором вообще не
наблюдается образования пленки окислов па поверхностях сва-
риваемых деталей, как было указано, устанавливается пока экс-
периментально.
Одновременно с разрушением и испарением пленок при на-
греве в вакууме определенные части пленки могут быть удалены
за счет диффузии окислов внутрь материала (растворяться в
одном из металлов) либо превратиться в отдельные шаровид-
ные частицы, обладающие значительно меньшей поверхностью.
Сжимающее усилие соединяемых поверхностей. Основное наз-
начение усилия — вызвать микропластическую деформацию,
создать максимальный контакт между поверхностями соприкос-
новения, необходимый для образования физического контакта и
развития взаимной диффузии. Рассмотрим, например, какова бу-
дет истинная площадь контакта между поверхностями, если пос-
ле их касания произвести осадку на величину, равную макси-
мальной величине шероховатости Rz. При этом каждая поверх-
ность должна переместиться от линии соприкосновения на рас-
стояние —. Гребешки неровностей имеют различную высоту.
Для упрощения будем считать, что разброс значений их высот
от среднего значения m выходит за пределы 4е, где е — средняя
ошибка. При этом погрешность не превысит 0,4%. Тогда средняя
высота гребешков, возвышающихся над линией касания, опреде-
лится по формуле
48
Др----Д- f e-^Vd (hx) = 0,5,
0
(17)
где h —- мера точности;
йтах —максимальная высота гребешков над линией сопри-
косновения;
1гср— средняя высота гребешков над этой линией.
Итак, hcp = 0,5 = 0,5 Д- = 0,25 Rz.
Площадь контакта F общая:
F-n(2^tgp)2, (18)
где п — количество гребешков шероховатостей;
Ra — средняя высота;
р — угол между образующей и вертикальной осью кониче-
ского гребешка.
Как нетрудно видеть,
Ra = 0,5/?г.
Площадь контакта истинная
D !рпл = ля (0,25/?г tg Р)2.
(19)
Отсюда площадь контакта по отношению к общей площади
составляет
_£«л_ = nJi(0,25/?2tgpy 10() = 18 7%. (20)
F n(«2tg₽)a v '
Следовательно, давление должно достигать такой величины,
чтобы осуществить микродсформацию и максимально увеличить
истинную площадь контакта. Оставшиеся между гребешками
микропустоты будут «зарастать» в процессе взаимной диффузии.
При диффузионной сварке приложенное давление практически
не приводит к макроскопической пластической деформации и
изменению размеров свариваемых изделий. При диффузионном
соединении в вакууме свариваемые материалы также практиче-
ски не меняют своих механических и физико-химических
свойств.
Опытным путем установлено, что оптимальное давление,
обеспечивающее получение качественного сварного соединения и
не приводящее к макроскопической деформации зоны сварки,
примерно равно микроскопическому пределу текучести при тем-
пературе сварки. Так как общее время сварки исчисляется ми-
25
24
нутами, можно утверждать, что пластическое течение и сглажи-
вание микровыступов в первый период формирования сварного
соединения происходят с достаточно большой скоростью.
На этом основании можно предположить, что скорость пла-
стического течения (ползучести) в этих условиях описывается
установленным Н. С. Журковым соотношением [34, 36]
и -ус
v -== voe
RT
(21)
где с’{) предэкспопенциальный множитель;
у— структурночувстпительпый параметр, зависящий от ве-
личины зерна, чистоты металла, природы и количества
легирующих элементов в сплавах;
и — соответствует энергии связи атомов в кристаллической
решетке (энергии сублимации).
Указанные особенности пластического течения при диффу-
зионной сварке, особенно сплавов и неметаллов, должны быть
объектом дальнейших исследований.
Нагрев соединяемых материалов и изотермическая выдержка.
При повышении температуры материалов большая часть тепло-
вой энергии, поглощаемой ими, расходуется на увеличение
энергии колебаний атомов. Это существенно меняет поведение
отдельных атомов и взаимодействие друг с другом, что, конеч-
но, отражается па изменениях свойств и поведения кри-
сталлов.
Наиболее важным результатом повышения темпера гуры твер-
дого тела является увеличение в нем скоростей диффузии. Это
относится как к самодиффузии, так и к диффузии атомов леги-
рующих элементов. Скорости физических и химических измене-
ний, которые осуществляются диффузионным путем, могут быть
во много раз увеличены относительно небольшим увеличением
температуры. Например, повышение температуры на 10° вблизи
комнатной температуры для большинства металлов и сплавов
приводит к удвоению скорости диффузии.
Повышение температуры на 20° снова увеличивает скорость
диффузии примерно вдвое до приблизительно четырехкратной
величины ее исходного значения. Возрастание температуры еще
на 10° увеличивает скорость диффузии примерно в 8 раз по
сравнению с исходной величиной: на 40° — в 16 раз; на 50° —
32 раза; на 100° — в 1024 раза.
Температура является важнейшим параметром диффузион-
ной сварки. Она ускоряет перераспределение атомов при сбли-
жении отдельных мнкроучастков контактной поверхности, спо-
собствует устранению различного рода несовершенств кристал-
лической структуры в зоне сварки в процессе возврата и рекри-
сталлизации.
26
При определении оптимальной температуры диффузионной
сварки материалов, по аналогии с известной зависимостью
А. Л. Бочвара [9] для рекристаллизации, автором было высказано
предположение, что оптимальная температура диффузионной
сварки составляет определенную часть температуры плавления
каждого металла. Действительно, согласно гипотезе о механизме
плавления твердых тел амплитуда колебания атомов металла
необходимая для отрыва их от кристаллической решетки,
в процессе плавления составляет одну и ту же часть среднего
расстояния между атомами 6:
(22)
где------часть среднего меж дуатомного расстояния, завися-
/<
щая от структуры вещества; в каждом отдельном
случае определяется экспериментально.
Частота колебаний атомов при температуре плавления в
первом приближении равна
апл
(23)
где N — константа, характерная для каждого вещества, в ко-
торую входит постоянная Больцмана, и безразмер-
ный параметр, зависящий от типа кристаллической
решетки;
Тпл— абсолютная температура плавления;
Af — атомный вес.
Для диффузии, обеспечивающей объемный характер сварно-
го соединения, также необходима определенная величина амп-
литуды колебаний атомов:
а =
(24)
1
где------часть среднего междуатомного промежутка, причем
я
, так как, очевидно, > а.
Аналогичное уравнение частоты колебаний будет иметь вид
(25)
Так как температура диффузионной сварки Тс„ намного пре-
вышает характеристическую темпера гуру, то для частоты коле-
баний атомов может быть записано аналогичное уравнение.
Разделив уравнение (23) на уравнение (25), получим
27
или ___
f A = i/" т
f/гл 9 I ^пл
т. е.
Т = const. (26)
7* пл
Таким образом, температура диффузионного соединения ме-
таллов при оптимальном режиме составляет вполне определен-
ную долю температуры плавления. Для иллюстрирования в
табл. 7 приведены экспериментальные данные оптимальных ре-
жимов соединения различных композиций металлов и сплавов.
Таблица 7
Свариваемые металлы т в ж р в / в мин Т„, в СК пл Отношение Т>ТПЛ
Алюминий АД1 + ковар
Н29К18А . . . 723 0,1—0,2 5 913 0,7
Силумин Д1 + сталь
38ХН10А 643 0,2 10 776 0,8
Алюминий АД1 + медь Ml . 723 0,3 8 913 0,7
Сплав АМгб + сплав АМгб . 773 0,2 10 883 0,87
Медь Ml + медь Ml ... 1153 0,56 8 1356 0,84
Медь Ml + ковар Н29К18А 1123 0,3 10 1356 0.83
Медь Ml -Г сталь 45 ... 1123 0,5 10 1356 0,83
Медь МБ + молибден М2-1 1173 0,5 15 1356 0,86
Сталь 45 + сталь 45 . . 1273 1,2 5 1623 0,78
Ниобий + ниобий 1573 1,5 10 2743 0,57
Молибден + ниобий . . 1673 1 20 2743 0,61
Молибден + молибден 1873 1 20 2898 0,64
Вольфрам + вольфрам . 2273 1 20 3683 0,62
Молибден + вольфрам . . . 2173 2 30 2898 0,75
Вольфрам — рений J- молиб-
ден 2173 2 30 2898 0,75
Анализ экспериментальных значений температуры сварки по-
зволил заключить, что приведенное выше отношение находится
в пределах
= 0,53 0,88.
ТПЛ
Оптимальное соотношение, по мнению автора, составляет
Т 0,7Тпл. (27)
Формула (27) пригодна не только для случая технически
чистых однородных металлов (например, медь + медь) или
28
однородных сплавов (например, сталь + сталь), но и для разно-
родных металлов (например, алюминий + медь) и для сварки
металлов со сплавами (например, алюминий 4- ковар).
При наличии нежелательных структурных изменений темпе-
ратуру сварки можно снизить при соответствующем увеличении
продолжительности выдержки. Проведенные автором в послед-
нее время исследования показали, что температуру сварки мож-
но снизить до 0,4 Тпл для многих металлов независимо от типа
решетки. При этом необходимо обеспечить соответствующую вы-
сокую очистку свариваемых поверхностей, увеличить степень
разрежения, удельное давление и продолжительность сварки.
ФИЗИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИИ
Наиболее общими методами исследования сварных соедине-
ний, нашедшими широкое практическое применение, являются
металлографический анализ, измерение микротвердости в раз-
личных зонах соединения и определение механических свойств
На рис. 7, а показана микроструктура соединения молибде-
на, выполненного диффузионной сваркой. Здесь можно разли-
чить следы границы раздела между свариваемыми деталями. Это
объясняется недостаточностью удельного давления. Никаких
структурных изменений зоны не наблюдается, что чрезвычайно
важно для сварки молибдена. Сварка произведена при Т =
= 1700° С, р= 1 кГ)мм2 и t=5 мин.
На рис. 7, б приведен микрошлиф сварного соединения алю-
миния АД1, выполненного при Т = 450° С, р = 0,7 кГ1мм\
t — 5 мин. Граница раздела полностью отсутствует, при металло-
графическом исследовании обнаружить ее не удалось. Как вид-
но из рис. 7, в, при диффузионной сварке меди Ml большое
влияние на структуру зоны контакта оказывает рекристаллиза-
ция. Режим сварки: Т = 880° С, р = 0,36 кГ/мм2, / = 10 мин.
На рис. 7, г показано соединение двух образцов из титаново-
го сплава марки ВТ5-1. Соединение практически по всей плос-
кости монолитное. Режим сварки: Т = 1000° С, р = 0,5 кГ!мм2у
t = 5 мин. На рис. 7, д, е приведены сварные соединения из ста-
ли 18ХГТ. Диффузионная сварка этих образцов производилась
при Т = 800° С (рис. 7, д) и Т = 1000° С (рис. 7, е) при t = 10 мин
и р = 0,36 кГ/мм2. На микроструктуре соединения, выполненного
диффузионной сваркой при Т = 800° С (рис. 7, д)у еле различи-
ма граница раздела, а при Т = 1000° С (рис. 7, е) границу раз-
дела металлографически установить не удалось при увеличении
в 250 раз.
Соединение двух образцов из жаропрочной стали 4Х14Н14В
при Т = 1000° С, / = 10 мин и р — 0,36 кГ)мм2 показало
29
(рис. 7, ж), что в зоне шва структура аналогична структуре ос-
новного материала (аустенит и мелкие зерна карбидов, хотя
граница раздела заметна в виде тонкой линии из-за недоста-
точного давления). На рис. 7, з представлена микроструктура
соединения чугуна. Рекристаллизация коснулась не только ме-
таллической основы чугуна: пластинки графита обоих сваривае-
мых образцов представляют естественное продолжение друг
30
Рис. 7. Микроструктура зоны диф-
фузионной сварки однородных ма-
териалов:
а и б — '<500; н — Х20Э; е — XI15
б — Л’ — Х250; з Х100; и — Х21Ю0
друга. Зона отбела чугуна отсутствует. Металл шва и около-
шовной зоны представляет собой монолитный чугун. Эти образ-
цы серого феррито-перлитного чугуна сварены при Т = 900е С,
/ = 10 мин, р — 0,5 кГ/мм2. Граница металлографически нераз-
личима как при увеличении в 100 раз, так и при увеличении в
2000 раз (рис. 7, и).
На рис. 8, а приведена микроструктура зоны диффузионной
сварки металлокерамики; предварительно спеченные образцы
из дисилицида молибдена (63% Мо и 37% Si) сваривали при
7 = 1250° С, р =0,1 кГ/мм2, I = Ь мин, при вакууме
1-10 3 мм рт. ст. Граница раздела отсутствует. На рис. 8. б
представлено сварное соединение из твердого сплава марки
Т15К6, а на рис. 8, в— сварное соединение из металлокерамиче-
ского твердого сплава марки В1\-8. Физической границы между
сварными образцами микроскопически обнаружить не удалось.
Таким образом, при диффузионной сварке одноименных ма-
териалов па оптимальных режимах полностью отсутствует фи-
зическая граница раздела между свариваемыми деталями, ма-
териал не претерпевает существенного изменения физико-химичс-
Рис. 11. Микроструктура проникновения углерода в армко-желез©
при диффузионной сварке:
а — со сгалыо У7. Х200; б — со сталью Р18, Х300
зовываться переходные слои или новые фазы, состоящие из ком
понентов свариваемых материалов.
Для выявления структуры переходных слоев нами были про-
ведены эксперименты, иллюстрирующие диффузионный обмен, в
результате которого образуют-
ся твердые растворы (рис. 10,
а — г). Приведенные микрофо-
тографии показывают структу-
Рис. 12. Зависимость проникнове-
ния углерода в армко-железо от
длительности выдержки при диф-
фузионной сварке
ру зоны сварки армко-железа:
/ = 0,5 лш«, 1 мин, 2 мин, 5 мин,
т 1000° С, р = 1 кГ/мм2 При
вакууме 1-10“3 мм рт. ст.
Из этих микрофотографий
следует, что в результате на-
грева образец армко-желез а,
имеющий ферритную структу-
ру, насыщается углеродом из
образца стали 45, участок ко-
торого, примыкающий к зоне
контакта, соответственно обед-
няется углеродом. Это можно
видеть по увеличению ферри-
та, располагающегося по гра-
ницам зерен. Количество участков феррита в образце стали 45
постепенно уменьшается по мере удаления от зоны контакта.
Характер зависимости глубины проникновения углерода
(рис. 11, а и б ) от длительности выдержки, представленный на
Рис. 13. Вид отпечатков при замере микротвердости в зоне диф-
фузионной сварки в зависимости от длительности выдержки;
армко-железо сварено со сталью 45; х 200; режим сварки:
Т = 1000° С, р •- 2 кГ[мм? (20 н/Л2); а — i *= 0,5 мин; б — I ] мин:
к — 1=2 мин; г -- t—5 мин
рис. 12, совпадает с характером кривой. Из этого следует, что
лишь определенная глубина проникновения может обеспечить
равнопрочность соединения основному металлу при диффузион-
34
пой сварке в вакууме, так как, по-видимому, время сварки оди-
наково влияет как на диффузию, так и на самодиффузию.
При сварке образца технического железа с высокоуглеродис-
той сталью (0,7% С) диффузия углерода происходит в более ши-
рокой зоне за одно и то же время (см. рис. И, а). Можно заме-
тить, что в зоне сварки образцов произошло интенсивное пере-
мещение углерода в сторону безуглеродистого образца. В зоне
диффузии углерода след границы контакта выявляется химичес-
ким травлением в виде прослойки феррита. На рис. 11, б пред-
ставлена микрофотография сварного стыка быстрорежущей ста-
ли PI8 и технического армко-жслеза. Как видно из сравнения
микрофотографий для стали У7
и стали Р18, содержащих оди-
наковое количество углерода,
на характер диффузии углеро-
Расстояние от зоны
контактирования образцов
в зоне диффузионной сварки армко
МакротЛердость
Расстояние от зоны
контактирования образцов
Рис. 14. Изменение микротвердости
железа
а — со сталями 45 и У7: б — со сталями У7 и PI8
да существенное влияние оказали.легирующие добавки стали Р18.
Одним из способов определения размеров диффузионной зо-
ны является измерение микротвердости по плоскости разреза
образца, проходящего через зону соединения. Этим методом бы-
ли исследованы образцы с различным содержанием углерода,
микрофотографии которых приведены на рис. 13, а — г.
Кривые, построенные на основании проведенных измерений,
представлены на рис. 14 и 15. На графиках и в табл. 8 данные
изменения твердости позволяют сучить о протяженности зоны
диффузии, изменяющейся в зависимости от химического состава
образцов, температуры нагрева, длительности выдержки и при-
ложенного давления. Заштрихованная площадь между линией
стыка и кривой изменения твердости в зоне, относящейся, на-
пример, к образцам сталей Р18 и У7, примерно равновелика за-
36
Т а б л и ц а 8
Свариваемые металлы Режим сварки Микротвердость в кГ/чм* на глубине в мкм
Т в Р в к Г/мм9 t В MUH Арыко-железо Сталь 45
300 100 0 100 300
1000 2 0,5 137 192 192 257 257
Сталь 45 + армко-железо 1000 1000 2 2 1 2 148 146 178 163 178 176 210 176 232 232
1000 2 5 142 148 161 178 189
Сталь Р18 + армко-же- лезо 1000 2 5 139 168 213 511 925
1000 о 5 155 220 189 232 280
800 0,1 5 123 158 199 321 321
800 1 5 139 174 210 255 286
Сталь У7+армко-железо 800 10 5 180 161 178 239 307
900 0,1 5 125 129 140 260 296
900 1 5 125 142 163 296 296
900 10 5 121 129 161 236 251
штрихованной площади образца технического железа. Из этого
можно сделать вывод о достаточной надежности данного метода.
контактирования образцов
Рис. 15. Влияние длительности выдержки на изменение ми-
кротвердости в зоне диффузионной сварки армно-железа
со сталью 45
Приведенные на рис. 15 кривые влияния длительности вы-
держки на изменение микро твердости в зоне сварки техническо-
го железа и стали 45 полученные экспериментально, хорошо
37
38
Рис. 16. Структура науглероженного армко-железа при диф-
фузионной его сварке:
« — со сталью 15, >600; б — со сталью У7, Х100; в — с чугуном,
Х600: структурные участки отмечены прямоугольника мн
согласуются с теоретическими кривыми распределения концен-
трации вдоль направления диффузии в бесконечном пространст-
ве (рис. 1, в).
На рис. 16, а —6 показан, во-первых, общий вид всей диффу-
зионной зоны сварки армко-железа со сталями 45 и У7, а также
чугуна со сталью Ст.З, и, во-вторых, при большем увеличении
видны два небольших участка. Первый участок содержит в сред-
нем 0,3Vo С, второй 0,1% С. Расстояние границ этих участков от
плоскости раздела при Т = 1000е С составляет 0,012 см и
0,37 см, концентрация углерода во внешнем слое равна нулю,
длительность диффузии составляет 300 сек. При сварке чугуна
ЧНМХ со сталью Ст.З наблюдаются значительные зоны с изме-
ненной концентрацией углерода, вызванной диффузией углерода
из чугуна в сталь (рис. 17). Условия сварки: Т = 950° С, р =
0,36 кГ/мм2, t = 1,5 мин (рис. 17,6).
39
Металлографический анализ соединения стали 45 со сталью
18ХГТ, сваренной при Т = 950° С, t = 10 мин и р = 0,36 кГ!мм\
показал, что поверхность раздела между образцами исчезает
(рис. 17, а) и место соединения определяется лишь по различию
в структуре сталей (сталь 45 представляет особой структуры
сорбит + феррит, а стали 18ХГТ — сорбит).
Микроструктура сварного соединения сталей Р18 и 45
иллюстрируется рис. 18, а и б. Травлению подвергались только
части образца из сталей Р18 и 45 в отдельности, так как не
Рис. 17. Микроструктура зоны диффузионной сварки раз-
ноименных металлов:
а — сталь 45 со сталью 18ХГТ, Х250; б — чугун ЧХМХ со
сталью Ст.З, Х100
всегда удавалось одновременно получить качественное проявле-
ние структур (быстрорежущая сталь находилась в закаленном
состоянии после сварки и, естественно, протравливалась значи-
тельно труднее). Особых изменений в структуре стали Р18 вбли-
зи зоны соединения обнаружить не удалось. Измерения микро-
твердости подтвердили, что быстрорежущая сталь находится в
сильно закаленном состоянии. Со стороны стали 45 наблюдался
сильный рост зерна и повышение концентрации углерода в слое
толщиной около 15 мкм. Рост зерна стали 45 мог быть вызван
как высоким нагревом, так и процессом рекристаллизации, так
как со стороны заготовки из стали 45 имела место незначитель-
ная остаточная деформация. Изменение структуры в сторону
увеличения количества перлита указывает на диффузию самого
углерода или элементов из стали Р18 в сталь 45.
40
Несмотря па дисперсность, микротвердость перлита не пре-
вышала 200—300 kI'Imm2.
Механические испытания места соединения показали высокий
предел прочности при изгибе ов = 200 4-260 кГ/мм2. а также
условный предел прочности при кручении ок1) = 225-4
-4 480 кГ/мм2.
Ниже приведены примеры разнородных свариваемых пар,
когда в результате взаимодиффузии проявляются интерметалли-
ческие фазы. Появление таких фаз приводит к тому, что они об-
Рис. 18. Микроструктура зоны соединения сталей
Р18 и 45:
а — Т = 1000° С, р = 1 кГ/лл<-; t = 1 идя; б — Т = ]00(Г С;
р = 2 кГ;мм7\ t = 1 мин
разуют на граничных поверхностях слои, нарушающие непрерыв-
ность концентраций. Иллюстрацией служит сварка в вакууме об-
разца из алюминия со сталью Ст.З. Соединяемые образцы име-
ли диаметр 20 мм. высоту 30 мм. На рис. 19, а представлен мик-
рошлиф сваренной зоны. Слой интерметаллической зоны выде-
лился на микроструктуре белой сплошной линией, разделившей
два металла.
Микротвердость алюминия в исходном состоянии 25,6 кГ1мм\
па расстоянии 2,5 мкм от зоны шва 71,6 кГ/мм2, на границе с
интерметаллидами 212 кПмм2. а микротвердость интерметалли-
дов равна 428 кГ/мм2. Соответственно микротвердость стали
Ст. 3 в исходном состоянии 107 кГ}мм2, на расстоянии 4 мкм
165 кГ)мм2. а на границе с интерметаллидами 336 кГ/мм2. Изго-
товленные гагаринские образцы диаметром 5 мм из-за наличия
хрупкого интерметаллического слоя показали сравнительно низ-
41
кую прочность. Они разрушались при удельной нагрузке
4 кГ)мм2 и ниже.
Другим примером является сварка образцов из титанового
сплава ВТ5-1 с армко-железом. Соединение осуществлялось
при температурах 700, 750, 800, 850, 900 и 1000е С. При этом изме-
нялись давление и продолжительность выдержки образцов при
заданной температуре. Металлографический анализ соединений,
выполненных при минимальной и максимальной температурах,
показал, что уже при Т ~ 700° С, р = 1,76 кГ/льи2, / = 10 мин
Рис. 19. Микроструктура зоны диффузионной сварки разнородных металлов.,
образующих интерметаллические фазы:
а — алюминий сварен со сталью Ст. 3; режим сварки: Т — 460° С, р * 0,2 кГ/мм2;
i = 1,5 мин; В = 10 * мм рт. ст., Х900; б — титановый сплав ВТ5-1 свиреп с армко-
желетом; режим сварки: Т = 700° С; р = 1,76 лГ/дъч2; / -= 10 мин, Х9О0; в — режим
сварки: Т — 1000*С; р = 1,06 кГ;мм-\ t — 10 лшк, Х900
повышается твердость металла, прилегающего к плоскости кон-
такта, где, по-видимому, образуется иптерметаллпдная прослой-
ка, представляющая собой па микрошлифс белую оторочку
(рис. 19, б). Ширина этой прослойки очень мала, порядка 0,5—
0,9 мкм, поэтому измерить се твердость или произвести рентгено-
структурный анализ не представляется возможным. Микротвер-
дость железа, прилегающего к этой прослойке, повышается до
234—286 кГ/мм2, а титанового сплава до 428—490 кГ/мм2 при
твердости исходного металла 300 кГ!мм2. Такое повышение твер-
дости вызывается, по-видимому, взаимодиффузией железа и
титана.
При Т = 1000° С, t = 10 мин и р = 1,06 кГ)мм2 интерметал-
лидная прослойка очень незначительно возрастает по ширине
42
(до 0,9~ 1,2 мкм), но со стороны железа появляется слабо
травящийся слой повышенной микротвердости (330 кГ/мм2). Ши-
рина его доходит до 3,0—3,5 мкм (рис. 19, в).
Микр ©твердость титанового сплава, прилегающего к интер-
мсталлидной прослойке, также увеличивается до 458—
526 кГ!мм2. Наличие интерметаллидной хрупкой прослойки и
приводило к хрупкому разрушению образцов. Все гагаринские
образцы, даже те, которые имели оу = 28 4- 30 кГ1мм2, разруша-
лись ио плоскости контакта совершенно без пластической дефор-
мации. Таким образом, образование хрупких пнтерметаллидных
прослоек между свариваемыми металлами может препятство-
вать созданию равнопрочного соединения.
Экспериментально установлено, что образование интерметал-
лидов можно предотвратить, применяя промежуточную про-
кладку из третьего металла. Например, при сварке сплава ВТ5-1
с армко-железом в качестве прокладки можно применять молиб-
деновую фольгу толщиной 0,3 мм. Серия образцов из армко-
железа и ВТ5-1 была сварена при Т = 800— 1000° С по двум ва-
риантам: р = 1,06 и 1,76 кГ/мм2 и t = 10 и 20 мин. Все образцы *
легко разрушились, причем частицы молибдена остались на ти-
тановой заготовке и отделились от железа (рис. 20, а и б).
Металлографический анализ фиксирует образование про-
слойки высокой твердости (порядка 500—660 кГ/мм2) между же-
лезом и молибденом (рис. 20, б). Ширина прослойки невелика:
в образцах, сваренных при Т = 1000° С, р = 1,76 кГ)мм\ t =
= 20 мин, она колеблется в пределах 3,7—7,5 мкм. Эта прослой-
ка должна представлять собой соединение Fe2Mo2 и твердый
раствор железа в молибдене.
Для образцов, сваренных с молибденовой прокладкой, харак-
терно наличие в пограничной зоне железа слабо травящейся
полосы повышенной микротвердости (270—400 кГ/мм2) шири-
ной 30—50 мкм, которая, очевидно, представляет собой твердый
раствор молибдена в железе. Так же, как и в предыдущих слу-
чаях, наличие прослойки высокой твердости между молибденом
и железом приводило к неудовлетворительной прочности соеди-
нения.
Поскольку ванадии относится к металлам, не. склонным об-
разовывать хрупкие соединения с титаном, и одновременно лег-
ко образует твердые растворы с а-желсзом, было решено про-
вести также сварку ВТ5-1 со сталью через ванадиевую проклад-
ку (рис. 20, в). Па рис. 20, г представлен шлиф сварного соеди-
нения из ВТ5-1 и армко-железа с прокладкой из ванадия. Кон-
такт между металлами в зоне сварки получился полным при
весьма высокой прочности этой зоны, что свидетельствует об
отсутствии охрупчивания. Со стороны армко-железа имеется
светлая полоса, по-видимому, из феррита, сильно леги-
рованного ванадием, что затруднило выявление границ зерен при
43
44
травлении. Результаты измерений микротвердости в зоне сварки
(ВТ5-1 с армко-желсзом через ванадиевую прокладку при
р = 1 кГ/мм2, / — 6 мин) приведены в табл. 9. Образование Ин-
тернета ллидной прослойки между свариваемыми материалами
определенных композиций можно предупредить путем примене-
ния прокладки из третьего металла, образующего твердые рас-
творы со свариваемыми металлами.
Таблица 9
Микротвердость в яГ/л-ч* при темпе- ратуре сварки Микротвердость в ратуре кГ/мм2 при темне- сварки
850° С 950° С 850° С 950° С
224 321 224 124 152 146 157 50 Г 135 133 190 753 555 588 412 Р = 247 147 128 128 159 108 114 20 Г 179 101 359 132 105
В отличие от сварки стали следует полагать, что когда два
соединяемых тела не могут образовать качественного диффу-
зионного соединения, в этом случае целесообразно применять
прокладку (подслой) для обеспечения более интенсивной диф-
фузии в условиях безокнелительного нагрева, которая в усло-
виях диффузионной сварки саморассасывается.
Этот способ соединения, предложенный автором, может ока-
заться очень эффективным при соединении сильно разнородных,
например керамических, материалов с металлами, имеющими
различные коэффициенты термического расширения. В качестве
примера рассмотрим сварку твердых сплавов со сталями. Как
известно, коэффициент линейного расширения твердого сплава
обычно составляет лишь половину от коэффициента линейного
расширения стали. Поэтому в качестве одного из средств сниже-
ния внутренних напряжений были использованы прокладки.
Так как в процессе нагрева пластинки твердого сплава на
поверхности ее возникают сжимающие напряжения, а в середи-
не— растягивающие, то при нагреве не следует превышать мак-
Рис. 20. Микроструктуры зон диффузионной сварки двух разнородных метал-
лов с применением прокладки из третьего металла:
а — армко-железо сварено с титаном через прокладку из молибдена; режим сварки:
Т 800° С; р « 1,06 кГ/мм?; t 20 мин, Х200; о — то же, Т — 800° С; р — 1,76 кГ/жл3;
t = 20 мин, Х200; в — титановый сплав ВТ5-1 сварен с армко-железом через прокладку
из ванадия; режим сварки: 7’ = 850" С; р = 1 кГ/ллс2; / = 6 мин, X3Q0; г — то же, ХЗОО
симально допускаемые скорости нагрева (в град!сек), которые
можно определить для некоторых твердых сплавов по табл. 10.
Ориентировочное время индукционного нагрева составляет
нагр
сек,
(28)
Таблица 10
Толщина пластин в Т30К4 Т15К6 Т5К10 ВК-8
До 4—5 32 42 60 100
5—7 20 26 40 60
7—12 10 13 20 32
где Т°({ — температура сварки;
v — допускаемая скорость нагрева в град!сек.
Скорость охлаждения в этом
случае должна быть в 8—10 раз
меньше скорости нагрева.
С увеличением толщины про-
кла чки внутренние напряже-
ния, как правило, уменьшают-
ся. Однако решающее значение
имеет материал прокладок. По-
ложительный эффект дало
применение компенсационных
прокладок из низкоуглеродистой стали, пермаллоя, никелевой
фольги или порошка никеля.
Исследованиям подвергались образцы из стали У8 и стали 45
с размерами 60 X 14 X 15, к которым приваривались пластинки
твердых сплавов ВК-8 и Т15К6. Контактную поверхность сталь-
ного образца строгали под \7 4 и не подвергали дополнительной
обработке. Твердый сплав зачищали на наждачном круге. Сва-
риваемые поверхности обеих деталей обезжиривали ацетоном.
Режим сварки: Т = 1100° С, р= 1 кГ)мм2, t =±= 6 мин, вакуум
1 • 10~4 мм рт. ст.
Металлографические исследования показывают совершенный
контакт твердого сплава с материалом прокладки — порошкооб-
разным никелем. Линия контакта материала прокладки с твер-
дым сплавом представлена на рис. 21, а и б. Вдоль линии контак-
та всречаются зерна карбида вольфрама овальной формы,
отличные ог материала прокладки, твердого сплава и державки,
которые являются продуктом диффузионного взаимодействия зе-
рен карбида вольфрама с материалом прокладки.
Сравнительные испытания показали, что прочность на сдвиг
диффузионного соединения твердого сплава со сталью без про-
кладки составляет 17,2 кГ)мм2, а прочность соединения тех же
материалов с прокладкой из порошкообразного никеля возросла
до 26 кГ/мм2. Аналогичные явления наблюдались при сварке
других материалов.
Следовательно, применение специально подобранной проме-
жуточной прокладки при диффузионной сварке материалов с
резко отличными коэффициентами линейного расширения повы-
шает прочность и вакуумную плотность сварного соединения.
образуя согласованные соединения, позволяет получить моно-
литное соединение при более низких температурах сварки, сни-
жает внутренние напряжения в зоне соединения, препятствует
образованию чрезвычайно стойких окислов на поверхности алю-
миния, титана и дисперсионно твердеющих сплавов, которые.
Рис. 21. Микроструктуры зон диффузионной сварки двух разно-
родных металлов с применением в качестве прослойки порошко-
образного никеля:
а — твердый сплав ВК8 сварен со сталью 45; режим сварки: Т *= 1100® С;
р »= 1 кПмм’\ i ™ 6 мин; ii = I . К)-4 мм рт. ст., Х1500; б — твердый
сплав TI5K6 сварен со сталью У8, режим сварки тот же. Х1500
препятствуют диффузии. Материал прокладки рассасывается —
диффундирует в основном металле, в результате повышается
прочность соединения в целом.
О РАСЧЕТНОМ МЕТОДЕ ОПРЕДЕЛЕНИЯ ПАРАМЕТРОВ
ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ
Методика выбора параметров сварки при разработке техно-
логии диффузионной сварки является весьма актуальной зада-
чей. Эмпирический подбор параметров на образцах является
трудоемкой и длительной операцией. Образование сварного сое-
динения при диффузионной сварке сопровождается целым рядом
параллельных и последовательных процессов возгонки и раство-
рения окислов, пластического течения, рекристаллизации, взаим-
ной диффузии и др. Естественно, что наблюдаемая на опыте ско-
рость сварки будет определяться скоростью самого медленного
процесса.
47
Косвенным показа гелем завершения процессов, происходя-
щих на контактирующих поверхностях при диффузионной свар-
ке, может служить предел прочности сварных соединений. На
рис. 22 показана зависимость предела прочности для стали 45,
меди с никелем, стали 2X13. Характер кривых указывает на на-
личие двух стадий сварки, резко отличающихся по скорости на-
растания прочности во времени. Вначале прочность увеличивает-
Рис. 22. Зависимость
предела прочности от
времени диффузион-
ной сварки:
/ — Ст. 3 4- Ст. 3; 2 —
медь МБ 4- никель
НП-1; 3 — сталь 2X13 +
сталь 2X13
ся очень интенсивно, затем се рост про-
должается более медленно [70,150,151].
Как было отмечено выше, в первом
приближении процесс диффузионной
сварки в вакууме можно представить
Рис. 23. Стадии диффузионной сварки:
а — I; б — II

из двух стадий. Первая стадия заключается в приработке поверх-
ности под действием приложенного давления. На этой стадии
происходит разрушение и удаление окисной пленки и образова-
ние металлических связей на микроучаегках, где под влиянием
приложенного давления возникает физический контакт. По исте-
чснии некоторого времени после приложения давления заканчи-
вается мпкропластическая деформация выступов шероховатостей.
Место контакта принимает вид, как показано на рис. 23, б. Вторая
стадия диффузионной сварки состоит в ликвидации МИКропе-
46
сплошностей и несовершенств решетки в результате возврата и
рекристаллизации. Основное значение на второй стадии приобре-
тают процессы диффузии (рис. 23, б) [46, 60, 70],
Очевидно, что в первой стадии сварки решающую роль игра-
ют давление и температура, основными параметрами второй
стадии являются время выдержки и температура. Можно счи-
тать, что процессы диффузии на стадии ликвидации микроне-
сплошностей и образования объемной переходной зоны контак-
та являются самыми медленными и. следовательно, определят
продолжительность выдержки при данном давлении и темпера-
туре.
На рис. 18, а и б представлены микроструктуры зоны соеди-
нения сталей 45 и Р18, иллюстрирующие влияние давления при
диффузионной сварке при прохождении первой стадии
(рис. 18, а) и второй стадии (рис. 18, и).
Каковы же требования к параметрам режима диффузионной
сварки?
Для первой стадии можно принять относительно невы-
сокую температуру и относительно небольшое давление — не-
сколько выше предела упругости при данной температуре. Для
второй стадии сварки существенное значение имеет время. Отсю-
да вытекает целесообразность увеличения температуры для со-
кращения продолжительности цикла диффузионной сварки.
Между обеими стадиями процесса сварки нет резкой границы —
диффузионные процессы начинаются с момента контакта пер-
вых выступов.
Можно предположить, что существует минимальная ширина
зоны взаимной диффузии, обеспечивающая зарастание микро-
несплошносгей в поверхности контакта и получение сварного
соединения, равнопрочного с основным металлом. Металлогра-
фические исследования структуры па первой стадии показыва-
ют, что структурные дефекты в зоне контакта имеют ширину
порядка 1—2 мкм (частицы окислов, микропоры, растравлива-
ющиеся зоны с пониженной плотностью). Примерную величину
указанной зоны можно оценить, зная оптимальный режим свар-
ки чистых металлов [161].
Например, практикой установлено, что оптимальные пара-
метры диффузионной сварки Сг.З следующие: Т = 1000° С, р =
= 2,0 кГ мм2, Z = 5 мин, вакуум 1 • 10~3 -у 1 • 10~5 мм рт. ст. Ни-
кель НП-1 сваривается при следующем режиме: Т == 1000° С,
р = 1,0 к.Г/мм2, I = 5 мин, вакуум 1 • 10~3-у 1 • 10 5 мм рт. ст.
Расчет глубины диффузионного проникновения при данных тем-
пературах и продолжительности сварки дает примерную протя-
женность интересующей нас зоны. Результаты подобных расче-
тов приведены в табл. 11 и 12 соответственно для стали Сг.З и
никеля.
1 Заказ 1355
49
Таблица 11
Лх и 2 Расчетные величины Концентрация п роди ффун ди- ров а вши х атомов в %
erf z 1—erf z
ыо-5 1 10“4 2 23.10“4 1,254-К)'1 1,254 2,8 0,1290 0,9229 0,9999 0,8710 0,0771 0,0001 43,55 3,65 0,005
Таблица 12
Дх Б СМ 2 Расчетные величины Концентрация п ро диффунди- ровавших атомов в %
Дх/2 erf 2 1 - erf z
’/о/
Ь10~5 Ы0“4 2,36-10“4 1,18-10“’ 1,18 2,8 0,1326 0,9048 0,9999 0,8674 0,0952 0,0001 43,37 4,76 0,005
Расчет проведен для случая в бесконечном теле из постоян-
ного источника по формуле
Г „ Со /1 /90^
где С — концентрация на определенном расстоянии от по-
верхности в % ;
Со — начальная концентрация в %;
Дх/2
2^ — у- - «
2 |- D/
Дх
—----- расстояния от поверхности;
D — коэффициент диффузии;
erf z- табличная функция Крампа.
Коэффициент самодиффузии в сплаве с 0,25% С принят для
\ а для никеля
желоза равным 5,2-10~2 схр (59 000//??),
О;= 1,27 ехр (59 000//??)
Как видно из таблиц, величины зон самодиффузии составля-
ют для железа 2,23 лиси, для никеля 2,36 мкм. На этом основании
ширину зоны взаимной диффузии при сварке металлов можно
принять равной 2 мкм по обе стороны от поверхности контакта,
т. е. всего 4 мкм.
В качестве примера проведем оценку параметров диффузион-
ной сварки высокохромистой стали мартенситного класса 2X13.
50
Будем считать, что определяющим фактором для создания равно-
прочного соединения является самодиффузии железа в этой ста-
ли. Коэффициент самодиффузии железа в этом случае равен
54 000
£>* = 3,2 • 10 ~'е *т . (30)
Рассмотрим решение при температурах 700, 800, 900, 950° С
(рис. 24, а — д). Коэффициенты диффузии в см2/сек равны:
£>;00 = 0,31 -10“i2; =0.32-10 н; = М.10 и. _
= 4,16 • IO"11.
Распределение концентраций с продиффундировавших ато-
мов (например, атомов радиоактивного изотопа железа) на раз-
личных расстояниях от стыка при температурах 700, 800, 900,
950° С показано соответственно в табл. 13—16.
Таблица 13 Та б л и ц a 14
* si Qj йд Si Qi
Ах в мкм Qi c: ^7 Ax в мкм Qi Qi О
2 CD If If co il 2 О CD fl co u 70 II
0,01 0,4382 0,4774 0,4787 0,01 0,4774 0,4943
0,1 0,0519 0,008 0,0707 0,5 0,008 0,3101 0,3357
0,5 1,0 1,5 2,0 1 1 1 0,0534 0,008 0,0006 0,198 0,101 0,045
Дх в мкм 2 t — 6f> сек 1 t 6on сек t = 1 800 сек
0,01 0,4887 -ъ —
0,5 0,00786 0,3305 0,400
1,0 0,00089 0,1003 0,3053
1,5 — 0,0942 0,225
2,0 —- 0,0397 0,1543
Таблица^ Т а б л и ц а 16
Лх в мкм 0 Л-t у II t — бии сек О со fl
0,01 0,4944 —
0,5 0,2398 0,41 0,4887
1,0 0,0787 0,32 0,4498
1,5 0,0169 0,244 0,3513
2,0 0,0024 0,175 0,3053
Па основании данных таблиц построены графики (рис. 24).
Из кривых на рис. 24, а видно, что при выдержке 30 мин при
/’ = 700° С зона диффузии практически отсутствует. При Г ==
— 800° С (рис. 24, б) в течение /=30 мин появляется незначитель-
ная зона диффузии. При нагреве до 7 = 900° С (рис. 24, б) выдерж-
ка в течение 10 мин обеспечивает приемлемую зону диффузии.
I* 51
a £
52
При Т = 950° С (рис. 24, г) и Т = 1000° С (рис. 24, d) гарантия
получения качественного соединения повышается. Таким обра-
зом, из приведенного расчета видно, что диффузионную сварку
стали 2X13 следует проводить при температуре 900—950°С в те-
чение 10 мин. В этом диапазоне температур предел текучести
Рис. 25. Зависимость прочности и ударной вязкости металла соединения
от следующих параметров:
а — температуры сварки; б — времени сварки; в — удельного давления; г — степени
разрежения; и — температуры охлаждения образцов в вакууме при диффузионной
сварке
стали, по данным разных авторов, находится в интервале 1,2—
2,0 кГ!мм2. Давление на детали при диффузионной сварке це-
лесообразно принять равным 1,6 кГ/мм2.
Па рис. 25 приведены экспериментальные данные для стали
2X13. Рассчитанные оптимальные режимы хорошо согласуются
с экспериментальными данными. В этом отношении особенно
показательно изменение ударной вязкости в связи с тем, что
ударная вязкость является величиной структурно-чувствитель-
ной, особенно для стали мартенситного класса 2X13. Выбранная
схема расчета, естественно, может быть принята для определе-
ния параметров диффузионной сварки других материалов.
Глава II. ОБЩИЕ ПРИНЦИПЫ СОЗДАНИЯ
УСТАНОВОК ДЛЯ ДИФФУЗИОННОЙ
СВАРКИ В ВАКУУМЕ
ВАКУУМНЫЕ СИСТЕМЫ
Теоретические основы вакуумной техники. Область давлений,
интересующих современную технику, лежит между атмосфер-
ным давлением и самыми низкими давлениями, какие позволяет
получить современная техника (10, 21, 29, 30, 32, 42, 88, 89].
Условно весь диапазон давлений, встречающихся в разных
вакуумных установках и космосе, разделен на 5 групп (табл. 17).
Таблица 17
Давление в лш рт. ст Использование давления
Низкий
Высокий
Очень высокий
Сверх высокий
Космический
1 -10—3
1 -10~3 -S- 1-Ю-6
1 -10—6 ч- 1-10~В 9 * *
1 10~9 -5-1-10-’2 *
1-К)-12 -S- 1 - Щ—14
В газонаполненных лам-
пах
В электрических лам-
пах
В генераторных лам-
пах
В рентгеновских труб-
ках, аппаратуре для по-
лучения очень чистых га-
зов
В туманностях и кос-
мическом пространстве
В технологических установках обычно создается низкий и
высокий вакуум, т. е. 1-10~3-=“ 1 • I0-7 мм рт. ст.
Для правильного проектирования вакуумных установок не-
обходимо знать поведение газов в этом интервале давлений. Из-
вестно. что молекулы (атомы) вещества находятся в постоян-
ном беспорядочном движении независимо от того, имеем ли мы
дело с твердым, жидким или газообразным состоянием
вещества. Постоянное хаотическое тепловое движение молекул
газа определяет ряд явлений, которые чрезвычайно важны для
в а ку у м ной техн и ки.
54
1. Свойством газообразных веществ занимать весь предостав-
ленный им объем пользуются для извлечения их из какого-либо
сосуда, например, при помощи механических насосов.
2. Свойство газообразных веществ проникать друг в друга
(взаимная диффузия) использовано для разработки так назы-
ваемых диффузионных насосов, позволяющих с большей скоро-
стью получать предельно низкие давления.
3. Тепловым движением частиц воздуха объясняется «нате-
кание» вакуумных систем, т. е. проникновение атмосферного
воздуха внутрь вакуумной системы через неуплотненное («не-
герметичное») место.
Давление газа — это совокупность импульсов, которые
вследствие теплового движения сообщаются ударами молекул
газа в течение 1 сек одному квадратному сантиметру стенки со-
суда, содержащего газ.
Тепловое движение молекул газа сопровождается не только
ударами молекул о стенки сосуда, в котором заключен газ, но и
их взаимными столкновениями. Вследствие этого путь, пройден-
ный молекулой газа при тепловом движении, представляет со-
бой, вообще говоря, пространственную ломаную линию, прямо-
линейные участки которой соответствуют свободному передви-
жению молекул (без столкновений); точки, где траектория
меняет свое направление, соответствуют моментам столкнове-
ния данной молекулы с какой-либо другой.
Так как тепловое движение беспорядочно, прямолинейные
пути молекул между двумя столкновениями нс могут быть оди-
наковыми, тем не менее, благодаря существованию закона их
распределения мы и здесь можем аналогично понятию о сред-
ней скорости теплового движения ввести понятие о среднем рас-
стоянии, проходимом молекулами между двумя столкновения-
ми, т. е. о средней длине свободного пробега молекул газа (обо-
значается через л).
Между средней длиной свободного пробега А и средним чи-
слом столкновений молекулы в 1 сек Z существует определен-
ная зависимость: К = —, т. е. при неизменной температуре га-
за (VCT = const) средняя длина свободного пробега обратно
пропорциональна среднему числу столкновений молекулы в
1 сек.
Согласно кинетической теории газов средняя длина свобод-
ного пробега молекул К обратно пропорциональна молекуляр-
ной концентрации газа /V; следовательно, при неизменной тем-
пературе средняя длина свободного пробега молекул обратно
пропорциональна давлению газа: А = — или Ар = /г, где коэф-
Р
фициент равен средний длине свободного пробега молекул данно-
го газа при давлении, равном единице.
55
Средняя длина свободного пробега определяется выражением
где Ny — молекулярная концентрация газа;
о — диаметр молекулы;
Т — абсолютная температура газа;
С — постоянная, зависящая от рода газа.
В этой формуле, помимо обратной пропорциональности меж-
ду л и /Vb следует обратить внимание на зависимость X от ве-
личины поперечного сечения молекулы газа, характеризуемого
произведением по2.
/ С \
Множитель । 1 + —। является экспериментальной провер-
\ Т !
кой, показывающей, что Z зависит от температуры газа (прямая
зависимость).
Если через Л273 обозначить среднюю длину свободного про-
бега при 0°С, а через Лт — при Т^бс , то нетрудно показать,
что
(273 4- С) 7
(Т 4- С) 273 '
По этой формуле можно определить длины свободных про-
бегов молекул газа при данной температуре, если длина сво-
Т а б л и ц а 18
Газ X при 0° С и 760 мм pm. cm. С
N3 5,99-10-6 102,7
Аг 6,35-10”"6 147,8
Hs 11,23-Ю-6 82,8
О2 6,47-10~6 136,0
Воздух 6,08-10—6 124,0
бедного пробега известна для
другой температуры. Примеры
вычисленных значений а в см
приведены в табл. 18.
Для представления о вели-
чине К при различных давлени-
ях целесообразно рассмотреть
табл. 18, где в качестве приме-
ра указаны длины свободного
пробега молекул воздуха при
различных давлениях и темпе-
ратуре 20° С (293° Т). По формуле
6,08 . 10“ 6 (273 4- 124)293
= 6,21 - 10-6 см.
(31)
(293 4- 124) 273
На основании формулы (31) и по данным табл. 18 для воз-
духа при 20° С можно определить произведение длины свобод-
него пробега молекулы и давления.
Кр = 4,726 -10 3 — 5 • 10—3 см • мм pm. cm.
56
Пользуясь этим соотношением, можно легко подсчитать зна-
чение ? для воздуха при любом давлении в мм рт. ст.:
Р
а если давление выражено в микронах ртутного столба, то
% = — см.
Р
Средняя длина свободного пробега для температур, отлич-
ных от табличной, может быть найдена из простого соотно-
шения
Г2
\ = —-
vcp Тх
X.
Зависимость средней длины свободного пробега молекул воз-
духа при 20° С и концентрации молекул от давления приведена
в табл. 19.
Таблица 19
Давление воздуха в мм рт. ст. X в см Количество молекул, нахо- дящихся в 1 при 20° С
760 = 7,6-10-2 6,21-10-6 2,5-10»
1 =1.100 4,72-10—3 3,3-10м
0,1 = 1 • 10 -1 4,72-Ю’"2 3,3- 101Б
0,01 1-10-2 1,72-10-’ 3,3-1014
0,001 = 1-10~3 4,72 3,3-10»
0,0001 = 1.10й 4,72-I01 3,3-101»
0,00001 = 1-10-5 4,72-10» 3,3-10»
0,000001 = 1-10~6 4,72-10» 3,3-1010
0,0000001 — 1 • ю-7 4,72-10* 3,3-10»
0,00000001 = 1-Ю"8 •1,72-10» 3,3-10»
0,000000001 = I-10-9 4,72.10е 3,3-107
Табл. 19 также показывает относительность обычно приня-
того представления о вакууме как о безвоздушном пространст-
ве, поскольку даже при давлении 1 • 10~7 мм рт. ст., которое
может быть получено только при использовании совершенных
конструкции современных высоковакуумных пароструйных на-
сосов, в каждом кубическом сантиметре еще остается более трех
миллиардов молекул газа.
Важнейшие свойства газа и явления, происходящие в газо-
вой среде, изменяются в зависимости от соотношения между
средней длиной свободного пробега Z и характерным линейным
размером сосуда d, в котором находится газ. Состояние газа,
57
при котором X d, принято называть «высоким вакуумом»;
если X <С d «низкий вакуум». Промежуточное состояние газа,
когда л иногда называют «средним вакуумом».
Вакуумной системой называется система взаимосвязанных
трубопроводов и приборов для создания и измерения разре-
женности газа. Расчет вакуумной системы производится при
условии, что количество газа Q, проходящее через любые сече-
ния в системе, остается постоянным.
Пропускная способность трубопровода Сп может быть пред-
ставлена как количество газа Q, которое проходит через этот
трубопровод при неизменной разности давлений на его концах:
где pi — давление на входе в трубопровод;
Р2 — давление на выходе.
Под быстротой откачки S принимается отнесенное к едини-
це давления количество газа Q, проходящее через сечение тру-
бопровода в единицу времени:
s = -°-.
р
Для насоса быстрота откачки 5 = —. Эффективная быст-
_ Рн
рота откачки S3$ характеризует быстроту откачки газа инте-
ресующего пас объема через трубопровод, имеющий пропуск-
ную способность С1г. Путем несложных преобразований можно
определить эффективную быстроту откачки S3$ в зависимости
от скорости откачки и пропускной способности трубопровода:
= Д + (32)
^эф е. п
Из формулы (32) следует, что эффективная быстрота от-
качки и быстрота откачки насоса, которую надо определить,
чтобы выбрать вакуумный насос, связаны между собой величи-
ной пропускной способности С. Эта величина зависит от режима
течения газа, температуры, рода газа, формы трубопровода
и т. п.
Рассмотрим, как изменяется режим течения газа через оп-
ределенный трубопровод при изменении давления. При высо-
ких давлениях и большой скорости течения газа имеет место
беспорядочное перемещение его частиц. Такой режим носит
название турбулентного. С уменьшением давления и скорости
беспорядочное перемещение частиц газа постепенно сменяется
упорядоченным прямолинейным движением. Скорость течения
газа плавно увеличивается от стенок к центру трубопровода.
58
Основное влияние на природу течения газа в этом случае ока-
зывает вязкость газа, поэтому режим носит название вязко-
стного [93, 97, 100].
При дальнейшем понижении давления количество газа
уменьшается, поэтому длина свободного пробега молекул воз-
растает. Когда же средняя длина свободного пробега молекул
будет равна или больше диаметра сосуда или трубопровода,
молекулы будут сталкиваться между собой реже, чем со стен-
ками. Вероятность столкновения между молекулами станет
меньшей, чем между молекулами и стенками. Поэтому природа
потока вновь изменяется. Молекулы будут перемещаться в тру-
бопроводе независимо одна от другой. Такой режим течения
газа получил название молекулярного. Необходимо отметить,
что пет резкого перехода от одного режима течения газа к дру-
гому, а существуют области переходных режимов.
Прежде всего необходимо определить, в каких границах су-
ществует вязкостный режим течения газа через трубопроводы.
Как указывалось выше, переход от турбулентного режима к
вязкостному определяется упорядочением движения молекул.
Критерий, определяющий этот переход, выражается обычно
числом Рейнольдса, которое определяется безразмерным соот-
ношением
ч
где D — диаметр трубопровода;
V, р, т| — соответственно скорость, плотность и вязкость
газа.
Опытным путем доказано, что устойчивый вязкостный ре-
жим в обычных условиях наблюдается только при числе Re <
< 1200. Подставляя выражения скорости и плотности через рас-
ход газа в единицу времени и давление и проводя несложные
преобразования получаем выражение числа Рейнольдса:
89D
Q < 1200 - 89 D, где Q — в млк!сек, a D — в см.
Таким образом, верхняя по давлению граница существова-
ния вязкостного режима определяется соотношением Q 1 X
X Ю5. Для определения проводимости данного круглого трубо-
провода при прохождении через него воздуха при 20е С спра-
ведлива в описываемом режиме формула
С-0,182у- р, (33)
где С — проводимость в я! сек;
D и L — диаметр и длина трубопровода в см;
р — среднее давление в трубопроводе в мм рт. ст.
59
Среда С газа
С 1 ЯОЗСГУЛ'А
Водород . . 2,1
Гелий . . 0,93
Пары воды 1,9
Неон 0,54
Азот 1,04
Ниже приведены величины пропуск-
ных способностей для других газов по от-
ношению к воздуху при вязкостном ре-
жиме и температуре 20° С. Относительная
пропускная способность некоторых газов
приведена ниже.
При уменьшении давления, когда
средняя длина свободного пробега моле-
кул становится сравнимой с диаметром
трубопровода, формула (33) становится
неточной. Принимается, что формула (33)
характеризует проводимость при вязкостном режиме, если ошиб-
ка в подсчете проводимости не превышает 10%. Исходя из этого,
нижняя граница вязкостного режима определяется соотношением
pD > 500 мксм.
Молекулярный режим существует в области высокого ваку-
ума, т. е. когда длина свободного пробега молекул больше диа-
метра трубопровода. Граница молекулярного режима опреде-
ляется соотношением pD < 15 мксм.
В этом режиме проводимость трубопровода не зависит от
давления. Для круглого длинного трубопровода в условиях мо-
лекулярного режима при 20° С формула пропускной способно-
сти имеет вид
12,1
D3
где: С — в л! сек, L — в см.
Для коротких трубопроводов необходимо учитывать диа-
фрагмирование при переходе газа из сосуда с большим ссче-
1 1
нием — в сосуд с меньшим сечением -------. В этОхМ случае сум-
Стр Сд
марная проводимость будет определяться формулой
Проводимость диафрагмы при молекулярном режиме опре-
деляется из выражения
= 11,671
А
1 — —
Л
где А — площадь диафрагмы;
Л о — площадь сечения сосуда, граничащего с диафрагмой,
из которого диафрагма проводит газ.
60
Для круглого трубопровода формула для определения про-
водимости диафрагмы имеет вид
где D—диаметр трубопровода или диафрагмы;
Do — диаметр сосуда, из которого газ попадает в трубо-
провод.
Таким образом, формула для определения проводимости ко-
роткого трубопровода при молекулярном режиме принимает
вид
Проводимость трубопровода с кольцевым сечением
С = 12.! <P.-o.>S_+SL к л1сек,
L
где величина К определяется в зависимости от отношения
Значение коэффициента К приведено ниже.
£>8/Dt 0 0,259 0,500 0,707 0,866 0,966
Л 1 1,072 1,154 1,254 1,43 1,675
Во всех перечисленных случаях для коротких трубопрово-
дов следует учитывать диафрагмирование, имеющее место при
переходе от большего диаметра к меньшему.
При расчетах вакуумных систем необходимо учитывать пе-
реходный режим, при котором одновременно имеются признаки
вязкостного и молекулярного режимов, т. е. имеют место столк-
новения молекул как между собой, так и со стенками трубы.
Как уже указывалось выше, верхней границей переходного
режима является соотношение /л0<500 мксм. Нижний границей
этого режима является соотношение pD > 15 мксм.
В этих пределах справедлива формула Кнудсена, которая
для воздуха при 20° С имеет вид
С — 12 1 — Г 1 ~h 0,271 * °-00479 (DP)2 "
— ’ L [_ 1 pO,316Dp
ИЛИ
лз
С== 12,1 — К.
j
61
Таким образом, можно написать обобщенную формулу для
расчета пропускной способности круглых трубопроводов любой
длины в условиях молекулярного, переходного и вязкого ре-
жимов.
С = 12,1 -у- Ла.
Рассмотренные основные положения позволяют с достаточ-
ной точностью рассчитать только простейшие случаи. Для мно-
гих узлов вакуумных систем теоретический расчет затруднен и
поэтому проводимости определяются экспериментально.
Время откачки сосуда от атмосферного давления может
определяться по формуле
t = 2,3 -Д- 1g ,
^зф р2
где V — объем сосуда в л;
— эффективная быстрота откачки в л!сек\
Pi — давление в откачиваемом сосуде в начальный мо-
мент времени;
р2 — давление в откачиваемом сосуде через время t.
В большинстве случаев при расчетах форвакуумных комму-
никаций эффективная скорость откачки из камеры сварочной
установки близка к скорости откачки насоса. Поэтому для пред-
варительных расчетов можно условно принимать = Sn.
Иногда следует делать поверочный расчет эффективной скоро-
сти откачки на форвакуумной линии, что особенно важно для
длинных трубопроводов малого диаметра.
Техника получения вакуума. Приступая к проектированию
вакуумной системы, необходимо прежде всего руководствовать-
ся ее целевым назначением, заданным предельным вакуумом,
а также требуемой быстротой получения разрежения или про-
изводительностью системы. Эти основные требования опреде-
ляют:
а) принципиальную схему вакуумных коммуникаций, про-
пускную способность отдельных участков вакуумной системы и
требования, предъявляемые к ее герметичности;
б) выбор основных откачных средств, различных ловушек,
маслоотражателей, газопоглотителей и т. д.;
в) выбор конструкционных материалов: металлов, стекол,
керамики, резины и т. д. и способов их герметичного соединения
(пайка, сварка и т. д.);
г) выбор конструктивных элементов вакуумных систем (ва-
куумных вентилей, затворов, натекателей, способов передачи
давления в вакуум и осуществления разборных соединений);
д) выбор средств измерения вакуума, а также мест и спо-
собов подключения манометров к вакуумной системе.
62
Современная вакуумная аппаратура весьма разнообразна.
Условия работы вакуумных аппаратов определяются предъяв-
ляемыми к ним главнейшими техническими требованиями [119,
125, 133—135, 163—166]. Последние могут быть сведены к следу-
ющему:
1. Полная герметичность, необходимая для всех категорий
вакуумной аппаратуры. Этим требованием обусловливается
применение в вакуумной технике определенного ассортимента
газонепроницаемых материалов, а также высокая вакуумная
плотность сварных и паяных швов и особый характер разъем-
ных соединений.
2. Химическая стойкость, в особенности, когда вакуумная
аппаратура предназначена для работы с агрессивными и ядо-
витыми веществами. Это делает необходимым широкое приме-
нение нержавеющих сталей и специальных сплавов.
3. Особо тщательная обработка внутренних поверхностей
для аппаратов, работающих при весьма высоком вакууме, т. е.
при остаточном давлении меньше 1 • 10'6 мм рт. ст.
4. Достаточная механическая и термическая прочность и
формоустойчивость. Это требование предъявляется для боль-
шей группы аппаратов, работающих при повышенных давлени-
ях внутри, а иногда и снаружи аппарата и при повышенных
температурах или в условиях глубокого холода. Вакуумные ап-
параты выгодно делать сравнительно тонкостенными, и вопро-
сы формоустойчивости, а следовательно, и правильности формы
имеют в вакуумном аппаратостроении немаловажное значение.
5. Соответствие особым физическим условиям работы, как,
например: работа под высоким электрическим потенциалом, ра-
бота в магнитных и электрических полях т. д.
Это требование вызывает необходимость изготовления дета-
лей вакуумной аппаратуры из специальных материалов: ди-
электриков, немагнитных сплавов и т. п. [37]. Все перечисленные
требования предъявляются к вакуумной аппаратуре в различ-
ных комбинациях в зависимости от ее назначения. Рассмотрим
каждое из этих требований подробнее.
Герметичность высоковакуумной аппаратуры. I^значитель-
ные количества газов, способные проникнуть внутрь вакуумной
камеры, могут резко изменить степень разрежения и часто сде-
лать установку неработоспособной [4, 98, 100, 113, 146, 154].
Чувствительность к проникновению в откачиваемый объем
малейших количеств газов и отличают вакуумную аппаратуру
от любой другой, в тем числе и от аппаратуры высокого дав-
ления.
Рассмотрим пример. Если из нормального кислородного гер-
метичного баллона с объемом 40 л, содержащего газ, сжатый
до давления в 50 аг, вытечет количество газа, равное 1 см3 при
давлении 1 ат, то давление в баллоне упадет, очевидно, на
63
1/6000000 часть, или всего на 0,000017%, что в огромном боль-
шинстве случаев практического значения не имеет.
Теперь посмотрим, что получится, если такое же количество
газа впустить в такой же баллон, но предварительно откачан-
ный до давления 1 • 10 6 мм рт. ст. В откачанном объеме до
впуска (или натекания) содержалось количество газа, заиима-
ющее при давлении 1 ат объем, равный ------------=------ см3.
г 760 19000
Следовательно, впускаемый или натекаемый 1,0 см3 газа боль-
ше этого количества в 19 000 раз, а значит и давление в балло-
не возрастает в 19 000 раз.
Следовательно, требование герметичности заставляет обра-
тить особое внимание на все соединения деталей и узлов ваку-
умной аппаратуры друг с другом. Естественно, что в соедине-
ниях можно скорее всего ожидать образования щелей или не-
ровностей, будь то постоянное (сварное или паяное) или разъ-
емное соединение.
Особое место занимают разъемные соединения внешних де-
талей, уплотняемые в вакуумной технике резиновыми, пласт-
массовыми или металлическими прокладками — уплотните-
лями.
Следует оговориться с самого начала, что в вакуумной тех-
нике какие-либо замазывания, заклеивания или закрашивания
неплотностей, так же как и подмотки в стыках труб и армату-
ры, являются ненадежными.
Вполне надежными могут быть только: сварка, пайка, разъ-
емные механические соединения с гладкими металлическими
или упругими прокладками из материалов, выделяющих мини-
мальное количество газа в вакууме, а иногда также стыкование
специально притертых поверхностей с применением специаль-
ных смазок. В некоторых, немногочисленных, случаях допуска-
ется склеивание под давлением пластических масс клеями или
растворителями.
Требования, связанные с газоотделением соединяемых ма-
териалов и стенок металлоконструкций. Не только натекание
извне, но и отделение газа стенками аппарата (камеры) может
служить причиной значительного повышения давления внутри
уже откачанной камеры. Пренебрегая упругостью паров, при
данной температуре того материала, из которого изготовлен ап-
парат, и работая с чисто промытой камерой, мы все же столк-
немся с весьма значительным газоотделением [32, 44, 97, 102, 115,
125].
Одной из причин этого является наличие газов (и паров) в
толще материалов, из которых изготовлена вакуумная аппара-
тура. Наиболее насыщенными различными газами могут ока-
заться массы металла сварных и паяных швов, резиновые и
пластмассовые уплотнения, керамические изоляторы и вводы.
64
Резина, большая часть пластмасс и почти вес виды керамики
способны поглощать определенные количества влаги. Другой
причиной натекания является адсорбция газов и жидкостей по-
верхностями деталей аппарата, находящимися под вакуумом.
Естественно, что чем более шероховаты внутренние стенки, тем
больше будет их действительная поверхность, а следовательно,
тем больше их способность адсорбировать газы.
Полное отделение адсорбированных газов с поверхности
материалов происходит лишь при температурах, значительно
превышающих нормальные температуры кипения адсорбирован-
ных веществ.
Из сказанного здесь следует, что, помимо геометрической
плотности всех соединений и отсутствия щелей и раковин, к
вакуумным аппаратам приходится предъявлять еще ряд требо-
ваний, связанных с внутренним газоотделением. а именно:
1. По возможности иметь меньше внутренних сварных и па-
яных швов.
2. Для сварки изнутри пользоваться видами сварки, дающи-
ми наименьшую массу наплавленного пористого металла, т. с.
газодуговой сваркой без присадки или сваркой под слоем флю-
са, рекомендуется также аргоно-дуговая сварка, так как при
этом отсутствует окисление и нет необходимости удалять ока-
лину.
3. Тщательно удалять все следы флюса из швов. Тщательно
протравливать, а после травления весьма тщательно промывать
детали и узлы после пайки и сварки.
4. Обрабатывать внутренние поверхности до высокого клас-
са чистоты.
5. Пользоваться антикоррозионным металлом.
G. Применять конструкции разъемных соединений, обеспечи-
вающие возможность прогрева их до 300—400° С и выше в те-
чение нескольких часов.
Последние три требования становятся необходимыми при
огкачке до давления менее 10~° мм рт. ст.
Работа узлов при низких температурах. Ряд узлов вакуум-
ного оборудования должен работать при минусовых температу-
рах, а иногда н в условиях глубокого холода. Так, для удале-
ния или связывания конденсируемых паров и газов в вакууме
в системы вводят специальные ловушки с интенсивным охлаж-
дением рабочих поверхностей. Таким образом, узлы охлажда-
ющих л конденсирующих устройств могут работать при темпе-
ратурах от комнатной и почти до —240° С.
Технология изготовления этих узлов такая же, как и для
остальной вакуумной аппаратуры.
Механические нагрузки и прочность оболочек, В значитель-
ном большинстве вакуумные камеры при обычном давлении не
испытывают иных механических нагрузок, кроме давления
5 Заказ 1355 65
окружающего воздуха. Поэтому они рассчитываются на равно-
мерно распределенную внешнюю нагрузку стенок величиной в
1 кг на 1 см2 их поверхности.
Такое незначительное давление на стенки позволяет изготов-
лять эту категорию камер сравнительно тонкостенными, но с обя-
зательным соблюдением правильных, устойчивых форм, особенно
при более или менее крупных размерах сосудов, с выпуклыми
сферическими, коробчатыми или коническими крышками и с до-
вольно толстыми днищами и соединительными фланцами. Прямо-
угольные формы и плоские стенки, крышки и днища в вакуумной
камере нежелательны и должны применяться только в случаях
действ ител ьной н еобхо дим ости.
Технологичными являются во всех видах вакуумной аппара-
туры цилиндрические формы с использованием для обечаек стан-
дартных цельнотянутых или цельнокатаных труб, а при больших
диаметрах — вальцованных из листа сварных цилиндров. Для
небольших аппаратов, работающих без повышенного давления,
толщина стопок обычно задается не расчетом на прочность, а
технологическими соображениями. Стенки должны иметь тол-
щину, позволяющую производить надежную и дешевую сварку
или пайку и механические крепления.
Практика показала, что для категории аппаратов, испытыва-
ющих только давление атмосферы, удобны и надежны цилиндри-
ческие стопки и выпуклые днища и крышки с толщинами.
В табл. 20 приведены рекомендуемые толщины стенок свароч-
ных камер в мм из стали, без повышенного давления.
Табл и it а 20
Диаметр цилиндри- ческой < бнчяПки в о Стенка обе- чайки Выпуклая крышка КонУСПЯЯ крышка Водяная ру- блик а
200 2.0 2,0 2.0 1,5
400 2,5 3,0 2,5 1,5
5'Л) 3,5 3,5 3,1) 2,0
6О0 4,0 1,0 3,0 2,0
700 4,5 4,5 3.5 2,5
800 4,5 4,5 -1,0 2,5
Т а б .1 и ц а 21
Металл Скороегь газоотделе- ния после откачки в течение 2 ч в вд3/слг3««
Медь 5,67- Ю-5
Никель 2,36 -2.84-10-3
Железо . 0,944-I0“J
Алюминии 1,42--3.3-10 “5
Молибден 1,65—3,08Л0 'Б
Гайтал 2,13.10—°
Вольфрам 0,472-10“°
Газы, десорбирующиеся с поверхности стенок сварочных ка-
мер. Известно, что легко конденсирующиеся газы (пары воды,
углеводороды и т. п.) при адсорбции на твердых поверхностях
образуют слой толщиной в несколько молекул, а такие газы, как
водород, кислород, азот и др., образуют обычно мономолекуляр-
пын слой. При понижении давления в откачиваемых объемах
66
происходит десор оция газов с поверхностей, что приводит к по-
вышению давления в объеме. Наружные слои молекул откачи-
ваются сравнительно легко, в то время как откачка мономолеку-
лярных слоев протекает сравнительно медленно. Десорбцию
можно ускорить с помощью нагревания.
Количество газов, которое может выделиться с поверхности
стенок камеры, зависит от состояния этой поверхности. Как из-
вестно, истинная поверхность материалов не определяется гео-
метрическими размерами. Даже для хорошо обработанного ме-
талла истинная поверхность его значительно превышает геомет-
рическую. Так, отношение между истинной и геометрической
поверхностью для платиновой фольги 2,2, для прокатного нике-
ля колеблется в пределах 3,5—5,8, а для полированного нике-
ля —- в пределах 9,7—7,5. Ясно, что чем лучше качество поверх-
ности, тем меньше будет это отношение и тем меньше количество
газов сможет адсорбироваться на единице поверхности матери-
ала. При сборке вакуумных систем необходимо иметь в виду, что
металлы (особенно черные) могут быть покрыты ржавчиной или
окалиной. Последние имеют развитую поверхность, па которой
адсорбируются большие количества газов. Поэтому такие части
вакуумной системы, как трубопроводы и кожухи, следует перед
сборкой обдувать песком, а затем промывать бензином или аце-
тоном и т. п. во избежание больших газовыдслеиий при
откачке.
Поскольку диффузионная сварка происходит при относитель-
но высоких температурах, то в процессе сварки выделяется боль-
шое количество газов и резко повышается давление.
Газоотделепис с поверхности конструкционных магериалов
имеет особенно большое значение при эксплуатации сварочных
диффузионных высоковакуумпых установок, и особенно для тех,
для которых требуется вакуум 1 • 10-с-=- 1 • Ю-9 -иж рт. ст. При
расчете вакуумных систем десорбцию газов можно учитывать,
пользуясь экспериментальными значениями гаяоотделения с по-
верхности металлов (см. табл. 21—24), которые были определены
разными исследователями. Величины газовыделений в табл. 21—
24 приведены к нормальным условиям.
Т а б л и it а 22
1 кшмеязнанне материала Скорость г;.-лил-дслсння н г.ы3/слв.ч после откачки d течение
1 ч 2 ч 4 ч б ч 8 ч 10 ч
Низкоуглеродис- тая сталь . Нержавеющая с га ль . . 1.5-К)’ 3 8,5-К)-4 8,5- К)-4 3,8-10-4 2.2- К)-4 2,1-10—4 2,6-10 ’4 1,5-10-1 1.9-I0-4 1,1-Ю"4 1.5-10-4 9,0-10—5
67
СМ
Содержание газов в металле
68
'Г а б л и ц а 24
Материал и пре др зрительная обработка
Скорость газо-
ьыде.зения
после откачки
в течение 1 ч
в сик/г№-ч
Скорость газо-
выделення
после откачки
в течение 5 ч
D СМ*/СМ~‘Ч
Медь протравленная, промытая бензолом и ацетоном , .... 4-10-5 3-10-6
Латунь, протравленная, промытая бензо- 7- 10~Б
лом и ацетоном 6-10 6
Дюралюминий, протравлении й, промытый
бензолом и ацетоном . . ..... 1,7-10-* 1Л Ю О О О • * СЧ rf
Медь, промытая бензолом и ацетоном 2,2-1()-4
Нержавеющая сталь необработанная 6 1 ()—’
Медь необработанная 7- Ю"! 2-10 ’
Латунь, промытая бензолом и ацетоном 8- Ю-4 3- ю-4
Дюралюминий, промытый бензолом и аце-
тоном 1 - 10-з 5-10—4
Дюралюминий необработанный . Сварной шов на латунной трубе 2-Ю-3 2-10-2 7- IO--4 в-io—2
Сварной шов на медной трубе . ... 1 -10—1 3-Ю-2
Как видно из табл. 24» предварительная обработка поверхно-
сти оказывает большое влияние на величину газоотделения. Па-
пример, медь необработанная имеет скорость газоотделения че-
рез 5 ч откачки на два порядка больше, чем медь, протравленная
и промытая бензином или ацетоном.
Величины газоотделения с поверхности нержавеющей стали,
по данным разных исследователей, дают достаточно близкие ре-
зультаты. Значение газоотделения с поверхностей углеродистых
сталей, обычно применяемых в СССР для промышленных уста-
новок, не указано в этих таблицах. Как считает А. Л. Минц и
II. М. Кристи, газоотделение стальных поверхностей может быть
па два-три порядка больше, чем у меди [106].
Табл. 21—24 позволяет оценивать газоотделение и газовыде-
лснис разных металлов при комнатной температуре. Повышение
температуры материала в вакууме ускоряет обезгаживание. Для
поддержания высокого вакуума рекомендуется во избежание за-
метной десорбции предварительно подогревать стекло до 400—
500° С, а графит и молибден до 500—600е С. Исследование газо-
отделения армко-железа показало, что при нагреве до 450° С
десорбция газов протекает медленно, но при температуре 800° С
газоотделение армко-железа проходит достаточно полно.
Газоотд ел ением с поверхности металлоконструкций не следу-
ет пренебрегать. Однако абсолютные значения газоотделения
при обычных условиях работы вакуумных промышленных уста-
новок не являются определяющими для выбора вакуумного обо-
рудования.
69
Так, например, пользуясь табл. 20 или габл. 24, мож-
но подсчитать газоотделснис стенок вакуумной камеры, изготов-
ленной из нержавеющей стали. Если размеры камеры
диаметром 1600 мм, h = 2000 л;м, а рабочий вакуум 1 • 1СМ лш
рт. ст., то скорость газоотделения, приведенная к давлению
1 • 10 “4 мм рт. ст.,
6 - 1(Г4 • 105 • 760
1 10"’4 - 3600 - 133
= 127 л/сек.
Обычно для обеспечения нормальной работы установок с та-
кими размерами и рабочим вакуумом могут использоваться вы-
соковакуумные насосы со скоростью откачки не ниже 8000 л!сек
в диапазоне давлений 1 • 10~4—1 10-5 мм рт. ст. Считая, что эф-
фективная скорость откачки из объема камеры при молекуляр-
ном режиме примерно в 2 раза меньше скорости откачки насоса
(т. с. 4000 л! сек), очевидно, что скорость газоотделения 127 л!сек
не может иметь решающего значения при выборе насоса.
Для получения высокого вакуума (1 • 10-7 мм рт. ст. и выше)
в камере необходим прогрев ее до 350—400° С в течение длитель-
ного времени с целью удаления газов, растворенных в металле.
Количество газа, растворенного в металле, превышает ко-
личество газа, адсорбированного на поверхности, примерно
в 20 раз.
Газ, проникающий через неплотности камеры. Газ, проникаю-
щий через неплотности камеры, попадая в объем камеры, может
взаимодействовать с металлом свариваемых изделий. Поэтому
натекание является одной из важнейших характеристик, опреде-
ляющих качество изготовления и монтажа вакуумной камеры.
Натекание И вакуумной камеры определяется давлением \р в
объеме камеры К отнесенным к единице времени:
/7 = -^.
м
Величина натекания определяется в двух случаях: для опре-
деления герметичности вакуумной камеры па заводе-изготови-
теле; при эксплуатации вакуумной установки. Обычно измеряют
сумму внешнего натекания (газ, протекающий через неплотно-
сти камеры) и внутреннего газоотделения. Для определения
внешнего натекания приходится длительно откачивать вакуум-
ный объем с тем, чтобы свести внутреннее газоотделение до ми-
нимума. Абсолютная величина натекания зависит от объема ка-
меры, рабочего давления, мощности вакуумной системы и ваку-
умных свойств материалов.
На установке с ртутным пароструйным насосом с быстротой
откачки 5 л!сек и рабочим давлением 1 • 10~3 льи рт. ст. допусти-
мая величина течи не должна превышать 5-10-5 мкл/сек, а для
очень больших промышленных насосов с быстротой откачки до
70
30 000 л!сек и рабочим давлением 1-10 5 мм рт. ст. может быть
терпимой течь 300 мкл/сек. Практика конструирования и изго-
товления вакуумных установок с объемом камеры до 12 л3 пока-
зывает, что для установок, работающих при давлениях 1 10~3—
1-10”4 лл рт. ст.. величина натекания пустого корпуса не должна
превышать 10 мкл/сек. Вышеприведенные, значения натекания
относятся к пустым вакуумным сосудам и характеризуют их гер-
метичность.
Величины натекания являются важной контрольной характе-
ристикой при эксплуатации вакуумных установок. Поэтому необ-
ходимо тщательно проверять на вакуумную плотность все соеди-
нения установки как при изготовлении, гак и при эксплуатации.
В случае резкого отклонения величины натекания от установлен-
ной следует проверить уплотнения и соединения, устранить течь
и только после этого приступить к сварке металлов, сплавов и
неметаллических материалов.
Методика подсчета необходимой скорости откачки. Таким об-
разом, рассмотрев основные возможности ухудшения вакуума в
системе, можно приступить к расчету вакуумной системы. Вели-
чины, приведенные в табл. 21—24, показывают количество выде-
ляющихся газов из некоторых металлов. Однако для расчета ва-
куумной системы требуется знать скорость их выделения, которая
определяется также и временем. Как известно, количество выде-
ляющихся газов увеличивается с повышением температуры. Оче-
видно. что скорость газовыдслепия из соединяемого металла за-
висит от быстроты нагревания металла, которая выбирается из
соображений технологии.
При расчетах следует учитывать неравномерность газовыде-
лснип во времени, вводя опытные коэффициенты. Общее количе-
ство газа, которое надо откачать, равно
IOqG . г .
Q = - ~ п q,F qK,
где q— количество газа, выделяющегося из свариваемых метал-
лов;
G — вес свариваемого металла:
дг- газоотделенис с единицы поверхности стенок камеры;
F — площадь стенок и внутренних конструкций;
—-натекание в мкл/сек;
t — время цикла в сек;
п —• коэффициент неравномерности газовыдслений.
Необходимую скорость откачки из камеры можно подсчитать
по формуле
с — I
&нб . । »
ip Р Р
где р~ давление, при котором протекает процесс.
71
КЛАССИФИКАЦИЯ УСТАНОВОК
В соответствии с новым процессом сварки металлов, сплавов
и неметаллов в вакууме без припоев, флюсов, электродов, газов
меняется и конструкция машин-установок, с помощью которых
осуществляется процесс диффузионного соединения. Соединение
материалов происходит без нагрева поверхностей или кромок
соединяемых деталей до температуры их плавления, и этот про-
цесс осуществляется не за счет соединения двух частей металла
или сплава третьим металлом или сплавом с более низкой тем-
пературой плавления.
Установки для диффузионной сварки в вакууме состоят из
устройств и приборов, служащих для получения и сохранения ва-
куума: вакуумного канала, соединенного с насосом (или рядом
насосов), манометров, ловушек, а также различных устройств и
вспомогательных приборов и соединений (кранов, шлифов, затво-
ров и т. п.), которые необходимы при работе установки. Вакуум-
ная камера установки может быть использована при индивиду-
альной откачке, но может быть приспособлена и для быстрой
массовой откачки (автоматы) [44, 48, 50, 54, 56—58, 64].
В установках для диффузионной сварки, как правило, исполь-
зована динамическая система откачки, при проектировании кото-
рой учтено, что в процессе нагрева и сварки соединяемые детали
могут обильно выделять газы и пары, в то время как в системе
необходимо сохранить определенную величину вакуума. Насос
(или насосы) должны иметь большую скорость откачки, что мо-
жет быть обеспечено за счет уменьшения длины и увеличения
диаметра трубопровода.
Динамическая система характеризуется непрерывной откач-
кой при одновременном выделении газа или наличии течи, вслед-
ствие чего давление во всем объеме неодинаково (увеличение
давления по мере удаления от насоса в направлении к откачива-
емом) объекту). В вакуумной установке во время откачки, осо-
бенно в первой се фазе, мы имеем дело с динамической системой;
по мерс улучшения вакуума, г. е. к концу процесса откачки, си-
стема приближается к статической.
Основными частями установки для диффузионной сварки в
вакууме являются вакуумная сварочная камера с вакуумной си-
стемой. источник нагрева деталей и гидроцилиндр с гидросисте-
мой, служащие для передачи необходимого давления на свари-
ваемые детали. Приборы для измерения температуры и вакуума
в установках для диффузионной сварки являются элементами
вспомогательными. Роль их сводится: а) к регулированию и
контролю температуры свариваемых деталей в зоне контакта,
б) к измерению и контролю остаточного давления в рабочей ка-
мере в период обеспечения, сохранения и улучшения ва-
куума.
72
В настоящее время можно считать, что еще не созданы уста-
новки для диффузионной сварки в вакууме, в которых полностью
были бы воплощены все идеи этого способа. Конструкторы еще
не смогли полностью оторваться от привычных для них форм
и создать установки, полностью использующие возможности, за-
ложенные в новом методе. Только поэтому имеющиеся конструк-
ции диффузионных сварочных установок тяжеловесны, недоста-
точно автоматизированы и пока малопроизводительны.
Для осуществления нового способа сварки в настоящее время
разработано и создано свыше 40 типов сварочных диффузионных
вакуумных установок. Как следует из рис. 26, в зависимости от
назначения сварочные диффузионные вакуумные установки мож-
но подразделить на установки для индивидуального, серийного и
поточно-массового производства. Последние две категории могут
быть машинами роторного типа и автоматами шлюзо-
вания.
Сварочные диффузионные вакуумные установки могут быть
подразделены: по степени автоматизации —на установки с руч-
ным управлением, полуавтоматические и автоматические с про-
граммным управлением; по количеству вакуумных камер — на
однокамерные и многокамерные; по количеству рабочих мест, па
каждом из которых проходит отдельная операция сварочного
цикла (загрузка, сварка и т. п.),—на однопозициопныс и много-
позиционные; по количеству деталей, одновременно свариваемых
в рабочей камере.— на однопостовые и многопостовые; по пол-
ноте вакуумирования сварочной камеры —па машины с общим
вакуумом и машины с местным вакуумом. Последние применяют-
ся главным образом для сварки крупногабаритных деталей; по
степени создаваемого вакуума — на установки с низким, высоким
и сверхвысоким вакуумом. Это определяется как свойствами
свариваемых материалов, так и конструкцией деталей
и узлов.
Такое многообразие конструктивных направлений вызвано не-
обходимостью обеспечить высокую производительность процесса
в соответствии с техническими заданиями для производства весь-
ма различных конкретных изделий.
Интенсификации диффузии в сварочных диффузионных уста-
новках добиваются нагревом деталей путем наложения электри-
ческих или ультразвуковых колебаний. Наиболее простым спосо-
бом является применение нагрева. Однако при сварке тугоплав-
ких материалов и материалов с низкотемпературными фазовыми
превращениями и в некоторых других случаях для повышения
производительности требуется применение иных факторов интен-
сификации диффузии.
В установках для диффузионной сварки наибольшее распро-
странение получил индукционный нагрев, что обусловлено его
простотой, возможностью быстрой смены номенклатуры свари-
73
По интенси- фикации нагрева и диффузии - и ин egaiixmodiyauG аинэжо irnpj

— динврагом хнаомлясейи^Л аинажотгсц

итчинeuoduHijyiMoxj |

rwdsed иШпотэгх
по г обам грева
— ининоипетл* edorcda т о >JU
jjofloh Air-OHHod 1ЛЮ1Г£

— птчиноиВеиГе^
CJ л -г
с — 1 1 И1ЧН.ТУИ?±НО}1

—. лпннои'пяХКнр]
— монХлмеи кииеин g

кок А ля гя игшхээн 3

1i пятому [ИЮ — 1 нокллмеп KvnioQAirj 3

iwkAAmuu кимшгчя 2)

2Q = отяшэ^козонуу
! О гсиюн 11 оно:
эпнхэвксн^о

>—< ЭГШНЕЯОЕСЯЕ'Щ

(euhl ojoHdoxod) эннИйКсиолон^у

- OHHdaKUMXAflJf

— По способу пе- редачи давления armdwRMOHiro

—— — JisLCii HiTOaiiHivdo^

— ЗОЯ Э0Ы11F’ 1МЯЭЩ

— aOMOOhMCHEdtfllJ

— эоюгьинвхддо
По способу управления
(аояэдьи lekoxejr) ooiuvwedjod[ j

ООУЭ^ЬИ.ЕЕМОХЯу
1 1
OOMDOhWlEFiO 1.ЯВА1ГОЦ |

— oohiiX^
Рис. 26. Классификация сварочных диффузионных вакуумных установок
74
ваомых деталей. Контактный нагрев целесообразен при необхо-
димости локального разогрева конструкции. Радиационный на-
грев удобен при сварке изделий с тонкими элементами. При диф-
фузионной сварке разнородных деталей широко применяется
нагрев за счет теплопроводности, причем более тугоплавким ме-
таллам сообщается более высокая температура. Сокращение сва-
рочного цикла достигается применением тлеющего разряда (за
счет совмещения в одной установке операции очистки поверхно-
сти в процессе сварки). Потребность в сварке таких тугоплавких
материалов, как вольфрам, молибден, цирконий и др., вызвала
необходимость разогрева зоны сварки посредством бомбардиров-
ки электронами (электронный луч) и терморадиационного нагре-
ва от кварцевых трубок. Могут применяться также и комбиниро-
ванные источники нагрева.
В зависимости от конфигурации свариваемых изделий в диф-
фузионных установках применяются различные способы давле-
ния на свариваемые детали: контактное давление от пуансона,
передвигающегося перпендикулярно плоскости сварки; контакт-
ное давление с помощью пуансона, движение которого непер-
пепдикулярно поверхности сварки; пневматическое давление;
давление вследствие термического натяга. Для контактного
давления пуансон может приводиться в движение гидравличе-
ским, пневматическим, механическим путем и т. д.
Создание сварочных диффузионных вакуумных установок в
настоящее время ведется в направлении создания унифицирован-
ных постов — вакуумного, гидравлического, поста управления и
сварочных камер. 1Чепяя камеру в подобных установках, можно
производить сварку весьма отличных друг от друга разногабарит-
ных изделий.
Разнообразие применяемых процессов и конструкций свароч-
ных диффузионных вакуумных установок позволяет выбрать для
каждого изделия такие условия, которые обеспечивают наилуч-
шее проведение технологического процесса.
Рассмотрим несколько подробнее устройство и работу свароч-
ных диффузионных вакуумных установок СДВУ. Выше уже были
названы основные рабочие узлы СДВУ. Цикл работы диффузи-
онной сварочной вакуумной установки может быть выражен сле-
дующим соотношением:
Z = + /2 + ^Т + ^5 + ^6»
(34)
где t — общее время рабочего цикла;
С — время, потребное для создания заданного разрежения
в рабочей камере;
h — время, в течение которого происходит нагрев сваривае-
мых детален до заданной температуры;
—время, потребное для передачи давления на плоскости
св а р и в а см ых д ст а лей;
75
— время, потребное непосредственно для сварки;
/5 — время, в течение которого детали охлаждаются в сва-
рочной камере;
А,— время, необходимое для разгрузки и новой загрузки де-
талей.
На практике всегда имеет место взаимное перекрытие отдель-
ных стадий процесса, что значительно ускоряет его проведение.
Так, время, необходимое для передачи давления, перекрывается
временем нагрева деталей; время, потребное для обеспечения
необходимого разрежения, уменьшается путем выключения из
вакуумной системы диффузионного насоса в горячем состоянии
в период разгрузки и загрузки деталей в камеру и т. п.
В ряде случаев недостаточная осведомленность относительно
основных требований к вакуумным системам, а также отсутствие
подробных технических данных об устройстве их отдельных эле-
ментов приводит к созданию неудачных конструкций установок,
в которых либо вовсе не удастся получить требуемого разреже-
ния в вакуумной камере, либо для достижения заданного разре-
жения расходуется много времени.
Рассмотрим некоторые особенности устройства отдельных эле-
ментов и целых вакуумных систем, а также некоторые закономер-
ности техники получения низкого разрежения в установках, пред-
назначенных для лабораторных и практических целей соедине-
ний металлов, сплавов и материалов в высоком вакууме
Первым и основным условием, которому должна удовлетво-
рять каждая вакуумная система, является возможность получе-
ния в откачиваемом объекте требуемого разрежения. Этому тре-
бованию вся вакуумная система может удовлетворять в том слу-
чае, если обеспечена достаточная степень газонепроницаемости
(герметичности), применены насосы, обеспечивающие достаточно
высокий вакуум.
Вторым, не менее важным условием является возможность
получения требуемой скорости откачки из рабочей камеры. Этому
условию вакуумная система сможет удовлетворить, если сопро-
тивление трубопроводов (включая основной трубопровод камеры)
сведено к минимуму и насосы обладают большой производитель-
ностью.
Вакуумная система должна быть удобной в работе и занимать
по возможности меньше места. С точки зрения удовлетворения
всем этим основным требованиям и следует оценивать элементы
вакуумных систем, а также конструировать и размещать основ-
ные и вспомогательные узлы сварочной диффузионной вакуум-
ной установки.
Техника получения и измерения вакуума, устройство и расчет
вакуумных систем являются главными элементами, обеспечива-
ющими высокое качество соединения деталей в вакууме. Ясно,
что при низком вакууме в рабочей камере остается большое ко-
76
личество водяных паров, кислорода и других газообразных ве-
ществ, которые будут химически взаимодействовать с поверхно-
стями свариваемых деталей, что приведет к пониженной прочно-
сти деталей в месте сварки. Опыт показал, что для обеспечения
достаточно прочного соединения свариваемых деталей в зави-
симости от их состава и свойств давление в рабочей камере долж-
но составлять, как правило, 1 • 10-2 -У 1 • Ю-7 мм рт, ст. Такой
широкий диапазон не позволяет получать высокий вакуум каким
либо одним способом.
В настоящее время существуют два основных способа полу-
чения вакуума:
а) при помощи вакуумных насосов и б) при помощи специаль-
ных поглотителей газа. Следует упомянуть третий, правда, вспо-
могательный способ — применение вымораживающих ловушек,
снижающих давление масляных и водяных паров, присутствую-
щих в вакуумной системе. Области давлений, в которых наиболее
рационально применяются вакуумные насосы принятых в насто-
ящее время типов, а также поглотители и ловушки, работающие
па различных принципах, широко описаны в литературе. Наи-
большее распространение получили вращательные и пароструй-
ные насосы.
На основании изложенных выше общих положений следует
придерживаться следующих правил при размещении вакуумного
оборудования:
1. Высоковакуумный трубопровод должен иметь по возможно-
сти максимальный диаметр и минимальную длину. Как правило,
этот трубопровод должен иметь диаметр не менее диаметра под-
соединяемого паромасляного насоса.
2. Каждый диффузионный или бустерный паромасляный
насос должен иметь маслоотражатель.
3. Насос предварительного разрежения выбирается в зависи-
мости от противодавления и производительности диффузионного
пли бустерного паромасляного насоса. Рекомендуемые насосы
предварительного разрежения для паромасляиых бустерных и
диффузионных насосов приведены в табл. 25.
4. Диаметр трубопровода предварительного разрежения, как
правило, выбирается равным диаметру подсоединительного пат-
рубка насоса предварительного разрежения. После определения
длины вакуумпровода, необходимой из конструктивных сообра-
жений, следует сделать поверочный расчет, определить перепад
давлений в трубопроводе и убедиться, что за паромасляным на-
сосом обеспечивается давление ниже критического.
5. Компенсаторы должны устанавливаться между насосами
предварительного разрежения и остальной вакуумной системой,
а также в местах замкнутых контуров.
6. Фильтры и ловушки в зависимости от требований могут рас-
полагаться по одному из трех решений, представленных на
77
Табл и ц а 25
Паромасляный бустерный или
дн фф у ли о л 11ый н а сос
Рекомендуемый насос предварительного
разрежения
БН-3; 5 = 500 при 5-10 3 мм рт. ст.
БН-1500М; 5 — 1500
при 1J0' 2 мм рт. ст.
БН-4500; 5=4500
при 1* 10" 2 аои рт. ст.
Н-1С; 5 — 100 при 2-10—4 лш рт. ст.
Н-5С; 5 =- 500 при 2-10""4 леи рт. ст.
Н-2Т; 5 — 2000 при 2-10-4 alm рт. ст.
Н-5; 5 — 4500 при 2-10—4 мм рт. ст.
Н-8’1; 5 = 8000 при 2-10—4 мм рт. ст.
ВН-1Г; 5 = 14 при 0,За<а« рт. ст.
ВН-4Г; 5 = 40 при 1,5 мм рт.ст.
ВН-6Г; 5 = НО при 1 мм рт. ст.
ВН-461 М; 5 = 0,3
при 75«10—3 мм рт. ст.
ВП-2Г; 5 = 5 при 75-10—3 мм рт. ст
ВН-2Г; 5 = 5 при 0,1 мм рт. ст.
ВН-1Г; 5 — 14 при 0,1 рт.ст.
BII-11; S = 14 при 0,1 AtAt рт. ст.
Примечание. S — скорость откачки в л/сск.
рис. 27. По типу, отраженному на рис. 27, а, схему рекомендуется
применять в тех случаях, когда необходима очистка газов, отка-
чиваемых из установки насосом в течение всей рабочей опера-
ции при периодическом режиме работы. Если требуется очистка
газов только в начальный период откачки, занимающий незначи-
тельное время по сравнению со временем проведения всей опе-
рации, то для установок периодического действия следует при-
менять схемы, представленные на рис. 27, б и в. Здесь возможно с
помощью затвора отключить из системы фильтр или ловушку, ко-
торые имеют большое сопротивление (в этом случае откачка бу-
дет проходить по линии наименьшего сопротивления). Для уста-
новок непрерывного и полунепрерывного действия, когда появля-
ется необходимость очистки фильтра или ловушки во время рабо-
чей операции, рекомендуется применять схему па
рис. 27, в.
7. Расположение вакуумных затворов должно обеспечивать
проверку работы любого вакуумного насоса «на себя», а также
возможность переключения откачиваемого объема с насосов од-
ного типа на другие.
8. Датчики вакуумметров должны быть расположены вблизи
откачиваемого объема и около насосов, чтобы можно было по-
следние испытать при работе «па себя».
9. Для напуска в установку атмосферного воздуха или защит-
ного газа должен быть предусмотрен вентиль. Подобный вентиль
также располагается около насоса предварительного разрежс-
ния. К нему в случае надобности может быть подключей гелие-
вый течеискатель.
78
10. Азотные «непростреливаемыс» ловушки имеют низкую
пропускную способность, и поэтому применять их следует только
в тех случаях, когда по технологии попадание паров масла в от-
качиваемый объем совершенно недопустимо.
Рис. 27. Схемы расположения фильтров и ловушек:
1 — ф иль гр или ловушка; 2 — затвор
Для сварочных диффузионных вакуумных установок обычно
применяются вакуумные схемы трех типов: вакуумная схема с
вращательным насосом; вакуумная схема с диффузионным или
бустерным паромасляным насосом; вакуумная схема с диффузи-
онным, с бустерным и паромасляным насосами.
ВАКУУМНЫЕ СИСТЕМЫ СДВУ
В предыдущем разделе были рассмотрены основные элемен-
ты, входящие в состав вакуумных систем сварочных диффузион-
ных установок — средства откачки, коммутирующие элементы,,
средства измерения вакуума. В этом разделе приведем отдельные
примеры конструирования вакуумных систем установок СДВУ
различного назначения [44—50, 62, 64, 125].
Коммутирующие элементы, включающие в себя вен гили, кла-
паны и трубопроводы, выбирают в соответствии с требованиями
предельного разрежения в вакуумной системе п в зависимости
от степени автоматизации откачной установки. Средства откачки,
применяемые в откачных постах, выбирают также в зависимости
от необходимого предельного разрежения и количества газа, по-
ступающего в насос из откачиваемого объема.
Средства измерения давления выбирают в зависимости от
диапазона рабочих давлении в вакуумной системе. На рис. 28
приведены некоторые принципиальные схемы вакуумных систем,
нашедшие применение в СДВУ, работающих в диапазоне давле-
нии 1 • 10-4—5- 10~7 льи рт. ст. Вакуумная система, состоящая из
пароструйного диффузионного насоса ММ-40А или ЦВЛ-100 с
79
азотными ловушками и механического вакуумного насоса
ВН-461М, обеспечивает предельный вакуум (Зд-5)10“7 льп рт. ст.
(рис. 28,а). Система имеет высоковакуумпый вентиль 5 па сторо-
не высокого вакуума, линии байпасной откачки с вентилем Р,
форвакуумный бачок 3 и клапаны аварийного закрытия 6’, Высо-
ковакуумный вентиль 5 изолирует вакуумную систему от контак-
та с атмосферой во время установки нового изделия. Применение
байпасной линии с вентилем 9 позволяет исключить непроизво-
дительные потери времени на охлаждение и разогрев пароструй-
ного диффузионного насоса. При откачке воздуха из камеры че-
Рис. 28. Схемы высоковакуумных систем:
/ — нарос груГшый диффузионный насос; 2—механический вакуумный насос; 3— фор-
вакуумный бачок; -? — маслоотражатель; 5 — высоковакуумпый вентиль; 6 — мано-
метрические датчики; 7 — бустерный насос; 8 — клапан; 10 — вентили; 11 — угловой
вентил ь
рез байпасную магистраль пароструйный диффузионный насос 1
работает на форвакуумный бачок который отделен в это время
от механического вакуумного насоса клапаном 8 аварийного за-
крытия. Клапан 8 выполняет роль защитного устройства, предот-
вращающего прорыв атмосферы и попадание масла из механи-
ческого вакуумного насоса в пароструйный при обесточивании
вакуумной установки. С целью исключения попадания масла из
механического вакуумного насоса в клапан 8 и вентиль 9 иногда
предусматривают вентиль 10. с помощью которого при выключе-
нии установки пространство над входным патрубком механиче-
ского вакуумного насоса сообщается с атмосферой. Измерение
давления в разных участках вакуумной системы производится
манометрическими датчиками 6.
Вакуумная система, построенная по схеме на рис. 28, б. имеет
пароструйный диффузионный насос, вспомогательный (бустер-
ный) насос, механический вакуумный насос, выпускной патрубок
80
пароструйного диффузионного насоса 4 с маслоотражателем» ко-
торый в отличие от вышеописанных схем присоединен к вспомо-
гательному (бустерному) насосу 7, работающему па форвакуум-
ный бачок 3 и механический вакуумный ласос 2. Установка бу-
стерного насоса между пароструйным и механическим вакуум-
ным насосами позволяет проводить технологический процесс с
интенсивным газоотделен нем и получать в конечном счете доста-
точно низкое предельное давление.
Практически такая еистСхМа обеспечивает разреженно порядка
(3—5)10-7 о рт. ст. В а жн ы м п р е и м у щес гв о м э гой си сто м ы я в л я -
ется хорошее обезгажмвание рабочей жидкости пароструйного
диффузионного насоса. Высоковакуумная откачка изделий про-
изводится через вентиль 5. Байпасная откачка изделия осущест-
вляется механическим вакуумным насосом 2 через вентиль 9. Во
время этой откачки угловой вентиль 11 закрыт, а насос 7 работа-
ет на форвакуумный бачок 3. Для измерения давления преду-
смотрены манометрические датчики 6.
Требования к герметичности вакуумных систем, работающих
в области давлений ниже 5-10 7 ли/ рт. ст., и к газоотделению
с их внутренних поверхностей значительно жестче, чем в систе-
мах, предназначенных для работы при давлениях выше 5х
Х10 7 мм рт. с г. Характерными особенностями сверхвысоких ва-
куумных систем являются отсутствие резиновых уплотнителей и
необходимость прогрева с целью обезгаживания до температур
300 600° С. Конструкционные материалы, применяемые для из-
готовления сверхвысоких вакуумных систем, должны иметь низ-
кую упругость паров при температуре обезгаживания, должны
обладать также хорошей свариваемостью, достаточной прочно-
стью и антикоррозионной устойчивостью.
Элементы сверхвысоких вакуумных систем чаще всего изго-
товляют из нержавеющей стали X18II9T. Неразъемные соедине-
ния выполняются с помощью аргоно-дуговой или электронно-лу-
чевой сварки. В качестве уплотнителей в разъемных соединениях
обычно применяют металлические прокладки из меди МБ
или Ml.
Па рис. 29 приведены принципиальные схемы высоковакуум-
пых сварочных установок. В вакуумной системе, построенной по
схеме на рис. 29, а, в качестве сверхвысоковакуумного насоса ис-
пользован геттерно-иопттый или элсктроразряднып магнитный на-
сос /, который производит откачку камеры через цельнометалли-
ческий прогреваемый вентиль 2. Для предварительного обезга-
живаипя сверхвысоковакуумного насоса и вакуумной системы, а
также для создания предварительного разрежения в камере
предназначен пароструйный диффузионный насос 5 с азотной ло-
вушкой 4. Откачку камеры до давления 1 • 10-2 лиг рт. ст. осуще-
ствляет механический вакуумный насос 6 через холодный паро-
струйный диффузионный насос 5. Насос 5 может быть отделен
i] Заказ 1333 R1
от вакуумной системы цельнометаллическим прогреваемым вен-
тилем 5. Выпускной патрубок пароструйного диффузионного на-
соса соединен с механическим вакуумным насосом 6 через вен-
тиль 9. Измерение давления производится манометрическими
датчиками 7 и 8.
Отличительной особенностью вакуумной системы, построенной
по схеме на рис. 29.6, является наличие пароструйного диффузи-
онного насоса 10 с азотной ловушкой И и прогреваемым венти-
лем 12. Подключение пароструйного диффузионного насоса к гет-
герпо-ионному насосу значительно увеличивает скорость откачки
Рис. 29. Схема вакуумных систем с давлением менее 5 • 10 7 мм рт. ст.
последнего при низких давлениях за счет откачки инертных
газов.
Вакуумные системы, построенные по схеме на рис. 30, найдут
применение в установках для сварки крупногабаритных деталей
Откачка камеры производится через прогреваемый вентиль 3
турбомолекулярпым насосом / типа TVP-501. Откачка насоса Д
в свою очередь, осуществляется через вентиль 11 механическим
вакуумным насосом 10 типа RO-10. После выключения установки
вакуумная система заполняется сухим азотом через вентиль 2.
Откачка защитной камеры 5, имеющей значительный объем, осу-
ществляется через вентиль 7 двухроторным вакуумным насосом 5
типа Z-05, работающим на механический вакуумный насос 9 типа
D-6. Насосы 1 и 10, так же как насосы 8 п 9, конструктивно
оформлены в виде двух агрегатов. Па время откачки и обезга-
живания камера 5 через вентиль 6 заполняется инертным газом.
Измерение давления в системе производится манометрическим
датчиком 4.
82
В целях повышения производительности процесса могу г най-
ги применение карусельные сварочные диффузионно-вакуумные
установки. Повышение про-
изводительности в этом слу-
чае обеспечивается за счет
сокращения вспомогательно-
го времени и увеличения чис-
ла откачных камер. Большое
количество откачных камер
обусловлено тем, что обыч-
ный путь увеличения произ-
водительности за счет умень-
шения машинного времени
не всегда приемлем, так как
приводит к ухудшению обез-
гаживания свариваемых за-
готовок детали. В этом слу-
чае облегчается построение
поточных линий, состоящих
Рис. 30. Схема вакуумной системы
из отдельных машин, за счет
того, что в конвейерных и ка-
русельных установках сьем
сваренного изделия и установка нового производится, как пра-
вило, в одном месте. Откачные позиции конвейерных машин пред-
ставляют собой независимые вакуумные системы, перемещающие-
ся по специальным направляющим.
Откачные позиции карусельных машин также могу г компоно-
ваться из отдельных независимых вакуумных систем. Часто ва-
куумные системы карусельных машин выполняются таким обра-
зом, что с откачной камерой вращается только часть вакуумной
системы, в то время как другая часть системы остается непо-
движной. При этом коммутация между подвижной и неподвиж-
ной частями выполняется золотником. Применение золотника,
который также играет роль многоходового вакуумного крана,
значительно упрощает конструкцию карусельных машин, управ-
ление их вакуумными системами и позволяет уменьшить вес и
габаритные размеры вращающихся частей машины.
Золотник может быть расположен в области высокого или
низкого вакуума. В связи с недостаточной герметичностью золот-
ников и удаления вакуумных коммуникаций наблюдается суще-
ственное повышение давления за золотником по сравнению с дав-
лением па впускном патрубке соответствующего насоса.
На рис. 31 приведены некоторые вакуумные системы, которые
могут найти применение при разработке карусельных и конвей-
ерных СДВУ. В беззолотниковой карусельной установке приме-
нена вакуумная система, схема которой приведена на рис. 31.
Клапаны <3, 4У 5 и 6 выполнены в едином блоке, причем клапаны
6* 83
4, 5 и 6 приводятся в действие одним механизмом, который име-
ет два рабочих положения. В одном положении клапаны 4 и ь
закрыты, и предварительную откачку осуществляет насос 2 через
клапаны 3 и 5. В другом положении клапан 5 закрыт и откачка
производится пароструйным диффузионным насосом Ail 140-Л
через клапаны 3 и 4. В это время выпускной патрубок насоса 1
через открытый клапан 6 соединен с механическим вакуумным
насосом ВИ-461М 2. При постановке нового изделия клапан 3
закрыт. Всего на карусели можно смонтировать до 24 откачных
постов, собранных по указанной схеме
Рис. 31. Схема вакуумной системы карусельной и конвейер
ной СДВУ
Вакуумная система, построенная ио схеме на рис. 32, может
быть применена в 16-мсстном откачном полуавтомате сварочной
диффузионной вакуумной установки. Шестнадцать откачных
постов разбиты на четыре группы, каждая из которых обслужи-
вается одним многокамерным механическим вакуумным насосом
7, помещенным на нижней части карусели. Предварительная от-
качка осуществляется через вентиль 3 одной из камер многока-
мерного механического вакуумного насоса. Эта же камера насоса
используется для окончательной откачки через клапан 4 защит-
ного колпака 6. Предварительная откачка камеры 6 осуществля-
ется стационарным механическим вакуумным насосом iO через
электромагнитный клапан 13 и клапан 5, управляемый механи-
ческим приводом 11. Впуск атмосферного воздуха в камеру перед
его подъемом производится через электромагнитный клапан 12
и клапан 5. В это время клапан 13 закрыт. При повороте карусе-
ли механизм И разобщает клапан 5 и стационарную вакуумную
систему предварительной откачки и наполнения камеры.
Использование стационарного вакуумного насоса 10 для пред-
варительной откачки камеры улучшает условия эксплуатации
многокамерных насосов 7, часть камер которых в дальнейшем
производит окончательную откачку камер. Окончательная откач-
ка камеры производится через высоковакуумный электромагнит-
84
ный клапан 8 пароструйным диффузионным насосом Д снабжен-
ным маслоотражателем 2. Электромагнитные клапаны 3 и 8 вы-
полнены в едином корпусе* Выпускной патрубок диффузионного
насоса 1 через электромагнитный клапан аварийного закрытия 9
соединен с одной из камер многокамерного механического ваку-
умного насоса 7. Основным назначением электромагнитного кла-
пана 9 является предотвращение попадания атмосферы и масла
в насос
системы.
Б
Позиция
отка чки
а в а р и й п о м обесто ч и в а п и и
Позиция М ОПОЯ Но HUH Z
колпака, съема и по-
становки изделця и
предварительной от-, f
качки колпака —
из насоса
ю
ю
ю
Рис. 32. Схема вакуумной системы в 16-местном откачном полуавтомате
. ч 11 Й
W
В вакуумной системе, выполненной по схеме на рис. 33, а.
откачка камеры ведется в три этапа: в начале технологического
цикла производится предварительная откачка механическим ва-
куумным насосом 3, за гем осуществляется предварительная от-
качка многокамерным механическим насосом 2, и наконец, изде-
лия проходят обработку при откачке пароструйными диффузион-
ными насосами Д В этой схеме золотник 4 расположен между
откачным гнездом и пароструйным диффузионным насосом и для
падежной работы золотника его вакуумные каналы защищены
кольцевыми проточками, заполняемыми маслом, которое откачи-
вается механическими вакуумными насосами. Вакуумные систе-
мы с таким расположением золотника даже при тщательном
изготовлении всех элементов обеспечивают давление в системе
не ниже I • 10“3 мм рт. ст. вследствие большой протяженности вы-
соковакуумных коммуникаций и негерметичности золотника.
В вакуумной системе, выполненной по схеме на рис. 33,6,
золотник 4 расположен в области предварительного разрежения,
вследствие чего в системе можно обеспечить лучшее разрежение,
чем в предыдущем случае. Пароструйные насосы 1 периодически
охлаждаются перед выгрузкой и постановкой нового изделия.
85
Предварительная откачка камеры и насоса 1 производится от-
дельным механическим вакуумным насосом 3. Дальнейшая от-
качка пароструйных насосов осуществляется многокамерным на-
сосом 2. Вакуумные системы, построенные по схеме на рис. 33,6,
нои откачки
Рис. 33. Схемы вакуумных систем при откачке камеры в три этапа

применяются в карусельных машинах откачки с длительным тех-
нологическим циклом, продолжительность которого достаточна
для охлаждения пароструйного диффузионного насоса на одной-
двух позициях.
Приведенные принципиальные вакуумные схемы естественно
нс исчерпывают всех возможных вариантов построения вакуум-
ных систем карусельных сварочных установок и конвейерных
линий.
86
ОСНОВНЫЕ ИСТОЧНИКИ НАГРЕВА
При исследовании диффузионной сварки в вакууме металличе-
ских и неметаллических материалов в широком диапазоне тем-
ператур нагрев образцов и детален до заданных температур осу-
ществляется различными методами, которые могут быть разде-
лены па две группы. К первой группе относятся способы, при
которых нагрев производится внешними источниками тепла, пе-
редающими тепловую энергию образцу, например за счет радиа-
ции или теплопроводности. Вторую группу составляют такие
способы нагрева, при которых тепло возникает непосредственно
в самих образцах как результат преобразования электрической
энергии в тепловую [7, 12, 13, 17, 18, 25, 27, 44, 91,
98, 110, 114, 145, 156].
Радиационный нагрев. Радиационный нагрев свариваемых де-
талей может осуществляться за счет излучения от нагревателя,
помещенного снаружи или внутри корпуса вакуумной камеры.
Предельное значение температуры нагрева деталей определяется
термостойкостью корпуса вакуумной камеры.
Принципиальные схемы нагрева образцов и деталей в ваку-
уме за счет радиации и теплопроводности показаны па рис. 34.
Радиационный нагрев детали /, укрепленной на державке 2 и
находящейся в вакуумной каморе 3 (рис. 34,а и 6), происходит
за счет излучения от нагревателя 4, расположенного снаружи
(рис. 34,а) или внутри (рис. 34,6) вакуумной камеры. При вы-
полнении камеры, например из плавленого кварца или другого
материала, максимальная температура нагрева ограничена тем-
пера турой размягчения материала, образования пористости,
приводящей к нарушению герметичности и выходу вакуумной ка-
меры из строя. Как показала практика, например, при сварке
нагревателей из дисилицида молибдена при толщине стенок
кварцевой трубы 2.5 .ндг и диаметре 25 мм скорость повышения
температуры составляет 40—50 град!мин. При сварке нагрева ге-
лей при температуре 1200° С затрачивается примерно 20 —
30 мин.
Увеличение или уменьшение скорости нагрева может изме-
няться за счет напряжения, подводимого к нагревателю. Практи-
чески, как правило, нагреватель 4 размещается непосредственно
в вакуумной камере (рис. 34,6), детали могут нагреваться до
температуры 2500—3000е С. Для получения столь высоких тем-
ператур нагреватели изготовляются из вольфрама или графита.
При нагреве до более низких температур 1360—2360° С применя-
ются молибден и титан, а при нагреве до 1000° С успешно приме-
няются нагреватели из сплава типа нихром. При использовании
указанных выше нагревателей следует учитывать, что материал
нагревателя в вакууме испаряется и осаждается на поверхности
деталей, что в ряде случаев недопустимо.
87
При схеме, приведенной на рис. 34, в, образец 1 нагревается
в вакуумной каморе 2 ог нагревателя 3. Во избежание привари-
Рис. 34. Схемы нагрева деталей в ва-
кууме за счет радиации и теплопро-
водности
вания или оплавления детали
вследствие непосредственного
контакта нагревателя с де-
та л ыо при м еня ю г тер м ои з ол я -
дню 4 нагревателя путем нане-
сения, например, тонкого слоя
окиси алюминия.
На рис. 34, г представлена
схема, иллюстрирующая распо-
ложение свариваемой детали 1
в вакуумной камере 2 при на-
греве электрической печью 3,
расположенной снаружи каме-
ры. При таком способе нагре-
ва преобладает передача теп-
ла за счет теплопроводности,
по значительное влияние ока-
зывает также и радиация с по-
верхности нагретого корпуса.
Коли честно тепловой энер -
гии q, передаваемой образцу
за счет излучения с поверхно-
сти нагревателя, как известно, пропорционально разности четвер-
тых степеней температур нагревателя Ти и образца Го (в абсо-
лютных градусах). Закономерность установленная Стефаном
и Больцманом, выражается зависимостью
1 000
вт!см\
о
где Ки — коэффициент излучения, зависящий от физических
свойств материала образца и от состояния его поверхности. Для
абсолютно черного тела /<л = 1. Для полированной поверхности
молибденового нагревателя Кп 0,2. Для стали, имеющей окис-
ленную поверхность ~ 0,8, а для полированной стальной по-
верхности — 0,3.
Разность температур нагревателя и образца увеличивается но
мере повышения скорости нарастания температуры нагревателя
и определяется условиями передачи тепловой энергии. Эта раз-
ность температур возрастает по мере увеличения расстояния
между нагревателем и образцами, а также при наличии между
ними экранов и барьеров.
Скорость повышения температуры при нагреве внешними ис-
точниками тепла (при неизменной мощности, расходуемой пагре-
88
вателями) зависит от размеров ооразцов и деталей и их тепло-
вых характеристик — теплопроводности и теплоемкости. С уве-
личением размеров, а следовательно, и массы деталей скорость
нагрева, естественно, снижается. Выполнение точных тепловых
расчетов нагревательных систем по приведенным выше схемам
затруднено в связи с необходимостью учета влияния излучения,
изменяющегося в процессе нагрева, и воздействия экранов и то-
му подобных элементов, входящих в конструкции нагревательных
камер. Поэтому при создании новых агрегатов наряду с изло-
женными выше общими соображениями необходимо пользовать-
ся опытными данными.
Особенностью радиационного способа нагрева, в котором де-
тали нагреваются внешними источниками тепла, является воз-
можность нагрева деталей, выполненных из любых материа-
лов— как хорошо проводящих ток (металлов и сплавов), так и
полупроводников и диэлектриков.
Электроконтактный нагрев. Применительно к условиям про-
цесса диффузионной сварки в вакууме нагрев деталей может быть
осуществлен также и за счет использования теплового действия
электрического тока, пропускаемого по самим деталям. По спо-
собу подвода электрического тока к деталям могут быть выделе-
ны два основных метода нагрева — контактный и бесконтактный.
При контактном нагреве образец непосредственно присоеди-
няется к источнику постоянного или переменного тока. Скорость
контактного нагрева образца зависит при этом от величины
электросопротивления образца /?0 и эффективного значения то-
ка протекающего по образцу. Количество тепла, выделя-
ющегося при этом, может быть определено из уравнения Джоу-
ля-Ленца:
С2 == кал,
где / — время прохождения тока в сек.
При контактном электронагреве предельное значение темпе-
ратуры детали ограничивается только возможностью се рас-
плавления.
При конструировании сварочных диффузионных установок,
в которых применяется контактный способ нагрева, необходимо
обеспечить достаточный физический контакт между деталью и
токопроводящими электродами.
На рис. 35, а показана схема контактного электронагрева
детали /, имеющей форму стержня, в вакуумной камере 2. Де-
таль жестко закреплена в зажимах 3 и 4. Зажим 3 неподвижно
установлен на электроде 5, а зажим 4 присоединен к токопрово-
дящему электроду 6 через гибкую медную шину 7, необходимую
для предотвращения деформации детали при объемных измене-
ниях в процессах нагрева и охлаждения, и медную накладку 8.
Электроды 5 п 6 обычно изготовляют полыми и охлаждаемыми
89
проточной водой изнутри. Места ввода их в вакуумную камеру
хорошо герметизируются и уплотняются.
Указанный метод нагрева наиболее рационально осущест-
влять при помощи трансформаторов электроконтакгных машин,
машин для точечной, шовной и рельефной сварки. Такие машины
и аппараты состоят из специального трансформатора, ко вторич-
ной цепи которого подключены электроды, соединенные с сжи-
Рис. 35. Схемы нагрева деталей в вакууме за счет теплового
действия электрического тока
мающими устройствами, включаемыми вручную или автомати-
чески. Электроды могут быть медными, охлаждаемыми при
сварке проточной водой. В этом случае разогрев места соедине-
ния происходит за счет большого переходного электросопро-
тивления, зависящего при одном и том же токе и одинаковом
времени нагрева от величины давления, т. е. от площади и плот-
ности электроконтактов. После образования соединения пере-
ходное сопротивление резко уменьшается и дальнейший нагрев
происходит за счет электросопротивления детали, увеличиваю-
щегося с повышением температуры.
Использование различных электродов (например, из графита
и вольфрама) позволяет осуществлять нагрев материалов с раз-
личной теплопроводностью и сопротивлением в труднодоступных
местах.
Для разных материалов, соединений сечения электродов под-
бирают опытным путем в различных сочетаниях и различных
геометрических форм. Для этой пели пригодны, например, пла-
стины, выпиленные из отходов графитных электродов дуговых
электроплавильных печей или из щеток графитных плиток элек-
трических машин. При использовании угольных электродов
90
вследствие их относительной хрупкости необходим более слабый
обжим места соединения, чем при использовании электродов из
жаропрочных сплавов и стали.
Индукционный нагрев. В случае индукционного нагрева на-
греваемый образец (деталь) помещается в быстроиеременное
электромагнитное поле, создаваемое возле проводника или груп-
пы проводников (обычно называемых индукторами), соединен-
ных с источником токов высокой частоты [139].
Особенностью индукционного нагрева является бесконтакт-
ная передача электромагнитной энергии от индуктора к образцу
на расстояние, обычно не превышающее нескольких сантимет-
ров. Нагрев при этом происходит за счет тепла, возникающего
в результате циркуляции в образце (детали) индуктированных
в нем вихревых токов. На этом принципе под руководством ав-
тора созданы лабораторные, полупромышленные и промышлен-
ные установки.
При высокочастотном индукционном нагреве металл, поме-
щенный в магнитное поле контура, по которому протекает пере-
менный электрический ток, нагревается индуктированными и вих-
ревыми токами (токами Фуко). Величина индуктированного то-
ка равна
] = JL = 4.44/шФ1О'8
z Z а’
где Z — полное кажущееся сопротивление проводника в ом\
Е — электродвижущая сила в в;
f — частота электрического тока в гц\
w — число витков контура;
Ф — магни гный поток.
Направление индуктированного тока противоположно на-
правлению тока в контуре. Величина тока, возникающего в про-
воднике, пропорциональна частоте переменного тока, протекаю-
щего по контуру, числу его витков и магнитному потоку.
Плотность индуктированного тока, как и всякого перемен-
ного тока, неоднородна по сечению проводника и определяется
его электромагнитным полем и магнитными полями близко рас-
положенных проводников. В проводниках, по которым проте-
кает переменный ток, могут иметь место три эффекта, возника-
ющие в результате взаимодействия магнитных полей: поверх-
ностный, эффект близости и кольцевой (или катушечный) эф-
фект, которые необходимо учитывать при нагреве индукционны-
ми токами. Неравномерная плотность тока по сечению провод-
ника, обусловленная действием этих эффектов, приводит к не-
однократному нагреву проводника.
Поверхностный эффект состоит в том, что при прохождении
переменного тока по проводнику плотность тока имеет наиболь-
91
шую величину на сто поверхности и резко уменьшается в на-
правлении к оси проводника.
Поверхностный эффект проявляется тем сильнее, чем больше
частота тока, протекающего по проводнику, и чем больше элек-
тропроводность и магнитная проницаемость материала провод-
ника* в котором индуктируется ток.
Эффект близости выражается в том, что неравномерное рас-
пределение плотности тока по сечению близко расположенных
проводников зависит от направленности в них тока. При одина-
ковой направленности переменного гока наибольшая его плот-
ность наблюдается па противоположных сторонах, а при раз-
ной направленности тока — нгг обращенных друг к другу сторо-
нах проводников. При одинаковой направленности тока магнит-
ные линии обоих полей между проводниками направлены про-
тивоположно и взаимно ослабляют друг друга. При разной на-
правленности переменного гока* протекающего по близко распо-
ложенным проводникам, направление магнитных линий полей
между ними совпадает, что приводит к увеличению плотности
магнитного поля между проводниками.
Эффект близости тем сильнее, чем меньше расстояние между
проводниками. Кольцевой эффект возникает в результате не-
симметричности электромагнитного поля проводника при свер-
тывании его в кольцо: линии поля сгущаются у внутренней по-
верхности кольца и разрежены с внешней стороны.
Эти гр и эффекта проявляются гем сильное, чем больше час-
тота переменного тока. При совместном действии этих эффектов
они могут усиливать или ослаблять друг друга. Так, например,
при внешнем нагреве цилиндрической трубы катушечный эффект
индуктора усиливается эффектом близости, возникающим между
индуктором и трубой, по которой протекает индуктированный
ток.
Вследствие противоположной направленности индуктиро-
ванного тока и тока, протекающего в индукторе, наибольшая
плотность тока, а следовательно* и больший нагрев будут на-
блюдаться по наружной поверхности цилиндра. Расположение
индуктора с внутренней стороны цилиндрической трубы приво-
дит к ослаблению нагрева, так как в данном случае кольцевой
эффект ослабляет действие поверхностного эффекта и эффекта
близости.
Величина индуктированного тока зависит не только от час-
тоты переменного тока, но и от электрического сопротивления
материала проводника и его магнитной проницаемости, в свою
очередь зависящих от температуры и продолжительности нагре-
ва. Поэтому в процессе нагрева детали индуктированными тока-
ми характер этого нагрева будет изменяться но море изменения
температуры. При нагреве стальной детали по мере повышения
температуры растет электрическое сопротивление. Магнитная
92
проницаемость мало изменяется и резко падает только вблизи
температуры 800е С (точка Кюри). Поэтому при нагреве сталь-
ной детали наблюдается резко выраженный поверхностный эф-
фект вплоть до появления на ее поверхности слоя с критиче-
ской температурой 800° С. В появившемся слое детали с крити-
ческой температурой поверхностный эффект значительно менее
резко выражен из-за низкой электропроводности и очень низкой
магнитной проницаемости. Вначале от слоя с критической тем-
пературой тепло распространяется по детали. При достаточном
расширении этого слоя относительное количество тепла, перехо-
дящего в более глубокие слои детали, уменьшается, а вследствие
возросшего электрического сопротивления стали вся энергия
поля в этом слое превращается в тепло.
При нагреве парамагнитных металлов (меди, алюминия, ла-
туни, бронзы и т. д.) возрастание электрического сопротивления
приводит к более равномерному распределению индуктирован-
ного тока, а следовательно,и нагрева.
Для индукционного нагрева металлов могут быть использо-
ваны токи различной частоты: от 50 до 2* IО6 гц. Для массивных
деталей иногда используют частоту тока 8000 гц, получаемую
от машинных генераторов. При такой частоте нагрев деталей
происходит сравнительно медленно и достаточно равномерно
вследствие теплопроводности и выравнивания температуры меж-
ду поверхностным и внутренним слоями детали.
Переменное электромагнитное поле вокруг нагреваемой де-
тали создается высокочастотным переменным током, проходя-
щим по индуктору. Форму и размеры индуктора выбирают в за-
висимости от формы и размеров соединяемых деталей. Обычно
индукторы изготовляют из медных трубок круглого или прямо-
угольного сечения, охлаждаемых при работе проточной холод-
ной водой. Индукторы сложной формы иногда изготовляют ком-
бинированными из трубок, прутков и листов.
Индукторы бывают разъемные и неразъемные, одиовптко-
вые п многовитковые для нагрева деталей с наружной и внут-
ренней сторон. Так как существующие методы расчета индук-
торов приближенные, форму индуктора подбирают на основа-
нии некоторых соображений, проверенных практикой и оконча-
тельно доводят в процессе работы.
Величина индуктированного тока зависит от размеров индук-
тора и зазора между ним и нагреваемой деталью. Величина за-
зора может быть различной в зависимости от формы детали,
требуемой скорости нагрева: с увеличением зазора уменьшается
скорость нагрева детали.
Для тонкостенных изделий удобны небольшие зазоры. Для
создания более равномерного нагрева разпостенпых или слож-
ных изделий и предотвращения оплавления в них выступов и
острых кромок пользуются большими зазорами — 20 мм. Одна-
93
ко при больших зазорах снижается к. п. д. индуктора. Зазоры
между индуктором и деталью менее 2 дш опасны из-за возмож-
ности замыкания витков индуктора деталью. Для предупреж-
дения замыкания витков индуктора их предварительно эмалиру-
ют или изолируют асбестовым шпуром» пропитанным жидким
стеклом.
В многовитковых индукторах витки обычно располагают
последовательно. При этом в витках индуктируется ток одина-
ковой величины. Если один из витков используется для подогре-
ва только части детали, он может быть подключен параллельно.
При параллельном подключении в витках индуктора могут воз-
никнуть неодинаковые по величине токи. При работе с много-
вптковыми индукторами лучше используется мощность генера-
тора, по при этом иногда наблюдается неравномерный полосча-
тый нагрев, который может привести к образованию трещин в
дез али.
Для устранения полосчатости нагрева многовитковые
индукторы изготовляют из медных трубок прямоугольного се-
чения с возможно более плотным расположением витков. Явле-
ние неравномерного полосчатого нагрева может быть ослаблено1
при увеличении зазора между деталью и индуктором. При нагре-
ве индукционным током плоских деталей благодаря эффекту
близости ток будет проходить по пути, повторяющему форму
индуктора.
Как показали исследования, толщину поверхностного слоя Г\
в котором выделяется около 90% тепла, создаваемого электри-
ческим током, называют глубиной проникновения тока в металл
и определяют по формуле
Р 5,03 - 104 1 / —— мм,
I М/
где р—-удельное сопротивление нагреваемого материала при
данной температуре в ом* см;
ц — магнитная проницаемость материала;
/ — частота тока в сц.
Вследствие изменения р и р при нагреве, например, низколе-
гированной конструкционной стали в интервале температур 20—
ЮОО'С глубина проникновения тока возрастает в 25—30 раз.
Характерно, что глубина проникновения тока изменяется об-
ратно пропорционально корню квадратному из частоты тока, а
соотношение между диаметром нагреваемой детали и глубиной
проникновения тока находится в пределах — = (4-н 10), при
Р
этом могут быть получены нагрев с высоким к. п. д., большая
концентрация энергии в таком объеме и осуществлен скорост-
ной нагрев деталей. Необходимая мощность генератора зависит
от размеров свариваемой детали и температуры нагрева.
94
Рис. 36. Зависимость длины
свободного пробега элект-
ронов в воздухе от давле-
ния внутри камеры
На рис. 35, б показана схема индукционного нагрева мега.!'
лнческой детали Д укрепленной на стойке 2 и помещенной в ва-
куумную сварочную камеру 3. Откачка газов из камеры 3
производится через патрубок. Нагрев производится многовитко-
вым индуктором. Для охлаждения рабочей камеры применяют
наружный сосуд, охлаждаемые спирали и рубашки.
Нагрев электронным лучом. Непременным условием осущест-
вления электронного нагрева является создание в рабочей ка-
мере достаточно глубокого вакуума. В противном случае элек-
троны пучка на пути от их источника до нагреваемого объекта
встречаются с молекулами остаточ-
ного газа, ионизируют их, теряют
энергию и рассеиваются.
Средняя длина свободного про-
бега электронов — среднее расстоя-
ние, которое проходит электрон до
столкновения с молекулами остаточ-
ного газа, должно быть, по крайней
мере, не меньше расстояния, которое
электрон должен пройти от источни-
ка до нагреваемого объема. В обыч-
ных условиях, если не учитывать ис-
парения атомов расплавленного ме-
талла, эта длина определяется сле-
дующим выражением:
, кт
— -------см,
лр2р
где К = 1,38-10 16 эрг/сК — постоянная Больцмана;
р — теоретический радиус молекулы газа в см (для воздуха
р - 1,84-10 8 см);
р — давление газа в дин/см2.
На рис. 36 приведена зависимость средней длины свободного
пробега электрона от давления внутри камеры воздуха при ком-
натной температуре. На рисунке видно, что при обычных разме-
рах конструкции вакуум в рабочей камере должен поддержи-
ваться нс ниже 1—5-10 4 льи рт. ст.
Излучатель электронов в установках для электронного нагре-
ва обычно делают возможно более простым. Источником элек-
тронов является катод, создающий облако свободных электро-
нов, которые с помощью электродов специальной формы, обра-
зующих электрическое поле в пространстве катод—анод,
формируются в направленный поток, а затем подаются на
нагреваемый объект. Если анодом является нагреваемый объект,
то дополнительные устройства, фокусирующие электроны, отсут-
ствуют. Если анод выполнен в виде диафрагмы, через которую
95
пучок попадает в рабочую камеру, то после пего па пути элек-
тронов размещают электромагнитные системы, фокусирующие
пучок, а при необходимости и отклоняющие его в сторону. 11з-
лучатели с анодом, отделенным от нагреваемого объекта и вы-
полненным в виде диафрагмы, получили более широкое распро-
странение, чем излучатели, где анодом служит сам нагреваемый
объект.
В установках для электроннолучевого нагрева обычно при-
меняют термоэлектронные катоды. Проводились эксперименты
по использованию в качестве катода плазмы газового разряда,
но в этом случае сила тока пучка электронов получается малой,
поэтому говорить об их широком применении в качестве источ-
ника электронов в электротермических установках преждевре-
менно.
Термоэлектронные катоды, применяемые в электроннолуче-
вых установках, бывают как прямого, так и косвенного подогре-
ва* Ток эмиссии определяется по формуле Ричардсона:
/(, = ЛТ2е"50’, (3о)
где Л — константа, определяемая материалом катода в
с/си2-°К;
— работа выхода в эв;
Т — абсолютная температура катода в °К;
К —постоянная Больцмана;
е — заряд электрона.
Сила, действующая па электрон при попадании в электри-
ческие и магнитные поля, определяется соотношением Лоренца:
F — еЕ -1- с
где Е и FI— напряженности электрического и магнитного по-
лей;
v — скорость электрона.
Из соотношения (35) видно, что энергия электрону передает-
ся только в электрическом поле, магнитное же поле лишь изме-
няет направление его движения; действующая па электрон в
магнитном поле сила и его скорость взаимно перпендикулярны.
Кинетическая энергия, которую электрон приобретает в элек-
трическом поле, определяется пройденной им разностью потен-
циалов:
«11/ 2
W = 9 eV, (36)
где ш — масса электрона;
V -пройденная электроном разность потенциалов.
Мощность всего потока электронов при столкновении с по-
верхностью обрабатываемого объекта
Pi — Л 1'1,
96
где /| = qe — ток в электронном потоке в а;
q — количество электронов в потоке, проходящее за
секунду;
IУ — напряжение, ускоряющее электроны (фактически
разность потенциалов между катодом излучателя
и поверхностью обрабатываемого объекта).
При взаимодействии электронов с поверхностью нагревае-
мой детали их энергия переходит в тепло. Поток электронов, как
всякий поток частиц, обладающих массой и скоростью, создаст
давление на поверхности обрабатываемого объекта. При про-
никновении электронов в материал в результате торможения те-
ряется не только их кинетическая энергия, но и импульс. Изме-
нение импульса определяется выражением-
Д (mV) = mV,
(37)
где т -масса покоя электрона; считаем, что скорости электро-
нов еще далеки от релятивистских, т. е. масса его не за-
висит от скорости.
Пучок электронов оказывает давление
Рз -= QmV.
Гак как
го, учитывая выражение (37),
Р,
eV’i ’
Подставляя константы и преобразуя выражение (37), полу-
часл! _
р3 = 3,43 • 1О = 4,37 • 10-4 a,W,
Pi
где pi =. —
4
d — диаметр поперечного сечения пучка у поверхности об-
рабатываемого изделия в см.
Интересно, что давление, оказываемое электронным пучком
на обрабатываемую поверхность при постоянной удельной мощ-
ности в пучке, уменьшается с увеличением напряжения ускоре-
ния электронов.
Для примера укажем, что при pt = 50 квт^см2 и V = 12 кв
давление пучка электронов равно
р3 — 0,158 г/елг.
7 Заказ
97
Глубину проникновения электронов в обрабатываемый обра-
зец при ускоряющем потенциале 5—100 кв можно подсчитать по
формуле
12
d = 2,1 • 10 12 — см,
Т
где у —плотность вещества в е/сти3.
Так, при Vj = 20 кв глубина проникновения электронов для
алюминия 6 = 3,1 мкм; для вольфрама 6 = 0,44 мкм.
При прохождении через вещество электрон теряет свою энер-
гию по закону
vvz (х) = Coek* = — ',
где Е— средняя энергия электрона в данной точке;
п —число электронов, проходящих через единицу поверх-
ности обрабатываемой детали за 1 сек;
kx — коэффициент, характеризующий поглощение энергии в
металле;
Со — константа;
х — пробег электрона*
Нагрев в поле тлеющего разряда. Нагрев свариваемых дета-
лей в поле тлеющего разряда обусловлен превращением кинети-
ческой энергии положительных ионов в тепловую при бомбар-
дировке катода. Явление катодного распыления объясняется
тем, что при ударе положительного иона о поверхность катода
происходит сильный разогрев металла на очень малом участке,
вызывающий испарение металла. Благодаря высокой теплопро-
водности металла температура нагретого локального участка
очень быстро падает, средняя температура катода сравнительно
низкая. Так как эффективный нагрев тлеющим разрядом возмо-
жен при давлениях в несколько десятков леи рт. ст., а очистка
поверхностей свариваемых материалов за счет катодного распы-
ления производится при разрежении МО’1 ~ 1- 1О2 мм рт. ст..
то сварка производится в контролируемой атмосфере [17, 88, 89].
Принципиальная схема нагрева образцов и деталей в поле
тлеющего разряда показана на рис. 37. Нагрев свариваемого об-
разца 1 (катода) осуществляют анодом 6’, изготовленным из
стальной проволоки и охватывающим части образцов в зоне сты-
ка по боковой поверхности. Температуру замеряют платиноро-
диевой термопарой 3, вводимой в контур с использованием
металлической прокладки 2, керамической трубки-изолятора 5.
который помещают в отверстие для ввода термопары 4.
Особый интерес представляет нагрев тлеющим разрядом в
среде инертного газа, например аргона. При этом камеру отка-
чивают до остаточного давления НО-1 мм рт. ст., потом напол-
няют аргоном до давления порядка 1 мм рт. ст. и снова откачи-
98
вают, Благодаря такой последовательности парциальное дав-
ление активных газов значительно понижается, а устойчивый
разряд можно поддержать созданием постоянного давления пу-
тем дозированной подачи аргона при помощи специального на-
текателя. Действие тлеющего разряда может быть использовано
также для очистки деталей перед их соединением в вакууме.
При использовании тлеющего разряда стоимость установки
уменьшается, гак как отпадает необходимость в использовании
например установки т. в. ч. Соединять детали возможно при бо-
лее низком разрежении (до 1 • 10-2 мм рт. ст.), что позволит уско-
рить процесс соединения (сварки).
Нагрев с помощью иодных ламп. В последние годы непрерыв-
но расширяется область примене-
ния инфракрасных ламп накали-
вания, получивших название иод-
ных. Лампы эти отличаются ря-
дом замечателытих свойств, бла-
годаря которым они могут быть
использованы не только для осве-
щения, но и в нагревательных уст-
ройствах. В первую очередь сле-
дует указать на большую удель-
ную плотность лучистого потока и
бсзынерционность: через доли се-
кунды после включения иодной
лампы величина потока достигает
99% максимального значения.
Так как около 80% потребляемой
Рис. 37. Устройство для диффузи-
онного соединения деталей в тле-
ющем разряде
энергии лампа передает излучени-
ем, она может быть использована в качестве нагревателя в ва-
кууме, где перенос тепла конвекцией или теплопроводность ис-
ключены.
Указанные особенности позволили предположить, что иодные
лампы окажутся эффективными нагревателями деталей при диф-
фузионной сварке. Опыты, проведенные в Институте электро-
сварки им. Е. О. Патона, полностью подтвердили это предполо-
жение. Диффузионную сварку образцов из титановых сплавов
выполняли с применением отечественных ламп типа НИК-220-
1000 (лампа накаливания инфракрасная кварцевая) [27].
Лампа представляет собой кварцевую трубку диаметром 10 лш
длиной 375 мм. Вольфрамовая спираль накаливания по обоим
концам лампы соединяется с металлическими контактами —
цоколями длиной 22 мм. Лампа наполнена инертным газом (дав-
ление до 600 лш рт. ст.) и иодом (до 2 лгг). Пары иода в лампе
обеспечивают стабильность энергетического и светового потока.
Номинальная мощность лампы при напряжении 350 в составля-
ет 2,2 кет.
99
При эксплуатации лампа должна находиться в горизонталь-
ном положении (отклонение от горизонтали не более 5е), что
необходимо для обеспечения надежной работы раскаленной
вольфрамовой спирали — тела накала. Поэтому для диффузион-
ной сварки были приняты трубчатые образцы, которые располо-
жены горизонтально. Лампа помещалась внутри трубы, что
позволило максимально использовать лучистый поток лампы.
Сварку выполняли в специальном зажимном приспособлении
без приложения внешних давлений за счет разницы коэффициен-
тов термического расширения материалов детали и приспособ-
ления. Приспособление помещалось под вакуумную камеру, в
которой создавалось разрежение 1 • 10~4 мм рт. ст. (Приспособ-
ление может быть помещено в камеру с контролируемой атмос-
ферой.) Исследования показали, что скорость нагрева образцов
из титановых сплавов достаточно велика. Так, при питании лам-
пы от сети 380 в трубки диаметром 25 мм со стенкой толщиной
3 мм нагревались до 950—1000° С за 1,5—2 мин.
Сравнительно быстрый нагрев обеспечивает оптимальную
структуру и хорошие механические свойства сварного соедине-
ния, Исследователи не обнаружили разницы в механических
свойствах аналогичных образцов, выполненных диффузионным
способом с применением высокочастотного нагрева. Простота и
надежность регулирования нагрева, достаточно длительный срок
службы и невысокая стоимость ламп позволяют их применять
при диффузионной сварке.
Рис. 38. Схема передачи давле-
ния с помощью термического
натяга
СИСТЕМЫ ДЛЯ
СОЗДАНИЯ ДАВЛЕНИЯ
НА СВАРИВАЕМЫЕ
ДЕТАЛИ
Давление на контактных поверх-
ностях может осуществляться раз-
личными способами [44, 142, 149].
Давление посредством термиче-
ского натяжения. В ряде случаев
можно исключить применение внеш-
него давления для сжатия сваривае-
мых поверхностей деталей, исполь-
зуя явление термического натяже-
ния, возникающего при нагреве ма-
териалов с различными коэффициентами линейного расширения
(рис. 38). Данный метод позволяет, во-первых, в результате диф-
фузии получить неразъемное сварное соединение и, во-вторых,
исключить остаточные напряжения в этом соединении при нор-
мальной температуре. Для этого выбирают определенные пара-
100
метры процесса диффузионной сварки. Поясним сказанное на
примере. Пусть А — охватывающая деталь с диаметром отвер-
стия dA, изготовленная из более тугоплавкого металла с мень-
шим коэффициентом линейного расширения, а В — охватывае-
мая деталь с наружным диаметром dB- Пусть аА и ав— коэф-
фициенты линейного расширения материалов, причем аА < о-в-
При нормальной температуре свободные диаметры отверстия
и вала совпадают, что обеспечивает отсутствие внутренних на-
пряжении. В момент сварки узла температуры деталей не рав-
ны. Охватывающая деталь нагрета до температуры Л, а охва-
тываемая— до температуры Т2, причем Tt >Т2. Так как в это
время диаметры отверстия и вала также совпадают, то усилия
на сочленение деталей теоретически не требуется, практически
оно минимально и может быть создано даже пуансоном с руч-
ным нажимом.
Итак, приведенные условия могут быть выражены следую-
щим образом:
( Ддг, =
I dA„ ~ dBv.
Поскольку, как известно.
dr — d0-\- doaAT,
то
пли
+ dAe<x.AT, = dB„ + dBtaBTt
Отсюда

«а
ав 7\ '
По формулам выбираются температуры нагрева деталей для
создания термического натяга в процессе диффузионной сварки.
Пневматическое давление. При необходимости сваривать де-
тали и изделия со сложными рельефами или развитыми поверх-
ностями (резервуары, теплообменники и т. д.) целесообразно
создавать пневматическое давление на свариваемые детали.
На рис. 39 показана схема диффузионной приварки к па-
трубку изнутри облицовочной фольги. Патрубок заглушен с
двух сторон, причем с одной стороны он через заглушку соединен
с резервуаром инертного газа. Снаружи патрубка в сварочной
камере поддерживается вакуум. Вокруг патрубка — несколько
витков индуктора для высокочастотного нагрева (на схеме не
указаны). Регулировка подачи инертного газа позволяет соз-
дать оптимальное давление на свариваемые детали в процессе
диффузионной сварки.
Давление пуансоном. Давление пуансоном на свариваемые
детали осуществляется тогда, когда плоскость контакта деталей
101
перпендикулярна движению пуансона, а также когда усилие, пе-
редаваемое пуансоном, разлагается на составляющие, одна из
которых нормальна к поверхности контакта деталей (соосные
конические и т. п.сочленения).
Усилие на пуансон обычно передается не вручную, а посред-
ством механической, пневматической или гидравлической си-
стемы. Рассмотрим вначале механическую систему.
Усилие на свариваемые детали передается рычажной систе-
мой. Соотношение плеч рычага характеризует величину нагруз-
ки па свариваемые детали Рн кГ. При весе груза Р кГ

1;
Г
где — — отношение плеч
рычага.
К величине Рн следует
прибавить нагрузку от ат-
мосферного давления и вы-
честь усилие пружины, под-
жимающей детали. Тогда
общая сила давления на сва-
риваемые детали будет
равна
Рис. 39. Схема передачи давления Роб 4. 0,8£)2 — Рпр1
при диффузионной приварке к па-
трубку здесь D — диаметр сильфо-
на в см\
Рпр —усилие сжатия пружины в кГ.
^Механическая система применяется относительно редко. Об-
ратимся к более часто встречающейся — гидравлической систе-
ме, которая позволяет не только создать давление на сваривае-
мые детали, но и осуществить подъем и опускание вакуумной ка-
меры.
Гидравлическая система состоит из двух независимых линий:
а) линии давления на свариваемые детали; б) линии подъема и
опускания колпака вакуумной камеры.
Принцип работы следующий. Из масляного бака масло по-
дается в систему под определенным давлением погружным ло-
пастным или другим насосом. На линии нагнетания установлен
пластинчатый щелевой фильтр, проходя который масло очищает-
ся от механических примесей и поступает на золотник; для пре-
дохранения системы от перегрузки и поддержания постоянного
давления установлен предохранительный клапан с переливным
золотником; для подпора масла на нагнетательной линии уста-
новлен обратный клапан. Так как гидравлическая линия после
обратного клапана разветвляется на две липин: линию «давле-
102
ния» и линию «подъема и опускания», то для совместной их
работы и поддержания заданного давления на линии «давления»
перед золотником установлено реле давления и манометр.
Рабочим органом на линии давления является гидроцилиндр
с поршнем, шток которого передает давление на свариваемые
детали. Уплотнение поршня и штока осуществляется шевронны-
ми уплотнениями. Линия создания давления может работать от-
дельно, независимо от линии «подъема и опускания», которая
может быть отключена вентилем. Масляный бак, гидронасос,
фильтр, предохранительный и обратный клапаны для этих двух
линий являются общими. Масло через общие узлы и вентиль по-
ступает на золотник линии «подъема и опускания». После золот-
ника масло подастся на дроссель регулятором, который необхо-
дим для равномерного подъема и опускания поршня
гпдроцилиндра, шток которого связан с крышкой или колпаком
вакуумной камеры. Установленные конечные выключатели уп-
равляют реверсивным золотником и, при необходимости, ло-
пастным насосом.
Схема гидравлики может работать независимо по автомати-
ческому циклу совместно с общей схемой автоматики либо от-
дельно при помощи ручного управления. Пульт с кнопками уста-
новлен на каркасе поста гидравлики и закрыт крышкой.
Автоматический цикл работы гидравлики заключается в
следующем. После загрузки деталей в вакуумную камеру для
сварки кнопкой «Пуск» включается гидравлическая система.
При этом гидронасос подает масло через фильтр, настроенный
на определенное давление предохранительный клапан, обратный
клапан и вентиль на золотник, распределяющий масло в верх-
нюю полость гидроцилиндра. Поршень под действием давления
поступившего масла опускается и опускает через шток крышку
или колпак вакуумной камеры; для необходимого уплотнения
служит конечный выключатель. При достижении необходимого
сжатия конечный выключатель перебрасывает золотник в сред-
нее положение и тем самым отсекает нагнетательную линию от
слива и поддерживает созданное давление.
При достижении свариваемыми образцами заданной темпе-
ратуры (датчиком служит либо термопара, либо фотопирометр)
давление масла подается в верхнюю полость гидроцилиндра
«давления», при этом гидронасос включен. Золотник при подаче
масла в верхнюю полость гидроцилиндра должен быть пере-
брошен при помощи электромагнита в крайнее положение,
открывая путь маслу к гидроцилиндру. На этой линии после
золотника установлено реле давления. При повышении или по-
нижении давления относительно заданного контакты реле либо
отключают насос, перебрасывая золотник, либо выключают его.
Для визуального наблюдения за давлением в системе служит
манометр.
юз
По истечении заданного времени сварки (датчиком служит
реле давления) и остывании сваренных образцов до температу-
ры 100—200° С золотник перебрасывается во второе крайнее
положение, открывая путь маслу на подъем поршня. Верхнее
крайнее положение поршня ограничено конечным выключателем,
который перебрасывает золотник в среднее или нейтральное по-
ложение и включает второй золотник «подъема и опускания»
колпака вакуумной камеры. В верхнем крайнем положении ко-
нечный выключатель отключает электромагниты, том самым
перебрасывает золотник в среднее положение и отключает гид-
ронасос. На этом цикл заканчивается, а затем повторяется.
АВТОМАТИЧЕСКОЕ РЕГУЛИРОВАНИЕ РЕЖИМА
ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ
Предлагаемый способ регулирования режима диффузионной
сварки обеспечивает автоматическое регулирование всего про-
цесса сварки. На табло показываются и одновременно взаимо-
связанно регулируются и записываются на бумажную ленту все
параметры диффузионной сварки: вакуум, давление на сваривае-
мые детали, температура сварки, продолжительность сварки,
температура, до которой охлаждаются сваренные детали, и
продолжительность охлаждения установки в конце смены. Замер
температуры сварки производится прямым методом, т. е. непо-
средственно в зоне сварки, либо контактным методом — при по-
мощи термопары, либо дистанционно — с помощью фотопиро-
метра (рис. 40).
Сварочная диффузионная вакуумная установка СДВУ-12
позволяет вести процесс сварки полностью на автоматическом
режиме за исключением пускового периода в начале рабочей
смены, когда вручную открывается вентиль подачи воды. Кон-
троль подачи воды производится манометром и реле давления,
последнее является блокирующим. Реле давления не позволяем
включить установку при отсутствии охлаждающей воды или при
давлении воды ниже нормы, а также выключает все агрегаты
установки, кроме насоса предварительного вакуума, при откло-
нении давления воды от нормы.
Нажатием кнопки «Пуск» установка начинает работать в ав-
томатическом режиме: через блок промежуточных реле и маг-
нитный пускатель 2 включается электродвигатель 3 вакуумного
насоса предварительного разрежения. Одновременно открывает-
ся вакуумный вентиль 4, при этом па световом табло 16 (блок
сигнализации) появляется надпись «Линия предварительного
вакуума открыта», включается первая ступень генератора 5 (ис-
точника нагрева) и реле времени на включение второй ступени
генератора (реле установлено в генераторе). Через определенное
время (30 сек) реле времени включает вторую ступень генера-
104
тора па прогрев. Если же в качестве, источника нагрева будет
использоваться не высокочастотный генератор, а какой-то дру-
гой источник, то последний будет включаться непосредственно
при нагреве свариваемых деталей, без собственного прогрева.
^Сетъ
Рис. 40. Схема автоматического регулирования режима
диффузионной сварки
Датчик 6 вакуума передает преобразованный сигнал вакуума
в следящий мпогопозиционный показывающе-записывающий и
регулирующий прибор 7 по вакууму. По достижении заданного
вакуума (5-10“2 дш рт. ст.) в вакуумной камере 8 следящий при-
бор-7 выдает команду в блок реле 9, а оттуда через блок 1 про-
105
межуточных реле включает через регулирующий автотрансфор-
матор 10 нагрев паромасляного насоса 11. Блок промежуточных
реле 1 через реверсивный пускатель 12 открывает вакуумный
затвор 13 и открывает вакуумный вентиль 14, при этом на све-
товом табло 16 гаснет надпись «Линия предварительного ваку-
ума открыта» и появляется надпись «Линия высокого вакуума
открыта».
По достижении в вакуумной камере 8 вакуума 1X
X 10"4 ми рт. ст. следящий прибор 7 от вакуумного датчика 6
передает команду в блок реле 9. Из блока реле 9 через блок 1
промежуточных реле включается высокочастотный генератор 5
(источник нагрева) на нагрев свариваемых деталей 15, при этом
на световом табло 16 появляется надпись «Нагрев».
В случае ухудшения в вакуумной камере 8 вакуума (ниже
1 • 10-3 мм рт. ст.) следящий прибор 7, связанный с вакуумной
камерой 8 через вакуумный датчик 6, через блок реле 9 и блок
промежуточных реле 1 выключит источник нагрева 5 и включит
его снова только после восстановления нормального заданного
вакуума (при выключении нагрева световое табло 16 «Нагрев»
выключается).
Контроль, запись и регулирование температуры свариваемых
деталей 15 осуществляются следящим прибором 17, который
связан со свариваемыми деталями 15 термопарой 18 (либо фото-
пирометром), По достижении заданной температуры сварки
следящий прибор 17 через блок реле 9 и блок 1 промежуточных
реле включает через магнитный пускатель 18 электродвига-
тель 19 гидронасоса и перебрасывает электромагнитом 20 зо-
лотник на подачу масла в верхнюю полость гидроцилиндра 21 и
тем самым создает давление на свариваемых деталях 15.
Одновременно с этим включается на отсчет времени сварки
реле времени 22. По истечении заданного времени сварки реле
времени 22 через блок реле 9 и блок 1 промежуточных реле вы-
ключает источник нагрева 5, а на световом табло 16 гаснет над-
пись «Нагрев» и детали охлаждаются до заданной температуры
(или по времени). При охлаждении до заданной температуры
следящий прибор 17 через блок реле 9 и блок 1 промежуточных
реле перебрасывает при помощи электромагнита 23 золотник на
подъем штока гидроцилиндра 21 (освобождение деталей 15 от
давления); при этом концевой выключатель 24 включает свето-
вое табло 16 на надпись «Шток поднят».
Одновременно с освобождением детали 15 от давления
блок 1 промежуточных реле производит несколько операций:
а) закрывает через реверсивный магнитный пускатель 12 ва-
куумный затвор 13, при этом отключается табло 16 «Линия высо-
кого вакуума открыта»; б) снижается на половину напряжение
электронагревателя 11 при помощи регулируемого автотранс-
форматора 10; в) открывается вентиль 25 напуска воздуха;
106
г) включается на отсчет реле времени 26 напуска воздуха. Но
истечении заданного времени напуска воздуха в вакуумную ка-
меру 8 реле времени 26 через блок 1 промежуточных реле обес-
точивает электромагниты 20 и 23 и выключает через пуска-
тель 18 электродвигатель 19 гидронасоса. Для выключения всей
установки в конце смены необходимо нажать кнопку. «Стоп»,
при этом блок 1 промежуточных реле выключает электронагре-
ватель 11 паромасляного насоса и включает на отсчет времени
реле времени остановки 27, Через заданное время (30 мин) ре-
ле времени 27 отключает всю установку и генератор. Для пита-
ния блока реле 9 и реле времени нагрева 22 имеется блок пита-
ния 28.
Глава III. СВАРОЧНЫЕ ДИФФУЗИОННЫЕ
ВАКУУМНЫЕ УСТАНОВКИ |СДВУ)
р 1952 г. автором настоящей работы был применен метод мо-
делирования процесса резания в вакууме. Этот метод состоит
в том, что контактируклциеся поверхности образцов твердого
сплава со сталью и чугуном нагреваются до температур, соот-
ветствующих температурам процесса резания в условиях стати-
ческого прикосновения. При этом наблюдались явления адге-
зионного и диффузионного взаимодействия металлов и сплавов
контактирующихся пар.
Для изучения явлений контактного взаимодействия стали и
твердого сплава использовалась экспериментальная установка,
сконструированная в Институте машиноведения Академии наук
СССР для безокислительного нагрева контактирующихся образ-
цов. Эта установка позволяла при температурах до 1300° С изу-
чать адгезионные и диффузионные явления при контактирова-
нии в бсзокислительной среде (вакуум 1 • 10 3 ч- 1 • 10~5 мм
рт. ст.) различных образцов из инструментальных и обрабаты-
ваемых материалов.
В 1957—1958 гг. на Московском комбинате твердых сплавов
под руководством и при непосредственном участии автора на-
стоящей работы были созданы первые сварочные диффузионные
вакуумные установки (СДВУ-1 и СДВУ-2), послужившие в по-
следующем прототипами для универсальных, многопозицион-
ных, автоматизированных, с местным вакуумом, роторных и мно-
гих других установок [40, 52, 56, 58].
Установка с индукционным нагревом СДВУ-6М. Установка
состоит из корпуса, внутри которого смонтирована вакуумная
система, сварочной вакуумной камеры, траверсы, закрепленной
на двух стойках, с гидроцилиндром, сообщающимся с рычаж-
ным насосом. Па передней панели корпуса установки располо-
жен пульт управления электрической и вакуумной системами.
Контроль давления осуществляется гидравлическим маномет-
ром. Сварочная камера имеет с тыльной стороны окошко для
подсвета, что облегчает наблюдение за состоянием образцов
при проведении экспериментальных работ. Это же окошко слу-
жит для гермоввода термопар. Загрузочный люк занимает всю
108
переднюю стенку камеры, облегчая доступ к индуктору. Экс-
центриковый прижим надежно герметизирует крышку загрузоч-
ного люка, изготовленного из стали IX18H9T. В крышке неболь-
шое наблюдательное окно вынесено вперед на специальном па-
трубке для уменьшения нагрева стекла при сварке.
Рис. 41. Сварочная диффузионная вакуумная уста-
новка СДВУ-6М
Размеры внутренней части камеры (250 X 250 X 280 льи)
позволяют сваривать образны и детали с размерами в широком
диапазоне. Сплошная водяная рубашка охлаждения, окружаю-
щая сварочную камеру, охлаждаемый промежуточный шток и
мощный источник нагрева (установка СДВУ-6М питается от ге-
нератора т. в. ч. марки ЛЗ-37) позволяют проводить сварку при
температуре до 3000° С.
109
На рис 42 приведена гидравлическая схема установки
СДВУ-6М. Движение шгока 2 с поршнем в реверсивном гидроци-
линдре 1 осуществляется от гидравлического ручного насоса 3
с помощью гидравлического распределительного крана 5, соеди-
няющего в зависимости от своего положения с масляным ба-
ком 4 верхнюю или нижнюю полость гидроцилиндра. Гидроци-
линдр рассчитан на усилие сжатия 4,5 т. Шток, передающий
сварочное давление, имеет водяное охлаждение. Это обеспечп-
Рис. 42. Гидравлическая схема
СДВУ-6М ₽ис. 43. Вакуумная схема СДВУ-6М
вает движение его без люфтов, чем устраняются перекосы де-
талей при сварке.
Вакуумная система установки СДВУ-6М (рис. 43) состоит
из сварочной камеры 1 с вентилем 2 для впуска воздуха. К ка-
мере через высоковакуумный затвор 3 присоединен иаромасля-
ный насос 4 марки II-5C. Предварительное разрежение в систе-
ме создастся двумя механическими вакуумными насосами 6
марки РВП-20, которые могут работать параллельно, что обес-
печивается соответствующим переключением вентиля 9 типа
Ш-6 и двух вакуумных вентилей 10 типа ДУ-25. Насосы РВЫ-20
подключаются к вакуумпроводам 8 через сильфонные компен-
саторы 7. Замер разрежения в сварочной камере и в патрубке
паромасляного насоса осуществляется вакуумметрическими
датчиками 5.
В комплект СДВУ-6М, кроме собственно сварочной установ-
ки (970 X 500 X I960 лш), входит приборная стойка ВМБС-1
110
Пр, пв
220#
ЭН(Н~5С)
К генератору
рис. 44. Электрическая схема СДВУ-6М
К ПСР1-03 .^и

Д,(РВН-20)
Д2(РВН-2С')-
ЭМАМ-25)
ЭНМ9-25)
(450 X 460 X 1850 мм), На приборной стойке (рис. 41) разме-
щаются блоки: вакуумметр ВИТ-1 и записывающий потенцио-
метр ПСР-1 с регулятором. Включение тумблера обеспечивает
автоматическое поддержание заданной температуры сварки с
помощью регулятора ПСР1-03. Блочная конструкция измери-
тельной стойки позволяет в течение нескольких минут заменить
потенциометр с градуировкой для хромель-алюмелевой термо-
пары на потенциометр с градуировкой для платино-платиноро-
диевой термопары. Этим достигается запись и регулирование
процесса сварки как при
низких, так и при высоких
температурах (рис. 44),
На лабораторной уста-
новке СДВУ-6М успешно
проводится разработка тех-
нологии диффузионной свар-
ки ниобия, молибдена, воль-
фрама и других тугоплавких
металлов, а также титана,
меди, нержавеющей стали
и т. п. Установка несложна
по конструкции, удобна в ра-
боте и может быть изготов-
лена на любом машиностро-
ительном заводе или в ма-
стерских института.
Установка с индукцион-
ным нагревом СДВУ-15М.
Установка (рис. 45) представляет собой существенно измененную
модификацию установки СДВУ-15. Почти годовой опыт ее экс-
плуатации в лабораторных условиях для сварки совершенно раз-
личных материалов показал ее несомненные преимущества по
сравнению со старым оборудованием для этой цели.
Установка состоит из корпуса, внутри которого смонтирова-
на вакуумная система; сварочной вакуумной камеры; траверсы,
закрепленной на двух стойках; гидроцилиндра, сообщающегося
с рычажным гидравлическим насосом. Па передней панели кор-
пуса установки расположен пульт управления электрической
и вакуумной системами, а также часы-секундомер для контроля
времени сварочного цикла. Загрузочный люк занимает всю пе-
реднюю стенку камеры, облегчая доступ к индуктору. Падежная
герметизация вакуумной камеры осуществляется за счет приме-
нения уплотнений из вакуумной резины при помощи четырех
симметрично расположенных зажимов специальной конструк-
ции, которые перед открыванием камеры немного ослабляются
и отводятся в сторону, чем обеспечивается быстрое открывание
и закрывание камеры. Смотровое окно в камере диаметром
100 л-ш, выполненное из двойного молибденового стекла, обес-
печивает наблюдение за сваркой образцов или деталей при про-
ведении экспериментальных работ. Для уменьшения нагрева
стекло удалено от места сварки. Кроме того, применен спе-
циальный теплоотражатель в пространстве между смотровым
Рис. 45. Сварочная диффузионная ва-
куумная установка СДВУ-15М
окном и свариваемыми де-
талями. В целях сохране-
ния вакуума в камере
стекло имеет кольцевую
водяную охлаждаемую
рубашку.
Р а з м ср ы вн у гр енн ей
части камеры: диаметр
350 мм. высота 390 мм.
В ней можно размещать
изделия весьма различ-
ных размеров. Отверстие с
обратной стороны камеры
служит для ввода индук-
тора. Сварочная камера
и м еет охл а жд а ем у ю
сплошную водяную ру-
башку. Установка СДВУ-
15М питается от генерато-
ра т. в. ч. марки Л3-67.
Такой мощный источник
нагрева позволяет прово-
дить сварку при темпера-
турах 2600° С и выше.
Контр ол ь тем пера тур ы
сварки осуществляется с
помощью термопар, под-
соединяемых к сварочно-
му изделию. Термопары к
показывающему прибору
(электронному потенцио-
метру) подключены при
помощи шеститочечного
переключателя термопар, расположенного на левой боковой
стенке установки. Для подвода repiMonap к месту сварки впервые
использован стеклометаллический электроввод, который из-за
опасности разогрева холодных концов термопар и для устранения
возникающих таким образом погрешностей в измерениях выведен
из сварочной камеры и установлен слева на крышке патрубка.
Этот же электроввод, имеющий специальные штырьки с допол-
нительной экранировкой, служит для подачи питания от авто-
трансформатора к лампе подсвета, расположенной внутри свароч-
ной камеры и обеспечивающей удобство при наблюдении за сва-
рочным процессом.
Стеклометаллические электровводы изготавливают способом
диффузионной сварки в вакууме, их применение обеспечивает
надежную работу установки.
Вакуумная система сварочной установки СДВУ-15М
(рис. 46) состоит из сварочной вакуумной камеры 7, диффузион-
ного паромасляного насоса II5C 2 и механического вакуумного
насоса ВН-2МГ <?, создаю-
щего предварительное
разрежение в системе.
Сварочная камера соеди-
нена с паромасляным на-
сосом через высоковаку-
умный затвор 4. Вентили 5
и 6 служат для напуска в
камеру инертных газов и
воздуха.
Замер разрежения в
системе осуществляется
вакуумметрическими дат-
чиками 7, 8, 9 и 10 (лам-
пы Л Т-2, ЛМ-2 и магнит-
ные датчики). В отличие
от рапсе выпускавшегося
аналогичного оборудова-
ния в СДВУ-15М преду-
смотрен непрерывный
контроль вакуума не толь-
ко в сварочной камере, но
и в паромасляном насосе
и в форвакуумной части
системы. Для этого в ком-
Рис. 46. Схема вакуумной коммутации уста-
новки СДВУ-15М
плект СДВУ-15М, кроме собственно сварочной установки, входит
приборная стойка ВМБС-1 (450 X 460 X 1850 мм), на которой
размещены вакуумметры ВМБ-2ПС, ВИТ-1А-ПС и ВМ-1-ПС.
Показания любого из указанных вакуумметров» контролирующе-
го разрежение определенной части вакуумной системы, могут
быть записаны самопишущим прибором ПС 1-02.
Такая схема вакуумной коммутации вместе с электрозатво-
рами 11 позволяет надежно поддерживать вакуум в сварочной
установке СДВУ-15М и контролировать его, а также быстро
определять места возможного натекания и устранять обнару-
женные течи.
Вакуумоплотное подключение механического насоса ВП-2МГ
к вакуумопроводам 12 осуществляется через сильфонный компен-
сатор 13. А1аксимальная степень разрежения, создаваемого ва-
8 Заказ 1355
113
Вертикально-разъемная вакуумная установка УДС-1 (рис. 50)
рассчитана на максимальную температуру 1500°С и работает по
принципу передачи лучистой энергии с вольфрамовых нагрева-
телей 1 и 2 на свари-
Рис. 48. Установка для диффузионной
сварки:
/ — манометр; 2 — рабочая камера: 3 — ввод
т.е.ч.; 4 — гидро цилиндр; 5 — рукоятка «Регули-
ровка давления»; 6' — сетевой выключатель.
7 — кран «Водород»; 8 — конденсаторный блок,
9 — вакуумметр; 10 — терморегулятор; 11 — кран
«Форвакуума»; 12 — кран «Атмосфера»; 13 —
реле времени; 14 — кран «Высокий вакуум»
ваемые заготовки 3 и 4.
расположенные в цент-
ре рабочего простран-
ства. Печь состоит
из цельнометаллическо-
го корпуса, закрытого
двумя боковыми пово-
ротными крышками, на
которых размещены -
секции нагревателя.
Последние укреплены
н а водоохл а ж дасмых
электродах 5, выведен-
ных наружу. Для
уменьшения тепловых
потерь и защиты стенок
вакуумной печи от пе-
регрева последние изо-
лированы тепловыми
экранами из листового
молибдена, закреплен-
ными на крышках.
Стенки и крышки пе-
чи охлаждаются про-
точной водой. Крышка
плотно прижата к кор-
пусу печи с помощью
откидного замка на ва-
куумном резиновом уп-
лотнении. Под печи
заканчивается фланце-
вым соединением с гер-
метическим уплотнени-
ем, через которое выве-
ден шток, связанный с
гидроцилиндром.
Для создания необ-
ходимого вакуума вну-
три камеры сбоку корпуса имеется фланец, к которому подсоеди-
нен вакуумный агрегат производительностью пароструйного насо-
са 500 л!сек, в состав которого входит форвакуумный насос ти-
па ВН-2Г.
Работа на установке УДС-1 ведется в следующем порядке.
116
Поверхности свариваемых заготовок обезжиривают ацетоном,
просушивают и устанавливают в камеру на опорные поверхности
переходников, изготовленных из жаропрочной стали ЭИ617.
Заготовки предварительно сжимаются для удержания их в
контакте. Затем плотно
закрывают крышку пе-
чи и включают форва-
куумный насос. При
достижении разреже-
ния порядка 2 -10
мм рт. ст. подключают
пароструйный диффу-
зионный насос, а затем
при достижении ваку-
ума I • 10~3 мм рт. ст.
включают нагреватели,
питание которых осу-
ществляется через
трансформатор типа
ОСУ 40/05 мощностью
28 кет.
Контр оль и изме-
рение температур про-
изводятся автомати-
чески двумя платиноро-
дий - пл а ти новы ми тер -
мопарами и потенцио-
метром ЭПП-09М2. При
достижении заданной
температуры нагрева
заготовкам передается
давление, которое под-
держивается в процессе
сварки и охлаждения.
Температура нагрева
при сварке зависит от
свойств свариваемых
материалов.
Сварка заготовок
Рис. 49. Установка для диффузионной сварки
упругих элементов из
стали 35ГСА ведется при температуре 1050'С, давлении
1,2 кГ{мм\ вакууме Ы0-3 мм рт. ст. Камера открывается либо
после полного охлаждения сваренных деталей, либо раньше, если
окисление сваренного узла допустимо.
Сваренные заготовки подвергаются испытаниям на прочность
соединения гидравлическим давлением, подаваемым внутрь за-
готовок.
117
Установка УДС-1 с радиационным нагревом заготовок может
найти применение при сварке деталей с нагревом до 1500е С.
В установке УДС-1 можно сваривать детали диаметром до
120 мм с общей высотой до 300 мм.
Работа на установке в течение трех лет показала ее надеж-
ность в эксплуатации.
Двухкамерная установка типа СДВУ-15-2-63 (рис. 51). Двух-
камерная сварочная диффузионная вакуумная установка пред-
Рис. 50. Вертикально-разъемная вакуумная электропечь, в рабочей ка-
мере которой производится сварка заготовок (показана одновременная
сварка двух пар заготовок)
назначена для сварки различных деталей из металлов и неме-
таллов [62, 64].
Установка состоит из следующих узлов:
а) левой и правой вакуумных камер, которые установлены
на корпусе установки и крепятся к плите корпуса;
б) вакуумной системы, которая расположена внутри корпу-
са и состоит из двух индивидуальных систем, создающих в каж-
дой камере рабочий вакуум 1 10 4 мм рт, ст.;
в) гидравлической системы, которая так же, как и вакуум-
ная, скомпонована внутри корпусе! и служит для создания уси-
лий сжатия на свариваемые детали и представляет две само-
стоятельные управляемые системы, что позволяет вести процесс
в двух камерах. Гидроцилиндры расположены над соответствую-
щей камерой и через траверсу и плиту каркаса крепятся к швел-
леру каркаса камеры;
118
г) корпуса, на передней стороне которого укреплены панели
управления — левая и правая;
д) приборной панели, левой и правой. На левой приборной
панели закреплены вакуумметр ионизационный термопарный
типа ВИТ-1Л-И для измерения вакуума в каждой камере, также
приборы управления гидравлической п вакуумной системами
Рис. 51. Двухкамерная установка СДВУ-15-2-63
левой камеры. На правой панели управления укреплен автома-
тический потенциометр ПСР1-52 для измерения и поддержания
заданной температуры свариваемых деталей в каждой камере, а
также приборы управления гидравлической и вакуумной систе-
мами правой камеры;
е) водораспределительной гребенки, которая служит для
подвода и отвода воды и крепится с задней стороны установки.
Для отвода тепла при сварке и ускорения охлаждения сварен-
ных деталей вода подается в охлаждаемые рубашки камеры и
индуктор. В качестве источника нагрева свариваемых деталей
используются высокочастотные генераторы ЯЗ-107.
119 .
Техническая характеристика
Число вакуумных камер..................
Принцип работы.............................
Внутренние размеры камеры в лш ............... .
Усилие сжатия свариваемых деталей в к Г:
максимальное ....... .................
минимальное ......................................
Габаритные размеры свариваемых изделий в леи
Максимальный ход штока в леи .... ...........
Рабочий вакуум в камерах в мм рт. ст.
Потребляемая мощность (без генератора) в кет..........
Габаритные размеры установки (без тенора гора) в леи
Максимальное давление в гидросистеме в ат ............
Температура сварки в зависимости от технологического режи-
ма в СС ......... .............. .
2
Цикличный
320x345x500
21 000
450
300x250x400
20
НЮ"4
12
2350x970x2335
100
1000—1100
Двухкамерная установка для сварки в вакууме и контроли-
руемой атмосфере типа А306.06, Установка (рис. 52) предназна-
чена для диффузионной сварки металлических и металлокера-
мических узлов электронных приборов в вакууме и контролируе-
мой атмосфере (водород, аргон, гелий) [158].
Установка состоит из двух блоков, работающих независимо
друг от друга. В каждый блок входят вакуумная камера, от-
качная система, механизм перемещения дна камеры, гидравли-
ческая система, газовая и водяная системы охлаждения.
Электрическая схема установки обеспечивает дистанционное
управление откачкой вакуумных камер и автоматическое управ-
ление температурой нагрева и времени сварки. Откачная ваку-
умная система снабжена электромагнитными вакуумными кра-
пами с системой блокировок, исключающих выход из строя вы-
соковакуумпых насосов в случае нарушения режима откачки.
Температура нагрева поддерживается электронным терморегу-
лятором, продолжительность сварки — электронным реле вре-
мени.
Установка А306.06 имеет две рабочие вакуумные камеры, что
позволяет повысить коэффициент использования высокочастот-
ного генератора и производительность установки. Подключе-
ние генератора к колебательному контуру каждой камеры, обра-
зованному конденсаторным блоком и индуктором, производится
специальными выключателями.
Техническая характеристика
Размеры рабочей камеры в мм:
диаметр . .....................
высота . ........................
Габаритные размеры свариваемых изделий в мм:
диаметр . . , ......................
высота ......................... . . . . .
Усилие сжатия свариваемых деталей в кГ
Минимальный ход юлка тел я при сжатии в мм . . .
Остаточное давление воздуха в камере в мм рт. ст.
350
440
До 120
До 180
100—10 000
10 5
2- IO”5
120
Мощность источника нагрева свариваемых деталей (высоко-
частотного генератора) в кет.................... . . . 25
Потребляемая электрическая мощность установки (без гене-
ратора) в кет ................................ 18
Расход охлаждающей воды в л/мин....................... 10—12
Габаритные размеры в тити .................... 2220x1520x1950
Вес установки в кГ................... ... .......... 2500
Откачка воздуха из камеры производится вакуумными на-
сосами типа ВН-2 и Н5С. Установка позволяет сваривать следу-
ющие материалы: медь с медью, никель с никелем, сплав
Рис. 52. Двухкамерная установка типа А306.06
Н29К18 со сплавом Н29К18, титан с титаном, сталь со сталью,
алюминий с алюминием, медь с никелем, титан с никелем, ги-
тан с медью, медь с алюминием, сплав Н29К18 с медью, медь со
сталью, медь с молибденом, молибден со сталью Ст.З, керамику
22Х с медью, керамику 22Х со сплавом Н29К18 и пр.
121
Трехкамерная установка для диффузионной сварки. Много-
камерная установка относится к устройствам для диффузион-
ной сварки металлических п минсралокерамических деталей в
вакууме.
В отличие от существующих установок, где все процессы про-
ходят последовательно в одной камере, многокамерная установ-
ка обладает повышенной производительностью, а в отличие от
существующих роторных многокамерных установок установка
имеет значительно менее сложную конструкцию, проста в изго-
товлении, не уступает в производительности.
Рис. 53. Схема трехкамерной установки для диффузионной сварки
СДВУ-ЗК
Каждая камера может быть оборудована несколькими што-
ками для одновременной сварки нескольких деталей. Наиболее
рациональными с точки зрения удобства эксплуатации являют-
ся установки с тремя или четырьмя камерами. В качестве при-
мера па схеме (рис. 53) представлена трехкамерная сварочная
установка, состоящая из каркаса /, рабочих камер 2, располо-
женных на столе 3 с затворами 4У паромасляными насосами 5,
форвакуумными насосами 6, гидроцилиндрами 7, питающимися
от одной насосной станции, термопарных ламп 8У индукторов 9,
токосъемника 10 и пневматических (гидравлических) рубиль-
ников 11.
Одновременно в камерах происходят следующие этапы диф-
фузионной сварки: выгрузка и загрузка деталей; создание дос-
122
таточпого вакуума для сварки; нагрев деталей до температуры
сварки и выдержка при заданной температуре.
В связи с тем, что загрузка камеры происходит вслед за их
разгрузкой, все этапы сварки идут непрерывно и одновременно
во всех трех вакуумных камерах, чем и достигается повышен-
ная производительность установки.
Рис. 54. Установка СДВУ-ЗК
Кроме того, при изготовлении установки решена такая зада-
ча, как контроль вакуума во всех трсх камерах одним и тем же
контрольным прибором, а также контроль температуры одним
потенциометром на всех свариваемых деталях.
Многокамерная установка для диффузионной сварки метал-
лических и минсралокерамических материалов показана на
рис. 54. Предлагаемая многокамерная установка для диффузион-
ной сварки может быть использована в электровакуумном при-
боростроении, автомобиле- и тракторостроении, в энергомашино-
123
стр о ен и и, в инстру м ен г а л ьп ой п р о м ыш л он н ости, ави астр оен и и
и др.
Установка СДВУ-4м (рис. 55). Многолозиционпая установка
СДВУ-4м предназначена для диффузионной сварки высокочас-
Рис. 55. Сварочная диффузионная вакуумная установ
ка СДВУ-4М
тотным нагревом в вакууме (1-10~3—1-Ю-5 мм рт. ст.) одно-
временно 12—18 пластин из твердого сплава и быстрорежущей
стали с резцедержателем, а также для соединения одновремен-
но 4—8 заготовок из магнитной стали с армко-железом, керами-
ческих, металлокерамических, жаропрочных и других материа-
лов [54, 58, 64, 79—84].
124
Техническая характеристика
Производительность в смену в шт.
Температура нагрева в °C.................................
Потребляемая мощность (с генератором ЛЗ-67) в кет .
Расход охлаждающей воды (с генератором ЛЗ-67) в мл/ч
Наибольшее число одновременно свариваемых деталей в шт.
Габаритные размеры в лог.....................
Вес в кг ....................
• • • * » л
До 500
200—1400
ПО
3,6
12—18
1610x1070x1775
1550
Потребляемая мощность генератора ЛЗ-67 составляет
105 кеа, габаритные размеры 4040 X 2200 X 2250 мму вес 3100 кг.
Установка СДВУ-4м (рис. 55) состоит из камеры, гидро-
цилиндра, каркаса, внутри которого смонтированы гидрав-
Рис. 56. Вакуумная головка для сварки резцов
125
лическая система 5 с масляным баком 6 и вакуумная
система 4.
На передней панели установки размещены вакуумметр
ВИТ-1П, кнопочные станции, сигнальные лампы, манометр и
часы. Для высокочастотного нагрева деталей установка под-
ключается к высокочастотному ламповому генератору Л3-37
или Л 3-67.
Рабочая головка является сменной частью установки. Она
может предназначаться для сварки резцов и других малогаба-
Рис. 58. Вакуумная головка для сварки
крупногабаритных деталей
Рис. 57. Вакуумная головка для сварки
магнитов
ритных деталей 1 (рис. 56) или для сварки деталей с площадью
свариваемого сечения до 10 см2 при усилии до 2 кГ/мм2
(рис. 57), или для сварки деталей с площадью свариваемого се-
чения до 50 см2 при давлении до 2 кГ}мм2 (рис. 58).
Рабочая головка (рис. 56—58) состоит из блока гидроци-
линдров 1 и вакуумной камеры 2, смонтированных на плите 6.
Блок гидроцилиндров установлен па плите на четырех стойках 7,
а вакуумная камера подвешена на двух штоках 4 блока гидро-
цилиндров и опирается на резиновое уплотнение 8,
При помощи блока гидроцилиндров поднимается и опускает-
ся камера и обеспечивается передача давлений ла сваривае-
мые детали. Это обеспечивается двумя ходовыми штоками 4 и
рабочими штоками 3, не зависящими от ходовых штоков.
В крышку вакуумной камеры введены штоки 9, предназна-
ченные для передачи давления на свариваемые детали. Для на-
126
блюдепия за процессом сварки в камере имеются окна 10. На-
грев деталей ведется при помощи индуктора. На плите и в ва-
куумной камере имеются рубашки охлаждения 11 и 5. Камера
перемещается вверх и вниз по направляющим стойкам. Разре-
жение в вакуумной камере измеряется при помощи электричес-
ких манометрических ламп ЛТ-2 и ЛМ-2, соединенных с ва-
куумметром ВИТ-Ш. Температура нагрева свариваемых деталей
контролируется при помощи платинородий-платиновой термо-
пары, соединенной с потенциометром ПСР-1, автоматически за-
писывающим тепловой режим сварки.
Давление в гидросистеме создается лопастным насосом
(Л1Ф-5) 1 и по трубопроводам передастся на штоки цилиндров.
Электромагнитный золотник (Г73-21) 4 управляет подъемом и
опусканием вакуумной камеры, а электромагнитный золотник
(4Г73-14) 6 — рабочими штоками блока цилиндров (рис. 59).
Давление в системе регулируется предохранительным (Г52-12)
8 и редукционным (Г57-12) 7 клапанами. Постоянство давления
в системе обеспечивается напорным золотником (Г66-22) 3.
Масло в системе очищается фильтром (Г41-11) 2, а давление из-
меряется манометром 5. Рабочая жидкость в гидросистеме —
индустриальное масло марки 20.
Вакуумная система установки работает следующим образом
(рис. 60). В предварительной стадии откачки (загвор
ДУ-85У/220/380 5 открыт, затворы ДУ-160У/220/380 3 и
ДУ-85/220/380 6 закрыты); вакуумный насос (ВН-2Г) 1 создает
предварительное разрежение в камере до 5-10~2 мм рт. ст., пос-
ле чего в работу включают высоковакуумный паромасляный на-
сос (Н-5С) 2 (при этом затвор 5 закрывают, затворы 3 и 6 от-
крывают), который увеличивает разрежение в камере до
1-10“3— 1 • 10-5 мм рт. ст. Все это оборудование имеет индиви-
дуальные приводы от электродвигателей, за исключением затво-
ра ДУ-25/220 4, предназначенного для наполнения камеры воз-
духом и приводимого в действие электромагнитом. Затворы 3
и 6, установленные на выходе паромасляного насоса, сблокиро-
ваны и управляются одновременно.
Рабочая жидкость вакуумного насоса — вакуумное масло
марки ВМ-4. Рабочая жидкость паромасляного насоса 2 —
вакуумное масло ВМ-1 (Д1-А). Электрооборудование питается
от трехфазпой сети напряжением 220 в, частотой 50 гц.
Конечные выключатели на затворах вакуумной системы,
сблокированные с кнопками управления, предотвращают рабо-
ту всех затворов одновременно и том самым обеспечивают
надежность работы установки. Срабатывание каждого затвора
контролируется сигнальными лампами, которые загораются в
положении затвора «Открыто».
Детали, подлежащие сварке, располагаются на опорной
плоскости плиты (приспособления) на расстоянии 2—3 лш от
127
индуктора. После того как вакуумную камеру закроют, создаст-
ся вакуум.
При достижении вакуума в пределах 1-10~3—1Х
Х10"5 мм рт. ст. включают высокочастотный генератор и нагре-
вают поверхности свариваемых деталей до требуемой темпера-
туры. Давление плунжеров на свариваемые детали по достиже-
нии заданной температуры, которая зависит от свойств мате-
Рис. 59. Гидравлическая схема уста-
новки (вычерченная для положения
«опускание камеры»):
Положение камеры и плунжера Э» Э? Э3
Опускание камеры + — —
Опускание плунжера т 2 +
Подъем камеры и плунжера - + —
Рис. 60. Вакуумная схема установки
СДВУ-4М
риалов свариваемых деталей, доходит до 2 кГ/мм2. После сварки
детали охлаждают в вакууме, не снимая с них давления.
По истечении времени охлаждения детали освобождают от
давления, поднимают камеру, а затем выгружают детали. За-
тем процесс повторяется.
Установка СДВУ-4м монтируется в чистом нсзапыленпом по-
мещении (с температурой не ниже 5°С), имеющем вытяжную
вентиляцию. Монтаж установки возможен и без специального
фундамента. Высокочастотный генератор монтируется согласно
инструкции по монтажу высокочастотных генераторов. При этом
необходимо предусмотреть щит с рубильником или другим вы-
ключающим устройством с предохранителями; подвести сеть пе-
128
ременного тока напряжением 220 в, а также водопроводную ма-
гистраль и трубопровод для отвода охлаждающей воды в кана-
лизацию (давление воды в водопроводной магистрали должно
быть 1.5 — 2 ат); надежно заземлить установку и генератор. При
наладке установки необходимо установить предохранительным
и редукционным клапанами заданное давление в гидравличес-
кой системе.
Перед началом работы пустить охлаждающую воду в уста-
новку; во время работы следить за протеканием воды во всех
ветвях охлаждения, за чистотой вакуумной камеры, не допус-
кать попадания в нее воды и масла, проверять надежность за-
земления; при снижении температуры ниже 0° слить воду из си-
стемы охлаждения и продуть систему сжатым воздухом. Уста-
новку осматривают, проверяют и ремонтируют только, когда она
выключена.
Сварочная установка СДВУ-7. Многопознционная установка
предназначена для диффузионной сварки в вакууме круглых
заготовок сверл и концевых фрез диаметром 25—35 мм, длиной
рабочей части 60—175 мм, хвостовой части 95—165 мм (мате-
риал рабочей части—сталь Р18 или Р9, хвостовой—сталь 45).
Техничсская характеристика
Производительность в смену в шг. ..................
Принцип работы......................................
Потребляемая мощность с генератором 111 IB-100 в ква
Количество одновременно свариваемых заготовок в шт.
Температура нагрева в °C............................
Максимальный диаметр заготовок в мм .............
Предел регулирования призм по высоте
Наименьший ход задних упоров в льи . .
Предел регулирования реле давления в am
Ход поршня цилиндра крышки в мм ..........
Ход поршня цилиндра переднего упора в . . . .
Ход поршней цилиндров зажима изделий в мм . .
Габаритные размеры в мм ............................
Потребляемая мощность преобразователя ППВ 100/8000 в кет
До 1000
Прерывный
105
8
400—1400
60
6
10
20—50
120
30
15
1700X1100X1810
100
Каркас установки представляет собой сварную раму с на-
клонной верхней частью, на которой установлена вакуумная ка-
мера. В рамс имеются отсек для блока конденсаторов, площадка
для масляного бака с гидронасосом и ниша для гидропанели.
Разрежение в камере создается вакуумной системой. Камера
состоит из прямоугольного открытого сверху корпуса, в кото-
рый вмонтированы две восьмиместпые охлаждаемые призмы,
предназначенные для укладки заготовок (регулировка по высо-
те клиньями и винтами). Призмы снабжены передними упора-
ми, передвигающимися вдоль призм, и задними упорами, пере-
двигающимися вдоль своих осей и служащими для сжатия заго-
товок при сварке. Крышка камеры (сварной колпак) прикренле-
') Закач 1333 17Q
ведется форвакуумным насосом
Рис. 61. Вакуумная схема установки
СДВУ-7:
1 - - форвакуумный насос; 2 па рома с-
ляный насос; 3 — высоковакуумпый »ат-
вор; 4 да тик для кош роля низкого
вакуума; 5 — датчик для контроля вы-
сокого л а 1ч.у ума; 6, 7 — форва к у у м н и
затворы; S — сильфон
на к кронштейну, который поднимает и опускает се. В крышке
имеется полость для охлаждающей воды и смотровое стекло
для наблюдения за процессом сварки.
Вакуумная система (рис, 61) состоит из форвакуумной и
высоковакуумной линии. Первая обеспечивает предварительное
разрежение в вакуумной камере до 1 10~2 лш рт. ст. Откачка
1 ио трубопроводу через фор-
вакуумный затвор 6. Вторая
л и ния О'б еспеч ив а ст р аз р еж с -
пне то 1 • 10_4 хи рт. ст. и под-
держивает его в течение всего
технологического никла. От-
качка ведется через высокова-
куумный затвор иаромасля-
ный насос 2 и форвакуумный
затвор 7 (затвор 6 закрыт).
Благодаря сильфону 8 вибра-
ции, возникающие при работе
форвакуумного насоса, на ус-
тановку не передаются.
Давление в вакуумной ка-
мере измеряется двумя датчи-
ками 4 и 5. Первый работает в
пределах низкого вакуума, вто-
рой в диапазоне 1-10 2 —
1 • 10 4 мм рт. ст. Сигнал с
последнего датчика управляет
циклом работы установки. Вы-
соковакуумный затвор состоит
из герметически сваренного
патрубка, верхний фланец ко-
торого присоединяется к каме-
ре, а нижний — к паромасля-
ному насосу.
В установке имеются гид-
роцилиндр для открывания крышки камеры, гидроцилиндр для
опускания передних упоров камеры и блок гидроцилипдров для
создания давления па свариваемые детали. Для управления
работой гидроцилипдров имеются распределительные гндропа-
пелн с электромагнитным приводом: электромагниты получают
команду от системы управления в соответствии с циклом рабо-
ты. Защита гидроаппаратуры от 'перегрузки и регулировка дав-
ления в системе осуществляются согласно табл. 26.
Давление в системе создается лопастным насосом с электро-
приводом высокого давления, который установлен непосредст-
венно на крышке масляного бака. Измеряется давление мано-
метром. Питание силовой цепи — от трехфазной сети напряже-
130
Т а б лица 26
Диаметр за- готовок хво- стовой части в мм Требуемое усилие сжа- тия в кГ Давление на клануне в '/-см* Настройка реле на ди- влен не в к Г/см2 Диаметр за- готовок хво- стовой части в л<л*. Требуемое усилие сжа- тия в кГ 1 Давление на клапане в к Г/с м2 Настройка реле на да- вление в кГ/см2
24 900 21 20 1 30 1420 30 29
25 980 99 21 31 1510 32 30
26 1060 23 22 32 1610 34 32
27 1150 25 24 33 1710 36 34
28 1230 26 25 31 1815 38 36
29 1320 28 27 1 1 35 1925 42 40
нием 380 в, частотой 50 гц, Для подогрева паромасляного на-
соса цепей управления и для сигнализации имеется понижаю-
щий трансформатор._
В схеме предусмотрены блокировки (реле), обеспечивающие
одновременное включение нагрева в двух установках, питаю-
щихся от одного преобразователя; включение нагрева при на-
рушении вакуума; включение нагрева при отсутствии охлажда-
ющей воды в индукторе и трансформаторе; включение подогре-
ва диффузионного насоса при отсутствии в нем охлаждающей
воды.
Так как от одного преобразователя можно подавать ток к
двум установкам, предусмотрено размещение обеих установок
рядом, при поочередном питании их индукторов. Когда в одну
установку загружены заготовки и в ее камере создается вакуум,
в другой заготовки нагреваются и свариваются. Аппаратура
управления расположена в одном шкафу- на двух различных
панелях. Установки рассчитаны на полуавтоматическую работу
и обслуживаются одним рабочим.
Перед пуском схема управления установки СДВУ-7 преду-
сматривает разогрев диффузионного паромасляного насоса с
откачкой паров форвакуумным насосом. Затем нажатием кноп-
ки «Гидронасос — пуск» установка полностью готова к работе.
Заготовки укладывают в призмы таким образом, чтобы к подь-
емному упору в нижней части камеры прилегала хвостовая
часть сверла, а в верхней части — со стороны гидравлических
прижимов — располагались заготовки рабочей части сверла.
Далее нажимают одновременно па кнопки 4КУ и 7КУ «Свар-
ка— пуск», дающие команду на начало цикла. При этом гид-
равлический привод закрывает крышку камеры, форвакуумный
насос откачивает воздух и по достижении вакуума порядка
1 10-2 л-ьн рт, ст. срабатывает первый вакуумметр (закрывает-
ся первый форвакуумный затвор, открываются второй форва-
куумный и высоковакуумный затворы).
9* 131
Паромасляный насос создаст в камере вакуум порядка
1 . Ю 4 мм рт. ст. После этого срабатывает реле второго ваку-
умметра — включается нагрев заготовок током высокой часто-
ты. Когда температура заготовки достигнет 1000° С реле фото-
пирометра включит гидравлический зажим. Заготовки сжима-
ются усилием 2 кГ[мм29 одновременно включается реле времени.
После заданной выдержки (около 2 мин) реле времени отклю-
чает нагрев т. в. ч. и гидрозажим; закрывается высоковакуум-
Рис. 62. Схема установки типа СДВУ-17 для диффузионной
сварки в вакууме дисилицидмолибденовых нагревателей:
1 — винтовой прижим с сильфонным уплотнением; 2 — удлинительная
медная трубка; 3— кронштейн; 4 — соединение с резиновым уплот-
нением; 5 — кварцевая трубка (вакуумная камера); 6 — индуктор
(от генератора т. в. я.); 7 — уплотнительное кольцо; 8 — прижим;
9—крышка вакуумной камеры (открыта); 10— клапан для впуска
воздуха; 11 — струбцина; 12 — вакуумный насос ВН-1; 13 — ртутный
вакуумметр; 14 — соединительная тяга; /5 — направляющие; 16 — ва-
куумный шланг
ный затвор, а форвакуумные затворы подготовляются к началу
следующего цикла.
Подъемный упор опускают, сваренные заготовки сдвигают
вдоль призм вниз, крышку камеры открывают и заготовки вы-
нимают. Затем нажимают на кнопку ЗКУ «Подъем упора». Ус-
тановка готова к началу следующего цикла. Чтобы включить
установку, нажимают на кнопку 5КУ «Стоп». Крышка камеры
закрывается и откачивается воздух, затем реле вакуумметра
отключает гидронасос, закрывает воздушные краны и отключа-
ет подогрев паромасляного насоса. Форвакуумный насос про-
должает откачку паров из паромасляного насоса до полного
его охлаждения, после чего срабатывает реле времени, отклю-
чающее форвакуумный насос и всю цепь управления установки.
132
основном для сварки нагревателей
Рис. 63. Сварочная диффузионная ваку-
умная установка СДВУ-5К
Для наладки предусмотрена возможность ручного управле-
ния зажимом заготовок и ручного включения нагрева т. в. ч.
Установка для сварки стержней и проволок СДВУ-17. На
Московском комбинате твердых сплавов изготовлена сварочная
диффузионная вакуумная установка типа СДВУ-17 (рис. 62).
Сварочная диффузионная вакуумная установка типа
СДВУ-17 предназначена в
из дисилицида молибде-
на (63% Мо и 37% Si).
Эта установка очень про-
ста по конструкции [52].
В качестве рабочей
вакуумной камеры ис-
пользуется кварцевая
трубка 5, которая снаб-
жена откидной крышкой
9 и уплотняется при по-
мощи вакуумной резины.
Воздух из этой камеры
откачивается одним фор-
вакуумным насосом типа
В Н -1 -12. Пр еде л ьн ы й
в а куу м в в а к vy м но й
камере составляет 1 X
ХЮ-2 мм. рт. ст. Сжатие
св а р ив а е м ы х дет ал е й
производится при помо-
щи винтового прижима и
за счет удлинения стерж-
ней при повышении тем-
пературы, Нагрев стерж-
ней производится т. в. ч.
от индуктора 6, распо-
ложенного с внешней стороны кварцевой трубки. Производи-
тельность данной установки составляет 100—200 нагревателей
за смену. При сварке V-образных стержней спаривают две ана-
логичные установки.
Установка СДВУ-5К (рис. 63). Сварочная диффузионная ва-
куумная установка СДВУ-5К предназначена в основном для
диффузионной сварки в вакууме анероидных мембранных ко-
робок или других аналогичных деталей. В этой установке в ка-
честве источника нагрева деталей используется сварочный
трансформатор, от которого ток через систему токопроводов
проходит через свариваемые детали и разогревает их. В уста-
новке (рис. 64), так же как и в ранее рассмотренных, имеются
вакуумная система, гидравлическая система, системы нагрева
и управления [50, 62, 64].
133
Вакуумная система состоит из форвакуумного насоса 16, ко-
торый приводится во вращение от электродвигателя 15. Для
уменьшения вибрации всей системы, а следовательно» и сохра-
нения надежного вакуума па всасывающей трубе форвакуум-
ного насоса установлен сильфонный компенсатор 17. Отключе-
ние паромасляного насоса (Н1-С) 14 производится при помощи
затвора (ДУ-85У) 9 и вентиля (ДУ-25) 8. Второй вентиль ДУ-25
служит для перекрытия форвакуумной линии. Клапан 7 слу-
Рис. 64. Схема сварочной вакуумной уста-
новки с контактным нагревом типа СДВУ-5К;
р — давление на свариваемые детали
жиг для напуска воз-
духа в вакуумную каме-
ру 5, в которой уста-
новлен кронштейн.
Кронштейн является
несущей конструкцией
и служит для крепле-
ния электродов и вос-
принятая нагрузки от
гидроцилиндра , 10.
Нижний электрод
.подвижный, уплотнение
сто осуществляется
при помощи сильфо-
на 11.
Гидросистема уста-
новки состоит из мас-
ляного бака, гидрона-
соса 13, распредели-
тельного золотника 12,
гидроцилиндра 10 и не
показанных на схеме—
фильтра, предохрани-
тельного клапана с переливным золотником, обратного клапана
и манометра.
Нагрев свариваемых деталей осуществляется за счет сопро-
тивления их прохождению переменного тока промышленной ча-
стоты. На этой установке можно сваривать в числе других де-
талей и мембраны из различных материалов.
Электроэнергия электросети через рубильник 1 и предохра-
нители 2 поступает на сварочные трансформаторы 3 и 4. Со
вторичной обмотки сварочного трансформатора ток по шинам 6
поступает к электродам, а через них к свариваемым деталям,
которые нагреваются и свариваются. Установка на высокую
производительность не рассчитана.
Техническая характеристика
Производительность в шт/ч . . . ................
Температура сварки в °C ................................
134
10—15
300—1200
Максимальный диаметр свариваемых деталей в .w.w
Потребляемая мощность в кви
Расход вода в м9/ч . .
Габаритные размеры в лм/.
100
30
1
1120x685x1350
Площадь, занимаемая всей установкой (без проходов) —
1930- 2020 X 800 мм. Мощность трансформатора ОСУ 40/05 —
28 кет, его размеры 810 X 490 X 770 лш.
Установка с местным вакуумом для сварки проволоки
СДВУ-21. Сварочная диффузионная вакуумная установка типа
СДВУ-21 (рис, 65) предназначена для сварки проволоки диа-
метром 3—6 льи неограниченной длины. Материал проволоки
самый разнообразный. Эта установка обеспечивает так назы-
ваемый местный вакуум, т. с. в вакуум помещена нс вся деталь,
а только часть ее. Отличительной особенностью данной установ-
ки является то, что здесь применен разъемный индуктор, при-
чем разъем производится одновременно с разъемом вакуумной
камеры. Достижимый вакуум составляет 1 • 10 3—1 • 10 4 мм рт. ст.
В остальном установка сходна с установками, описываемыми
раньше. Все зажимы и поджатия производятся при помощи
различных механизмов вручную.
Установка с наложением ультразвуковых колебаний
СДВУ-13. Установка СДВУ-13 предназначена для сварки актив-
ных металлов в вакууме. Так как активные металлы обладают
способностью образовывать на воздухе в чрезвычайно короткое
время окисные пленки, то сварка данных металлов затрудни-
тельна. Поэтому для очистки от окисных пленок используют
ультразвуковые колебания в вакууме. На рис. 66 показана схе-
ма применения ультразвуковых колебаний при диффузионной
сварке в вакууме (авторское свидетельство ЛЬ 156043) [86, 116].
Если при сварке давлением в вакухме взять две сваривае-
мые детали, например металлическую 1 и алюминиевую 2, па
которые действует давление р, и присоединить к ним под дав-
лением р{ магнитострикционный преобразователь и концентра-
тор 3, то окисная пленка раздробится и удалится с обеих со-
прягаемых поверхностей, а при дальнейшем приложении уль-
тразвуковых колебаний перпендикулярно к свариваемым по-
верхностям будет иметь место интенсификация диффузии и тем
самым повышение качества соединения.
В научно-исследовательской лаборатории диффузионной
сварки в вакууме разработана конструкция такой установки.
Основным узлом этой установки является вакуумная камера.
Она сварена из листов нержавеющей стали (рис. 67). С боков
камеры сделаны вводы Л 2 для концентраторов ультразвука.
Концентраторы соединены с магнитострикторами 3, 4 вне ка-
меры. Подключение магнитострикторов к генератору УЗМ-10А
производится в противофазе.
135
136
tf насосу
Риг. 66. Сварка с применением
ультразвуковых колебаний
Процесс диффузионной сварки на данной установке заклю-
чается в следующем: детали 5 помещают в камеру 6. Нижняя
деталь жестко закрепляется в призмах 7. Верхняя деталь за-
жимается между двумя концентраторами, имеющими неболь-
шое поступательное движение.
Производится откачка воздуха до создания разрежения по-
рядка 1 - 10“3—1 • 10 4 мм рт. ст. После откачки воздуха вклю-
чают генератор УЗМ-10Л и производят очистку поверхностей,
подлежащих сварке при помощи
ультразвуковых колебаний. После
очистки поверхности от окисных
пленок включают т. в. ч. для на-
грева свариваемых деталей че-
рез индуктор 8. Одновременно
через птгок 9 подается давление
порядка 1—2 кГ/мм2. Темпера-
тура сварки контролируется тер-
мопарой 10, вводимой в вакуум-
ную камеру. После окончания про-
цесса сварки летали выгружают
из камеры.
Работа вакуумной головки
возможна и ио другому циклу:
з а гр уж аются дет а л и; соз да етс я
вакуум в сварочной камере; соз-
дается предварительное давление
на свариваемые образцы; вклю-
чается ультразвуковой генератор
и нагрев от высокочастотного ге-
нератора; по достижении темпе-
ратуры сварки ультразвуковой генератор отключается и созда-
ется окончательное давление. По истечении времени сварки на-
грев отключается, детали остывают.
Установка роторного типа СДВУ-9. Полуавтоматическая сва-
рочная диффузионная вакуумная установка типа СДВУ-9 име-
ет широкое назначение, например для сварки железок рубанков
и фуганков, резцов, биметаллических и других деталей. Уста-
новка может применяться на предприятиях многих отраслей
промышленности, производящих детали, сходные по конструк-
ции, площади контакта и металлоемкости. Данная установка
состоит из двух агрегатов, взаимосвязанных и работающих по
полуавтоматическому циклу [57].
Полуавтоматическая сварочная диффузионная установка ти-
па СДВУ-9 является промышленной установкой, рассчитанной
на высокую производительность при хорошем качестве сварки.
Она может быть легко встроена в автоматическую линию про-
п ЩОДС ГВа-
137
Высокая производительность установки достигается в ре-
зультате перекрытия вспомогательного времени рабочим, т. е.
время затрачивается только на сварку. Для этого вместо одной
рабочей камеры в данной установке имеется несколько камер,
расположенных на карусели. Все рабочие камеры при враще-
нии карусели последовательно проходят весь технологический
цикл так, что одна из камер находится в положении «Загруз-
ки — выгрузки» в течение времени, необходимого для выполне-
ния этих операции. Карусель может поворачиваться и фиксиро-
гонцентратора
Рис. 67. Камера для сварки с наложением ультразвуковых колебаний
ваться в каждой позиции. Поворот карусели осуществляется от
привода, состоящего из электродвигателя 1 (рис. 68), редукто-
ра 2 и улиты 3. Фиксация на каждой позиции осуществляется
при помощи реле времени. Ко всем камерам подведена про-
точная вода для охлаждения через вращающиеся уплотнения.
Установка работает следующим образом. На первой пози-
ции «Загрузка — выгрузка» происходит загрузка вакуумной ка-
меры деталями и по истечении времени выстаивания на одной
позиции карусель автоматически поворачивается па определен-
ный угол и останавливается в следующей позиции «Низкий
вакуум». В этой позиции вакуумная камера через сильфонное
уплотнение 5 соединяется с форвакуумным насосом 4, который
создает в камере вакуум порядка 5 • 10~2 мм рт. ст. Коммутация
камер с вакуумными насосами осуществляется при помощи
двух дисков золотника, верхнего подвижного 8 и нижнего не-
подвижного 7. Вакуумные насосы 6 жестко соединены с ниж-
138
ним неподвижным диском золотника, а верхний диск золотника
с камерами поворачивается от позиции к позиции.
По истечении времени при выдержке па позиции «Низкий
вакуум» камера 9 переходит па следующую позицию — «Высо-
кий вакуум». 11а этой позиции камера через трубки 10 соединя-
ется с двумя последовательно соединенными вакуумными на-
сосами: паромасляным и форвакуумным. В камере создается
вакуум порядка 1 • 10 4 мм рт. ст. По истечении времени вы-
К генератору
К приборам
контроля и
управления
Вода
Рис. 68. Полуавтоматическая пятипозиционная карусельная вакуум-
ная установка СДВУ-9

Д' электросила-
** . ---------
вой сети
12
держки на данной позиции камера с деталями передвигается
на следующую позицию — «Сварка». В этой позиции поддер-
живается вакуум порядка I • 10-4 л-ш рт. ст. при помощи двух
последовательно соединенных насосов: паромасляного и фор-
вакуумного.
11а позиции «Сварка» осуществляется нагрев свариваемых
дета«чей от высокочастотного генератора 13 до определенной
заданной температуры и выдержка при температуре сварки.
После подъема температуры свариваемые детали сжимаются.
Давление осуществляется при помощи гидравлического насо-
са //, который подаст масло в гидроцилиндр 12, шток поршня
которого передает давление ла свариваемые детали. По исте-
139
чении времени сварки нагрев выключается и камера со сварен-
ными деталями передвигается на следующую позицию «Осты-
вание», в которой давление сохраняется прежним. Позиция
«Остывание» с вакуумными насосами не соединяется.
После выдержки на позиции «Остывание» камера передви-
гается на следующую позицию «Загрузка и выгрузка». Па дан-
ной позиции вакуумная камера соединяется с атмосферой и
производится выгрузка сваренных деталей и загрузка новой
партии деталей. Далее цикл повторяется.
Техническая характеристика
Производительность в шт/ч ................................. 150
Температура сварки в ' С ..... 700—1200
Максимальная площадь сварки в cw2 100
Потребляемая мощность в ква 340
Расход воды в я?/ч........................................... 3
Необходимая площадь для всей установки в я2 40
Установка СДВУ-12. Полуавтоматическая сварочная диффу-
зионная вакуумная установка СДВУ-12 (рис. 69) предназначе-
на для диффузионной сварки в вакууме образцов деталей с пло-
щадью сечения нс более 18 см2 (при удельном давлении
1 кГ/мм2), выполненных из разнородных материалов: сталь —
сталь, сталь — чугун, сталь — медь, сталь — никель и др.
Техническая характеристика
Производительность в иип/ч ..........
Принцип работы . . . ... ................
Температура нагрева в С ................ ..............
Потребляемая мощность (с генератором ЛГЗ-10А) в ква . .
Расход охлаждающей воды (с генератором ЛГЗ-10А) в м*/ч
Габаритные размеры в мм ................................
Вес в кг ... . . ...
До 15
11рсрывный
400—1400
20
1
1272X721X1408
664
Потребляемая мощность генератора ЛГЗ-10Л 17,5 ква, ча-
стота 380—400 кгц, размеры ИЗО X 1100 X 2120 лш, вес 750 кг.
Полуавтоматическая установка СДВУ-12 (рис. 70) состоит
из корпуса 2, в котором смонтированы гидроцилиндр 3, вакуум-
ная камера 4, гидравлическая система 5 с масляным баком 1 и
вакуумная система 6. На лицевой панели установки размещены
переключатели реле времени, кнопки управления «Пуск» и
«Стоп», сигнальная лампа, световые табло, манометр, ампер-
метр и два потенциометра СПР-1. Один из них регулирует и
записывает заданный тепловой режим сварки, а другой кон-
тролирует и записывает разрежения в вакуумной камере. Для
высокочастотного нагрева свариваемых деталей установка
СДВУ-12 подключена к генератору т. в. ч. ЛГЗ-10А или ЛЗ-37.
Разрежение в вакуумной камере измеряется при помощи мано-
140
метрическом лампы типа ЛТ-2 или ЛМ-2, замер температуры
нагрева деталей контролируется посредством платмнородий-
плэтиповой гермопары, присоединенной к потенциометру.
Вакуумная камера, смонтированная на опорной плите,
имеет патрубок для откачки воздуха, два штока для передачи
Рис, 69. Полуавтоматическая сварочная диффузионная
вакуумная установка СДВУ-12 с автоматическим уп-
равлением:
1 — вакуумная камера; 2— табло; 3 — амперметр;
4 — манометр; 5 — на кум метр; 6 — потенциометр ПСР-1
давления от гидроцилиндра па свариваемые детали, ввод для
термопары и индуктор для высокочастотного нагрева деталей.
Детали загружают и выгружают через дверцу, уплотняемую
эксцентриковыми прижимами. Для наблюдения за -процессом
сварки в дверце вставлено стекло. Опорная плита и вакуумная
камера имеют рубашки водяного охлаждения. Гидроцилиндр с
двумя штоками, установленный па двух стойках, предназначен
для создания давления на свариваемые детали.
141
Рис. 70. Схема полуавтоматической установки СДВУ-12
142
На рис. 71 представлена принципиальная схема вакуумной
установки. В предварительной стадии откачки вакуумный на-
сос 1 создаст разрежение в камере до 5- 10~г мм рт. ст. (при
этом затвор 5 открыт, затворы 4 и 9 закрыты), после чего в
работу подключается паромасляный вакуумный насос 10 (при
этом затвор 5 закрывается, а затворы 4 и 9 открываются), ко-
Рис. 71. Вакуумная система уста-
новки СДВУ-12
Масляный бак
Рис. 72. Гидравлическая схема уста-
новки СДВУ-12
торый увеличивает разрежение до 3*10"4 мм рт. ст. Воздух в
вакуумную камеру напускается через электромагнитный кла-
пан 7, а в вакуумную систему—через клапан 3. В системе
имеются вакуумметрпчсские датчики 6 и б и сильфон 2. Все
оборудование системы имеет индивидуальные электрические
приводы от электродвигателей или электромагнитов. Работой
вакуумной системы управляет блок автоматики. Электрообору-
дование установки питается ог трехфазной сети напряжением
220 я» частотой 50 гц.
На рис. 72 представлена принципиальная гидравлическая
схема установки. Давление в системе, создаваемое гидронасо-
сом 2, но системе трубопроводов передается в гидроцилиндр.
143
Ппдача Слив
Работа гитроцилиндра управляется реверсивным золотником 5.
а давление контролируется манометром 4. Давление в системе,
в зависимости от площади сечения свариваемых деталей, регу-
лируется предохранительным клапаном 3, а подпор давления--
обратным клапаном 6. Рабочая жидкость в гидросистеме очи-
щается фильтром Л установленным на всасывающем патрубке
гидронасоса. Работа реверсив-
ного золотника и гидронасоса
у и р а вл яется б л око м а вто м а -
ГИКИ.
Охлаждающая вода посту-
пает через запорный вентиль /.
реле давления 2 и, предвари-
тельно нагревшись в иаромас-
ляном насосе 5 и индукторе 3,
подается в рубашки охлажде-
ния камеры 4 и опорной пли-
ты. Реле давления предотвра-
щает включение установки без
предварительного пуска охла-
ждающей воды в нее (рис. 73).
Пакетным выключателем
установку подключают к сети
(при этом загорается лампа),
после чего пускают воду для
охлаждения, одновременно
подготавливая реле давления
цепи пускового роле. В каме-
ру под штоки загружают дета-
ли, соединяя с одной из них
термопару, и закрывают каме-
ру. Зазор между деталью и
индуктором должен быть не
менее 2 мм.
Установку СДВУ-12 можно
монтировать без специального
фундамента в чистом, нсзапы-
ленном помещении (при температуре не ниже +5°С), в кото-
ром имеется вытяжная вентиляция.
Высокочастотный генератор монтируется согласно инструк-
ции по монтажу высокочастотных генераторов.
Для установки СДВУ-12 и высокочастотного генератора не-
обходимо предусмотреть щит с рубильником или другим вы-
ключающим устройством с предохранителями; подвести сегь
переменного тока напряжением 220 в частотой 50 гц, водопро-
водную магистраль и трубопровод для отвода охлаждающей
воды в канализацию. Давление воды в водопроводной маги-
воды воды
Рис. 73. Схема водоохлаждения
установки СДВУ-12
144
стр а ли должно быть 1,5—2 ат\ надежно заземлить установку
и генератор.
При наладке установки необходимо предохранительным кла-
паном отрегулировать давление в гидравлической системе. Пе-
ред началом работы в установку и генератор пускают охлаж-
дающую воду, а во время работы следят за протеканием воды
во всех ветвях охлаждения, за чистотой вакуумной камеры; не
допускают попадания в нее воды и масла, проверяют надеж-
ность заземления. При снижении температуры ниже 0° систему
охлаждения следует освободить от воды и продуть сжатым
воздухом. Только отключенную установку можно осматривать,
проверять и ремонтировать.
Установка роторного типа СДВУ-25*. Полуавтоматическая
сварочная диффузионная вакуумная установка роторного типа
СДВУ-25 предназначена для диффузионной сварки в вакууме
образцов деталей из различных металлов. Установка может
быть встроена в поток (рис. 74).
Техническая характеристика
Производительность в смену (при единовременной загрузке
в камеру по 4 детали) в шт...................... До 560
Температура нагрева в °C........................ . . . 800—1300
Расход охлаждающей воды в л/мин................... . 20
Потребляемая мощность в ква . , . . . ....... 25
Подводимое напряжение в в............... ............. 220
Полуавтоматическая сварочная диффузионная вакуумная ус-
тановка СДВУ-25 (рис. 74,а} является агрегатом, состоящим
из высокочастотного лампового генератора (ЛГЗ-10А) /, соб-
ственно сварочной установки (карусели 2) и поста управления 3.
Сварочная диффузионная вакуумная установка роторного типа
СДВУ-25 выполнена по принципу карусели (рис. 74,6 и в).
Восьмипозиционная карусель работает в такой же последова-
тельности позиций: /—-давление атмосферное—загрузка и вы-
грузка; //, III, IV— создание низкого вакуума; V, VI, VII —
создание высокого вакуума — сварка; VIII — остывание.
На вращающемся вокруг вертикальной оси столе 5 размеще-
ны восемь вакуумных камер 4, в которых происходит сварка.
На стойках перед столом помещен еще один кольцеобразный
диск 6, на котором установлены восемь гидроцилиндров, в
в которых поршни расположены один в другом (рис. 75). Шток
наружного поршня соединен с колпаком вакуумной камеры 8
(см. рис. 74) и служит для его подъема и опускания. Шток
внутреннего поршня передает давление на свариваемые
детали.
* Казаков Н Ф. и А лек се е в И. Д. Авторское свидетельство
№ 136837.
10 Заказ 1355 145
1
6) //
146
Каждая камера снабжена отдельным индуктором, ветви
которого выходят из камеры и служат для соединения с гене-
ратором на позиции сварки. Кроме того, каждая камера снаб-
жена окном 9, через которую на позиции сварки при помощи
фотопиромстра 10 производятся замер и регулирование темпе-
ратуры.
Поворотный узел (стол 5) опирается на восемь роликов. От
радиального смещения его удерживают центральный вал и во-
семь роликов с вертикальной осью вращения. Центральный вал
представляет собой шлифованную трубку, которая вращается
на другой неподвижной трубе ИУ укрепленной на корпусе. Вал
получает вращение от привода карусели, состоящего из электро-
двигателя, клипоременной передачи, редуктора и мальтийского
креста. В нижней части корпуса установки размещены десятика-
мерный насос 13 предварительного разряжения с шестью вакуум-
ными клапанами, гидроаппаратура 14 и гидропапсль 18. а так-
же вакуумный золотник, вакуумные фильтры 16 и три паро-
масляных высоковакуумных насоса 15.
На первой позиции (колпак вакуумной камеры поднят)
ниже опорной плиты поворотного стола установлен гидравличе-
ский манометр 20, служащий для контроля за сжатием сваривае-
мых деталей.
Пост управления служит для автоматического управления
всеми параметрами сварки и работой установки. В нем установ-
лены три вакуумметра: два магнитных блокировочных вакуум-
метра ВМБ-2П и один термопарный -- ВТ-2-П. Один из ваку-
умметров ВА4Б-2П измеряет и регулирует вакуум па пятой
позиции («Высокий вакуум»), второй — на позиции VI («Свар-
ка»), а третий является контрольным и служит для замера
вакуума в остальных позициях (кроме VIII) путем переключе-
ния переключателя на нужную позицию. В посте управления
установлены амперметр для замера тока, проходящего через
электронагреватели паромасляных насосов, и реле времени для
управления выдержкой на позиции.
Полуавтомат для сварки специзделий. Установка предназна-
чена для сварки составных железок рубанков и фуганков и
других подобных изделий1. Установка выполнена в виде кару-
сельной полуавтоматической линии роторного типа, несущей на
вращающейся карусели все вакуумные агрегаты. При этом
1 Авторское свидетельство № 152716.
Рис. 74. Установка роторного типа СДВУ-25 для диффузионном сварки:
/ — генератор ЛГЗ-ЮА; 2 — установка СДВУ-25; <3 — пост управления; 4 — вакуум-
ная камера; 5 — вращающийся сгол; 6 — подвижный диск; 7 — гидроцилиндр; 8 —
колпак вакуумной камеры; 9 — гляделка; 10 — фото пиро метр; 11 — неподвижный
диск; 12 — привод карусели; 13 — десягикамерный насос низкого разрежения; 14 —
гидроаппаратура; 15 — паромасляный насос; 16 — фильтр; 17 — компенсатор силь-
фонный; 18 — гидрозолотник; 19 — клапан вакуумный; 20 — индуктор* 21 — бак
масляный " '
10* 1.47
каждая вакуумная камера снабжена отдельным пароструйным
диффузионным насосом, что позволяет вести непрерывную от-
Рис. 75. Гидравлическая схема СДВУ-25:
/ - масляный бак; 2 - насос Л1Ф-5; 3 - фильтр 1'41-11: 4 ~ трехходовой
золотник 2БГ-73-21; 5 — редукционный клапан Гб/-12; б — дроссель 155-21.
7 — манометр
качку воздуха из каждой камеры независимо от других камер,
расположенных на карусели.
148
Карусель роторного полуавтомата состоит из жестко свя-
занных между собой верхнего стола /, вала карусели 2 и ниж-
него стола 3 (рис. 76). На верхнем столе смонтированы вакуум-
ные камеры 4 с гидравлическими прижимными устройствами 5
и расположенными в них индукторами 6 и свариваемыми изде-
лиями 7. Каждая вакуумная камера снабжена собственным
высоковакуумным диффузионным насосом 8 и вакуумно-рас-
пределительным агрегатом 9. Установленные на нижнем столе
вакуумные насосы предварительного разрежения 10 через
Рис. 76. Роторный полуавтомат для диффузионной сварки в вакууме
всасывающие патрубки 11 соединяются с комбинированными
системами предварительной откачки 12 и откачки на выпуске
из диффузионных насосов 13. Переключение вакуумных венти-
лей и заслонок осуществляется от путевых копиров 14 через
ролики и штоки 15.
Полуавтомат снабжен автономной гидравлической систе-
мой 16, системой охлаждения 17, приводом вращения карусе-
ли 18, расположенным в верхней части на специальном порта-
ле 19, и электрическим коллектором 20. Включение индукторов
нагревателей осуществляется в необходимый момент через
шины 21.
В основу конструкции полуавтомата заложены принципы,
свойственные высокопроизводительным машинам, близким по
технологическим признакам к роторному типу, когда ритм
149
машины, т. е. темп выдачи обработанных (сваренных) деталей,
зависит только от основного технологического времени на эту
операцию. В результате расчетов и эксперимента принята схема
восьмнпозиционного карусельного полуавтомата с ритмом
5 мин. Изделия загружаются в камеры в пачках по 20 шт. в
каждой.
Отсутствие надежных обмазок может явиться серьезным
тормозом в практическом внедрении высокопроизводительных
машин, в которых изделия свариваются в пачках. Автомат мо-
жет регулировать темп выдачи изделий в пределах 2—10 мин.
Вакуумная гигиена. Процесс откачки газов и водяных паров
из рабочей камеры является весьма ответственным и, как пра-
вило, отличается большой трудоемкостью. Поэтому следует
уделять самое серьезное внимание не только всей вакуумной
системе установки в период ее изготовления, но и так называе-
мой вакуумной или производственной гигиене во время эксплуа-
тации.
Все достижения вакуумной техники, в частности, связан-
ные с производством сварочных диффузионных вакуумных уста-
новок, оказываются недостаточными, если одновременно пе
предохранять вакуумную систему установки от различных за-
грязнений. Эти загрязнения могут служить дополнительным
источником газов и паров и том самым затруднять и даже
сделать невозможным получение в рабочей камере высокого
вакуума. Примеси посторонних паров и газов и другие загряз-
нения, испарившись в вакууме, могут воздействовать на поверх-
ности свариваемых деталей. Вредное воздействие может оказать
даже очень малое по своей массе загрязнение.
Вакуумную гигиену следует соблюдать на всех операциях
изготовления установок для сварки в вакууме, а также на опе-
рациях, после которых детали и узлы установки монтируются
непосредственно внутри рабочей камеры. Вакуумная гигиена
начинается с борьбы за чистоту окружающего воздуха, он не
должен содержать взвешенных частиц (пыли, копоти), паров
кислот или других веществ.
В производственных помещениях, где производится сварка
в вакууме, помимо поддержания безукоризненной чистоты,
необходимо исключить попадание в сварочную камеру и при-
боры механических частиц и пыли со стен, потолков и пола.
Поэтому стены и потолки покрывают прочной влагостойкой
краской и периодически очищают. Полы должны быть без швов
и щелей, в которых может легко накапливаться пыль.
Место, где производится вакуумная сварка, следует распо-
лагать в некотором отдалении от таких производственных цехов
или мастерских, как металлургические, травильные и механиче-
ские. Важно поддерживать и чистоту территории, окружающей
помещение вакуумной мастерской.
150
Исключительная чистота, граничащая с хирургической,
должна быть на рабочих мостах. Аналогичные требования отно-
сятся к инструменту для сборки, таре для готовых к сварке
деталей. Последнюю желательно изготовлять из пластмассы,
стекла, целлофана и стойкого против окисления на воздухе
металла.
При обращении с готовыми для сварки деталями можно
пользоваться только чистым, обезжиренным инструментом. Да-
же при вполне чистых руках за детали нельзя браться руками,
так как на поверхности свариваемых частей деталей могут
остаться следы от пота и жира, затрудняющие откачку и спо-
собствующие разрушению деталей по месту сварки. Поэтому на
руки необходимо надевать резиновые перчатки. Чистота спец-
одежды, пользование белыми халатами в рабочем помещении
вакуумной сварочной лаборатории всеми сотрудниками и посе-
тителями также обязательны.
Все указанные выше мероприятия по вакуумной гигиене
сводятся к одному требованию: соблюдению строгой чистоты на
всех операциях и устранению причин, вызывающих загрязнения
Аналогичные требования к чистоте предъявляются в настоящее
время во многих лабораториях и производственных цехах.
Перечень специальных требований, относящихся только к ваку-
умной гигиене, изложен в специальной инструкции Министер-
ства радиотехнической промышленности. Дополнительно следу-
ет сказать о ряде соображений, имеющих непосредственное
отношение к вакуумной гигиене при работе на установках
СДВУ, в частности на операции откачки воздуха из рабочей
камеры.
Трубопроводы необходимо содержать в исправности и строго
соблюдать чистоту как внешней, так и особенно внутренней по-
верхностей. Следует периодически обновлять смазку между
притертыми поверхностями кранов, иначе смазка со временем
подсыхает и в пространстве между поверхностями могут образо-
ваться зазоры, возникнет опасность натекания в камеру воздуха.
Перед промазыванием кранов старую смазку необходимо смыть
соответствующим растворителем, причем нельзя допускать
попадания растворителя в трубопровод в жидком виде. При
нанесении смазки следует избегать выхода ее за пределы
притертых поверхностей; она не должна закрывать отверстий
крана, так как это сильно снижает пропускную способность
трубопровода. Если смазка будет иметь большую поверхность
испарения, она может попасть внутрь вакуумной системы и по-
следняя будет загрязнена ее парами.
Вакуумные ловушки, загрязненные осаждающимися на и к
стенках веществами, необходимо периодически промывать или
заменять. Важно также следить за состоянием вакуумных
насосов. Масло во вращательных насосах загрязняется главным
151
образом накапливающейся в процессе откачки влагой. Масло в
пароструйных насосах может изменить свой состав в сторону
увеличения содержания более летучих фракций. В связи с этим
в зависимости от сорта масла, конструкции насосов и степени
загруженности вакуумной системы необходимо периодически
заменять масло свежим и одновременно промывать детали на-
сосов (обычным бензином или бензолом), а затем просушивать.
Длительное сохранение хорошего -состояния вакуумной си-
стемы в надлежащем с точки зрения вакуумной гигиены
состоянии.облегчается, если после работы в перерывах вакуум-
ную систему оставлять под вакуумом, т. е. не впускать в пее
атмосферного воздуха. Благодаря этому стенки трубопровода
сохраняются более чистыми, с меньшим содержанием адсорби-
рованных водяных паров и газов. Масло в пароструйных диффу-
зионных насосах не растворяет в себе большого количества
воздуха и насосы после включения работают быстрее. Сохра-
нение под вакуумом внутренних частей форвакуумных насосов
не обязательно.
Глава IV. ОСНОВНЫЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ
ПАРАМЕТРЫ ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ
ОБЩИЕ ВОПРОСЫ
Диффузионная сварка в вакууме основана на сближении
чистых поверхностей деталей в вакууме при повышенной
температуре и небольшом удельном давлении и взаимной диф-
фузии на относительно небольшие расстояния.
В настоящее время с помощью диффузионной сварки изго-
товляют узлы и детали из различных металлов, сплавов и неме-
таллических материалов. Композиции свариваемых материалов
исключительно разнообразны. В результате накопленного опыта
можно сделать вывод, что большинство металлов и сплавов:
никель, медь, титан и их сплавы, стали, в том числе аустенитно-
го класса и др., обладает хорошей взаимной свариваемостью.
То же можно сказать о тугоплавких металлах — молибдене,
вольфраме, тантале, ниобии. Хорошо сваривается молибден с
медью, молибден со сталью, ниобием. Получено сварное соеди-
нение алюминия с коваром, обладающее герметичностью и
прочностью, удовлетворяющими необходимым требованиям.
Свариваются минеральная керамика и металлокерамика с
металлами. Без труда осуществляется сварка чугуна со сталью
сразу по большой поверхности. В настоящее время свариваются
такие разнородные металлы, как титан и медь МБ, титан и ко-
вар, титан и константан, титан и молибден, титан и платина,
молибден и ковар, стекло и ковар, соединение которых невоз-
можно осуществлять другими методами сварки и пайки [1, 44, 94,
150, 158].
Так как при диффузионной сварке осуществляется нагрев
поверхностей деталей выше точки рекристаллизации при
небольшом давлении, то оказывается возможным сваривать
металлы и сплавы с большой степенью точности без существен-
ных изменений их физико-механических свойств. С помощью
весьма простых приемов возможно управлять процессом сварки
нагревом деталей, увеличением удельного давления на поверх-
ности контакта, понижением разрежения в рабочей камере,
увеличением выдержки деталей при соответствующих темпера-
турах, различными способами подготовки соединяемых поверх-
ностей и т. п. Установление соотношений между этими парамег-
153
рами процесса сварки имеет первостепенное значение для
отработки оптимальной технологии.
Изменение прочности соединения с повышением температуры
процесса хорошо отражает ряд микрофотографий мест соедине-
ний армко-железа со сталью 45. Температура 980° С достаточна
для создания общих зерен на границе соединяемых металлов,
ио эта температура, по-видимому, еще недостаточна для обеспе-
чения диффузии окисных
пленок с поверхности соеди-
Рис. 77. Зависимость прочности свар-
ного соединения от удельного давле-
ния:
1 — чугун СЧ 18-36; режим сварки: В =
— I • It)-4 мм рт. ст.. t «= 5 мин, Т —
= 900° С; 2 — сталь 50; режим свярки:
В = 1 - 10-4 ми рт. ст.. t = 5 мин, Т
« 1100° С; 3 - сталь 4X14H14B2M; режим
сварки: В = I . 10—’ мм рт. ст., t =
= 5 мин. Т •« 1200° С
77). Давление требуется для того,
пяемых деталей. Места их
ликвации хорошо видны
внутри общих зерен в виде
темных точек.
Температура 1050° С обе-
спечивает соединение, по
своей структуре совершенно
не отличающееся от струк-
туры основного металла, ли-
ния соединения неразличи-
ма. Подобное явление на-
блюдается при диффузион-
ной сварке других металлов
при оптимальной темпера-
туре свариваемости мате-
риала (рис. 7—18).
Другой важной техноло-
гической характеристикой
г I р оцесс а ди ф фузион и ой
сварки является давление.
Г рафически зависимость
прочности получаемого сое-
динения при изменении дав-
ления выр ажается кривой
такого же характера, как и
тем пера тур н ая кр и в а я (р и с.
чтобы создать плотный кон-
такт свариваемых поверхностей, что необходимо для взаимного
диффузионного обмена атомов свариваемых материалов. Если
давление при сварке меньше оптимального, то на границе соеди-
нения могут появиться непровары.
На рис. 18, а и б представлена микроструктура соединения
стали Р18 и стали 45, выполненного при давлении ниже опти-
мального (1 кГ/мм2) и при оптимальном давлении (2 кГ/мм2).
При давлении 1 кГ/мм2 четко видны непровары. Когда две
чистые поверхности металла вступают в контакт, то вершины
поверхностных неровностей касаются друг друга и там, где они
растекаются, возникает действительная поверхность контакта.
154
Она находится в следующей зависимости по отношению к силе
Ру которой сдавливаются поверхности, и к среднему значению
от предела текучести:
ММ2.
Для более пластичных материалов, таких как алюминий,
титан, армко-железо и т. п., как правило, требуется более низкое
оптимальное давление сварки (0,25—1 кГ/мм2), чем для сварки
Рис. 78. Сварочный цикл изме-
нения разряжения при сварке
твердого сплава Т15К6 со
сталью 45:
«, б — откачка воздуха; б. в —
передача давления; г, д —
тельноеть сварки; е, ж — осты-
вание
менее пластичных материалов,
таких как легированные стали,
чугун, металлокерамика (1,5—
<5 'кГ/мм2).
Производительность работ
можно повысить путем интенси-
фикации процесса, т. е., во-пер-
вых, за счет сокращения подго-
товительно-заключительного вре-
мени; во-вторых, ускорением про-
цесса откачки, нагрева и после-
дующего охлаждения деталей;
в-третьих, созданием полуавтома-
тического многопозиционного обо-
рудования для диффузионной
сварки. Рассмотрим сказанное на
примере сварки меди и ковара.
В работе был исследован ха-
рактер изменения остаточного
давления в рабочей камере и тем-
пературы нагрева в процессе
диффузионной сварки, графики
которых показаны па рис. 78. Из
графика видно, что на создание высокого вакуума в камере за-
трачивается 10—12 мин. Затем начинается нагрев свариваемых
деталей. Нагрев деталей приводит к неизбежному выделению
растворенных в них газов. Количество этих газов зависит от со-
става металла и размеров свариваемых деталей. Скорость выде-
ления газов определяется интенсивностью нагрева. При этом
давление в камере повышается (участок бв).
Участок гд характеризует установившееся давление в каме-
ре во время обезгаживания. Процесс обезгаживания можно
ускорить за счет повышения температуры нагрева, используя
более мощную систему откачки. В противном случае повышение
давления до 10-3 мм рт. ст. может вызвать ионизацию и пробой
(короткое замыкание между витками индуктора). По окончании
обезгаживания происходит уменьшение остаточного давления
155
в камере до 1 • 10-4 мм рт, ст. (участок де), после чего создается
необходимое усилие сжатия деталей.
Участок еж характеризует непосредственный процесс свар-
ки, продолжительность которого 15—20 мин. По истечении
указанного времени нагрев прекращается, давление остаточных
газов в камере уменьшается. Усилие сжатия не снимается до
остывания деталей до температуры 80—150° С. Если давление
снять преждевременно, то в случае сварки разнородных метал-
Рис. 79. Сварочный цикл изменения температуры при
сварке:
/ _ твердого сплава T15K6 со сталью 45; 2 — меди;
3 — ковара
лов происходит разрыв по линии стыка, а при сварке однород-
ных металлов предел прочности сварного шва снижается.
Кривая изменения остаточного давления в рабочей камере
была получена при сварке деталей из бескислородной меди. При
сварке деталей из других металлов характер кривой сохра-
няется.
Из графика на рис. 79 видно, что для диффузионной сварки
(меди с медью, ковара с коваром, твердого сплава Т15К6 со
сталью 45) необходим нагрев первоначально до температуры
несколько выше температуры сварки (выше на 50—70° С), так
как при приложении давления к свариваемым деталям часть
тепла за счет увеличения контакта отводится в прижимные
156
устройства. Кроме того» тепло расходуется на диффузию частиц
одного металла в другой.
После окончания нагрева детали во избежание их окисления
на воздухе должны остывать до определенной температуры.
Для деталей из черных металлов она не должна превышать
150—250° С, для цветных 80° С, а для твердых сплавов 100° С.
При остывании сваренных образцов или деталей от температу-
ры сварки до комнатной происходит термическое сокращение
каждого из материалов на величину
AL =
При равных Lo и Д7 у сварного образца AL определяется ко-
эффициентом термического расширения материала а. Для стали
Х18Н10Т а — 18* 10-6 град'1, стали 45 а = 14• 10"6 град'1, твер-
дого сплава а = 7 • 10-6 град~], графита а — (4 н- 6) 10~б град~].
Следовательно» стальная часть образцов сокращается в не-
сколько раз больше, чем твердосплавная или графитовая.
Развивающиеся при этом напряжения в сварном соединении
снижаются при определенной температуре (например, 900° С
для стали Х18Н10Т и графита). Ниже этой температуры про-
цесс релаксации практически прекращается. Напряжения,
вызываемые неравномерной усадкой при охлаждении, могут
привести к растрескиванию соединений в плоскости сварки и
отделению друг от друга.
Этого можно избежать, если после окончания сварки детали
оставить под давлением. При этом, во-первых, подвижность
дислокаций, приводящая в силовом поле к развитию трещин,
очевидно, снижается давлением и, во-вторых, при остывании
под давлением происходит процесс выравнивания напряжений»
что практически исключает в данных условиях образование
трещин.
Приведем пример отработки технологии сварки стали 45,
титана ВТ5-1» меди, ковара, сталей Р18 и 45 и других мате-
риалов.
Для экспериментов были выбраны цилиндрические образцы
из стали 45, имеющие длину по 30 мм и диаметр 15 мм (рис. 80).
Чтобы исключить или существенно уменьшить вредное влия-
ние на свариваемость окисных пленок, заготовки подвергали
получистовому точению (?6). Промежуток времени между
точением и экспериментами был незначителен. Адсорбирован-
ные жировые пленки с поверхностей удаляли ацетоном или
спиртом. Затем образцы помещали в приспособление и распо-
лагали на расстоянии 0,5—1,5 мм от индуктора. После закры-
тия вакуумной камеры сварочной диффузионной вакуумной
установки СДВУ в камере создавалось заданное разрежение,
контролируемое вакуумметром ВИТ-1. Затем включалась
установка т. в. ч. для нагрева соединяемых образцов до темпе-
157
ратуры опыта, контролируемой двумя термопарами и гальва-
нометром. Когда свариваемые образцы равномерно нагревались
до заданной температуры, на них через гидроцилиндр передава-
лось давление, определяемое манометром.
Из соединяемых в вакууме заготовок вытачивали образцы.
Место соединения всегда находилось посередине расчетной
длины образца. По каждому из исследованных режимов было
изготовлено не менее трех образцов. Оценка качества сварного
Рис. 80. Заготовки и образцы для испытания
на растяжение:
а заготовки до сварки; б — то же. после снарки;
о образец перед испытанием; г — ю же, после
испытания
соединения проверялась механическими испытаниями на рас-
тяжение.
Для испытания металлов на прочность соединения при
различных температурах образцы помещали в специально изго-
товленный индуктор. Температуру измеряли при помощи двух
термопар.
ТЕМПЕРАТУРА И ДАВЛЕНИЕ ПРИ СВАРКЕ
Влияние температуры в диапазоне 800—1100° С выяснялось
при различных удельных давлениях: 0,5; 1; 2 и 5 кГ/мм2. Про-
должительность сварки 5 мин, разрежение 10 3 мм рт. ст.
Из анализа кривых, приведенных на рис. 81, следует, что
прочность соединения при всех удельных давлениях сильно зави-
сит от температуры- Кривая 1 (давление 0,5 кГ!мм?) показыва-
158
ет, что при увеличении температуры на 100° (с 800 до 900уС)
прочность соединения увеличивается в 2 раза, а при повышении
температуры до 1100°С— в 3 раза. В меньшей степени эта
разность проявляется при удельном давлении 1 кГ!мм2 (кри-
вая 2), Так, при увеличении температуры от 800 до 1100° С
прочность увеличивается в 2 раза; при удельном давлении
2 кГ!мм2 (кривая 3) —в 1,4 раза, а при удельном давлении
5 кГ/мм* (кривая 4) —только в 1,2 раза.
При удельном давлении 2 и 5 кГ/мм2 прочность соединения
увеличивается лишь для температуры 1000° С. Так, при 1100° С
наблюдается даже некоторое
уменьшение прочности соеди-
нения, что, ио-видимому, вызы-
вается ростом зерен. Измене-
ние размеров зерна оказывает
меньшее влияние для давлений
0,5 и I кГ!мм2у когда вслед-
ствие слабого контакта между
свариваемыми частями наблю-
дается большой разброс и низ-
кий уровень прочности соеди-
нений. Та же закономерность
характерна и для темпера гур
1000 и 1100° С при давлениях
0,5 и 1 кНым2.
При увеличении удельного
давления (рис. 82) от 0,5 до
2 кГ/мм2 прочность соединения
Рис. 81. Зависимость прочности
сварного соединения от темпера-
туры сварки (время сварки 5 мин)
при давлениях в процессе сварки:
1 0,5 к.Г1мм?\ 2— I кГ[мм*-.
3 — 2 кГ/лил^; 4 — 5 кГ/мм2
значительно растет для 800,900, 1000, 1100° С. Дальнейшее
увеличение давления от 2 до 5 кГ/мм2 сказывается незначитель-
но на прочности соединения. Это можно объяснить тем, что по-
верхность металла никогда не бывает абсолютно гладкой, па
ней существуют выступы и впадины. При соприкосновении та-
ких поверхностей в тесный контакт вступят только выступы
небольшой части поверхности. При повышении удельного давле-
ния эти выступы сминаются и площадь истинного контакта уве-
личивается. Следовательно, полное изменение прочности соеди-
нения при увеличении удельного давления до 2 кГ/мм2 и выше
можно объяснить главным образом увеличением площади фак-
тического контакта между соединяемыми поверхностями.
Экспериментально установлена зависимость прочности
сварного соединения от удельного давления и температуры
сварки. Увеличение давления повышает прочность соединения
только до определенного значения. Дальнейшее увеличение
давления снижает прочность сварного соединения (рис. 83).
Таким образом, характер зависимости глубины зоны диффузии
от давления совпадает с характером зависимости прочности
159
соединения от того же параметра. Это может явиться следстви-
ем того, что давление одинаковым образом влияет как на диф-
фузию, так и на самодиффузию (рис. 84).
Повышение температуры при постоянном времени сварки и
прочих равных условиях увеличивает прочность соединения, но
также до определенного предела. Дальнейшее повышение
температуры разуирочняет соединение
роста зерна (рис. 85 и 86). Время ана-
логичным образом влияет на все проч-
ностные характеристики (рис. 87). На
рис. 88, а приведены кривые зависимо-
сти ударной вязкости сварного соеди-
нения от температуры, а на рис. 88, б—
зависимости относительного удлине-
ния от температуры сварки. Темпера-
в результате быстрого
Рис. 83. Зависимость прочности
сварного соединения от давле-
Рис. 82. Зависимость прочности сварного
соединения от удельного давления и темпе-
ратуры (время сварки 5 мин):
/ — Т - 800'С; 2 — Т =• 900° С; 3 — Г -
- 1000* С; 4 — Т = 1100*0
ния при сварке:
1 — титановый сплав BT5-I; 2 —
сталь 4X14H14B2M; 3 — сталь 50
(Г - 1000е С); 4 — сталь 45 (Т -
900е С); 5 — ковар Н29К18А;
6 — медь МБ; 7 — чугун СЧ 18-36
тура сварки влияет на все механические характеристики свар-
ных образцов.
- Совмещенная объемная зависимость прочности соединения
от температуры и давления на примере конструкционных сталей
иллюстрируется кривыми иа рис. 89. Зависимость прочности
получаемого соединения от температуры и давления изобра-
жается поверхностью, которая при пересечении с горизонталь-
ной плоскостью р — Г° образует границу свариваемости. Точки,
лежащие по правую сторону от указанной границы, характери-
зуют режимы, которые не обеспечивают качественного соеди-
нения. Точки, лежащие по левую сторону от границы, характе-
ризуют оптимальные режимы сварки. На горизонтальной
плоскости представлена зависимость оптимального удельного
давления от температуры. При пересечении границы сваривае-
мости с осями давления и температуры определяются условия
160
Рис. 84. Зависимость пластичности
сварного соединения титанового
сплава ВТ5-1 от давления при диф-
фузионной сварке; режим сварки:
Т = 1000° С» i = 5 мин
Рис. 85. Зависимость прочности
сварного соединения от темпе-
ратуры сварки:
I — титановый сплав ВТ5-1;
2--сталь 15; 3— ковар 1I29K1SA;
4 — медь М.1
Разрушающие напряжения при изломе
Рис. 86. Зависимость разрушаю-
щего напряжения от температуры
сварки:
1 - титановый сплав ОТ4 сварен с
медью Ml; режим снарки: р =
= 0,5 кГ;ммЗ, i = 5 мин; испытание
на излом: 2 — титановый сплав ОТ4
сварен с медью МБ; режим сварки:
Р = 0,5 кГ/мм'\ t 10 мин; испытание
на излом; 3 — сталь Р18 сварена со
сталью 45; режим снарки: р —
= 2 кПмм"', I •- 10 мин; испытание
на изгиб; 4 — медь МБ сварена с ке-
рамикой 22Х; режим сварки: р =
*- I кГ/мм? t i = 5 мин; испытание на
изгиб
J 1 Заказ 1355
Рис. 87. Зависимость предела
прочности сварного соединения
от длительности сварки:
1 — титановый сплав марки ВТ5-1;
2 — сгаль 45; 3 — ковар Н29К18А;
4 — медь Ml
161
сварки. С повышением температуры до температуры плавления
материала (при пересечении с осью абсцисс) давление равно
О кГ/мм2 (рис. 90).
Рис. 88. Зависимость ударной
вязкости (а] и относительного
удлинения [б] сварного соеди-
нения сплава ВТ5-1 от темпера-
туры диффузионной сварки
Рис. 89. Диаграмма объемной за-
висимости прочности сварного
соединения из стали 45 от темпе-
ратуры и давления при диффузи-
онной сварке
Температурный режим следует выполнять очень строго.
Нагрев должен производиться до более высоких температур,
чем необходимо для сварки с
Рис. 90. Зависимости прочности
сварного соединения из стали
от давления и температуры
сварки
учетом отвода тепла в пуансоны,
передающие давление.
Температура 800 и 900е С и
удельное давление 0,5 и 1 к Г '/мм-
не обеспечивают равнопрочного
основному металлу соединения
(разрушение происходит но ме-
сту соединения), пластичность
сварного образца низкая. Темпе-
ратура соединения 1000 и 1100е1 С
при удельных давлениях 1,2 и
5 кГ/мм2 обеспечивает соедине-
ние, равнопрочное основному ме-
таллу; при этом фактически ис-
чезают границы раздела двух за-
готовок, образцы разрушаются
по основному металлу. Наблю-
дается некоторое снижение пла-
162
' 'AV 1 ’ ХЛлЛ- V"
Рис. 91. Образцы после испытания на растяжение (а), сдвиг (в), кру-
чение [б|, угол загиба (г), ударную вязкость (д)
сгичности при удельном давле-
нии 5 кГ1мм-. Это, по-видимо-
му, можно отнести за счет па-
клена, вызванного деформа-
цией, и роста зерна. Ве-
личина относительной осадки
——~ 100% для удельного
0
давления 5 кГ/мм2 при 1000 и
1100е С составляет 4,5 и 1,6%,
а для тех же температур при
давлении 2 кГ/мм2 - - 1,5 и 2%.
Аналогичные зависимости
прочности соединения от тем-
пературы, давления, разреже-
ния и других факторов были
получены и для других мате-
риалов. В зависимости от ус-
ловий работы сварных соеди-
11*
Рис. 92. Зависимость прочности
сварного соединения от давления
и температуры сварки
163
Ионий оценка прочности сварки производилась испытаниями
На растяжение, кручение, ударную вязкость, угол загиба и сдвиг
(рис. 91). Причем, как показали испытания, различные прочно-
стные характеристики изменяются в зависимости от температу-
ры и давления при сварке (рис. 92). В табл. 27 приведены данные
изменения прочности на изгиб соединения быстрорежущей стали
Р18 с конструкционной сталью 45 в зависимости от температуры
п давления.
Т а б л и ц а 27
Т в РС р в кГ/лгн8 t в мин <Т„О, в кГ.-лгл* Характер разрушения
2 5 18
700 4 10 5 12—18 28 31
800 2 10 5 10 15—49 40 12—38 Разрушение по соединению
4 5 10 12—24
900 2 5 10 15—50 26 -50
1 5 10 23—50 115
1 2 0,5 34—41
1000 I 5 сек 15 сек 0,5 1 5 10 31—37 73—104 88—98 85—125 85—139 50 62—110 Разрушение частично или полностью по стали Р18
ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТЬ СВАРКИ И ОХЛАЖДЕНИЯ
В результате экспериментов установлена зависимость проч-
ности сварного соединения от продолжительности сварки, с
увеличением которой прочность сварного соединения растет до
предела прочности основного металла (рис. 93). Дальнейшее
164
увеличение продолжительности сварки на прочность сварного
соединения практически не влияет. Однако чрезмерное увеличе-
ние выдержки снижает прочность сварного соединения из-за
роста зерна. Аналогичным образом влияет продолжительность
процесса на пластичность: относительное удлинение и ударную
вязкость.
Вопрос о влиянии температуры охлаждения сваренных в
вакууме образцов на прочность и пластичность изучали при
режимах: Т = 1000° С, р = 2 кГ/мм2. t = 5 мин.
На рис. 94 приведены кривые прочности соединения
образцов, охлаждаемых до разных температур в вакуумной
камере. Если прочность соединения при 1000° С принять за
100%, то охлаждение в камере до 600°С позволяет повысить
прочность на 0,1%, до 400° С на 33% и до 200°С уже на 44%.
При остывании в камере в интервале температур 1000—600°С
пластичность отсутствует. С понижением температуры до 400° С
пластичность возрастает до 3%, при дальнейшем понижении
температуры до 200°С пластичность повышается до 7%, а при
165
температуре 100° С п ниже она достигает максимума 13%.
Таким образом, постепенное охлаждение в вакуумной камере
под давлением сваренных образцов (деталей) способствует
Температура охлаждения
Рис. 94. Зависимость прочности и пла-
стичности соединения из конструкцион-
ной стали от режима охлаждения
повышению прочности и пла-
стичности соединяемых ме-
таллов и сплавов.
ВАКУУМИРОВАНИЕ
ПРИ СВАРКЕ
Исключительно важное
значение для проведения
11 роцссса д ифф уз ион ной
сварки имеет степень разре-
жения. При этом следует
учитывать некоторые осо-
бенности, в частности уси-
ление газовыделения из де-
талей и стенок камеры при
11 о в ы шепни тем пер ату ры.
Опыты проводились при Т =
= 900 и 1000° С; р =
-- 2 кГ/дьи2, / == 5 мин.
Анализ кривых, построенных для стали 45, показывает, что
при температуре 1000е С прочность соединения значительно
возрастает до степени разрежения 1 -10—1 мм рт. ст.; при даль-
Рис. 95. Зависимость прочности сварного соединения от степени разрежения
при диффузионной сварке:
а — сталь 45; б — сталь 45 сварена со сталью Р18
нейшем увеличении разрежения имеет место незначительное
увеличение прочности зоны сварки. При температуре 900° С
прочность соединения резко повышается до степени разрежения
1 -10—2 мм рт. ст.. дальнейшее повышение разрежения не
166
оказывает столь большого влияния на прочность соединения
(рис. 95).
Зависимость прочности соединения от температуры и раз-
режения можно изобразить на совмещенной объемной диаграм-
ме поверхностью, которая при пересечении с горизонтальной
плоскостью образует границу свариваемости (рис. 96). Справа,
внизу, находится область, в
пределах которой сварка не-
возможна.
Известно, что при выдер-
жке нагретого металла в ва-
кууме происходит дегаза-
ция. При этом в первую оче-
редь удаляются газы из на-
ружных слоев металла. За-
тем процесс диффузии спо-
собствует перемещению га-
за от внутренних слоев ме-
талла к внешним и даль-
нейшей дегазации. Процесс
дегазации металлов опреде-
ляется двумя факторами:
во-первых, количеством рас-
творимого газа и температу-
ры металла при его послед-
нем обработке и, во-вторых,
диффузией, скорость кото-
рой зависит от рода метал-
ла, растворенного в нем га-
за и от температуры, при
которой ведется обслужива-
ние. Поэтому в результате
11 00 1000 900 800°C
Рис. 96. Диаграмма объемной зависи-
мости прочности соединения из кон-
струкционной стали от степени разре-
жения и температуры
дегазации более интенсивно происходит процесс залечивания
микрощелей при повышенных температурах, что в значительной
степени объясняет высокую прочность и пластичность получае-
мых соединений. На основе расчетов и экспериментальной про-
верки установлено, что степень разрежения в вакуумной камере
в диапазоне использованных режимов (I • 10^24-1б-5 мм рт. ст.)
вполне обеспечивает такую чистоту соединяемых поверхностей,
которая гарантирует создание монолитного соединения, равно-
прочного основному металлу.
На рис. 97 показано влияние продолжительности вакуумиро-
вания металла на предел прочности при постоянной степени
разрежения и различных температурах. Выдержка меди при
повышенной температуре в вакууме в течение 15 мин повыша-
ет ее прочность на 20—25%. Вакуумирование стали 45 упроч-
няет ее на 10—15%. Увеличение выдержки в вакууме практи-
167
чески сказывается только до определенного предела, обусловлен-
ного наличием растворенных газов и толщиной поверхностных
пленок. При прочих равных условиях повышение температуры ва-
куумирования в известном интервале способствует упрочнению
металла.
Рис. 97. Влияние температуры и времени
нагрева в вакууме на прочность сварного
соединения
НАГРЕВ В ВАКУУМЕ
После сварки в ваку-
уме прочность получен-
ных соединений оценива-
ли механическими испы-
таниями на растяжение.
Влияние термической об-
работки на прочностные
свойства материала (в
данном случае прочность
при растяжении) опреде-
ляли для стали 45, меди
Ml и стали 2X13. Заго-
товки из стали 45 диа-
метром 15 и длиной
50 мм были изготовлены
из одного прутка, чтобы
уменьшить влияние изменений прочностных характеристик ма-
териала. Такая мера лишь частично создает абсолютную иден-
тичность условий проведения опыта. Из этого же прутка был
испытан на растяжение образец без вакуумирования. В заго-
товках, предназначенных для термической обработки в вакууме,
сверлили отверстия для термопары, а затем их термически об-
рабатывали в камере сварочной диффузионной установки
(СДВУ-6) индукционным нагревом.
Температура термической обработки 1000 и 1100° С, -продол-
жительность 1, 10, 60 мин; разрежение в камере 1 • 10~2 мм рт. ст.*
после вакуумирования образцы охлаждались в вакууме до
200° С. Из заготовок были изготовлены стандартные образцы
для испытаний на растяжение. Результаты исследований пока-
зывают, что для повышения прочности стали 45 па 10—15%
достаточно выдержки ее в вакууме в течение 3 мин при темпе-
ратуре 1100°С. Для повышения прочности меди Ml па 20—25%
необходима выдержка в течение 15 мин при температуре
850° С. Прочность стали 2X13 повысилась на 10—12% при на-
греве в вакууме в течение 10 мин.
ПОДГОТОВКА ПОВЕРХНОСТИ ПЕРЕД СВАРКОЙ
Для выяснения влияния способов подготовки и обработки
поверхностей свариваемых деталей на прочность соединения
при диффузионной сварке в вакууме было проведено несколько
168
серий экспериментов. Первая серия опытов заключалась в опре-
делении прочности соединения конструкционной стали в зави-
симости от чистоты обработки поверхности. Диффузионная
сварка происходила при постоянных параметрах: Т = 1000° С;
t = 5 мин: р = 2 кГ!мм2.
Соединяемые поверхности обрабатывали следующими спо-
собами: черновое точение у 3; тонкое получистовое точение у 6;
шлифование у 8: полирование у 12; все остальные условия
сохранялись одинаковы-
ми. Анализ диаграммы,
приведенной па рис. 98,
показывает, что при чер-
новой обработке удель-
ное давление недостаточ-
но для обеспечения мак-
симальной площади ис-
тинного контакта. На по-
верхности контакта со-
хранялись неровности,
препятствовавшие непо-
средственному контакту
чистых поверхностей ме-
талла при малых давле-
ниях. При получистовом
точении рельеф поверх-
ностей более гладкий, что
для данного режима свар-
ки позволило получить
него соединения из стали 45 от чис-
тоты обработки поверхности перед
сваркой
прочность соединения па
20% выше. При шлифовании прочность соединения оказалась
меньше на 10% по сравнению с тонким получистовым точением.
Возможно при абразивной обработке на поверхность зачищен-
ного металла попадали твердые частицы абразива, которые
препятствовали диффузионным процессам.
Прочность соединения при полировании аналогична -прочно-
сти при получистовом точении. Такое практическое совпадение
величин прочности соединений является хорошим доказатель-
ством того, что выбранный режим (температура, давление,
длительность выдержки, разрежение) обеспечивает чрезвычай-
но тесный контакт поверхностей заготовок уже при получисто-
вом точении. Графическая зависимость прочности сварного-
соединения представлена для соединения стали 50 (рис. 99) и
быстрорежущей стали Р18 со сталью 45 (рис. 100).
Очень перспективным является способ очистки сваривае-
мых поверхностей ультразвуком. Проведенные автором экспери-
менты показали, что применение ультразвуковых колебаний для
очистки свариваемых поверхностей после точения по А 3 повы-
16?
сило прочность
130 кГ(мм2.
сварных соединений на изгиб с 60—80 до 80—
Другая серия эксперимента состояла в определении проч-
ности соединения в зависимости от способов удаления с поверх-
ности металлов адсорбированных пленок (масел, жиров, пыли,
грязи, краски и т. п.), мешающих
сближению соединяемых поверхно-
стей.
Жировые пленки удаляли различ-
ными способами: протиркой спиртом,
Рис. 100. Зависимость проч-
ности сварного соединения
стали Р18 со сталью 45 от
обработки поверхности пе-
ред сваркой, режим сварки:
Т - 950° С, р = 0.4 кГ/лш\
1 = 10 мин, В — J • 10-* мм
рт. ст.
Рис. 99. Зависимость прочности свар-
ного соединения из стали 50 от чисто-
ты обработки поверхности перед
сваркой: режим сварки:
Т =• ЛОО3 С, р = 0.2 кГ/мм~, t = 5 мин-,
В = 1 . 10 4 мм рт. ст.
ацетоном, четыреххлористым углеродом и прокаливанием в ваку-
уме. Очистка металлических поверхностей методом давления ос-
нована на способности кислот и щелочей растворять окислы.
В результате этого поверхность металлов, полученная при трав-
лении кислотой, имеет ровный рельеф с равномерной пленкой по
всей поверхности. Кроме, того, поверхности образцов очищали
от адсорбированных и окисных пленок предварительным прока-
ливанием в вакууме при температурах, достаточных для испаре-
ния поверхностных слоев металлов и возгонки окисных пленок;
состояние поверхностных слоев характеризовалось повышенной
энергией активации.
1. Подготовка поверхности имеет важное значение для
создания площади фактического контакта, лучшие результаты
обеспечивает механическая зачистка, т. с. получистовое
точение.
2. Химическая обработка поверхности позволяет стабилизи-
ровать прочностные характеристики соединения. Действие
различных сред различно. Так, при обезжиривании четырех -
170
хлористым углеродом по сравнению с протиркой ацетоном
прочность повышается на 14% (рис. 101).
3. При диффузионной сварке в вакууме независимо от спо-
соба очистки поверхности соединяемых материалов имеют место
обезгаживание поверхностей материалов и возгонка окисных
пленок, что упрочняет соединения, полученные диффузионной
сваркой.
Использование промежуточного металла. При недостаточно
интенсивной диффузии между свариваемыми материалами (при
резко различных ко-
эффициентах линейно-
го расширения или при
возможном появлении
интерметаллоидов) це-
л с с оо бр а з но при мснять
про м ежу точ 11 у ю про-
кладку или «подслой».
Такие прокладки
повышают прочность л
в а к у у м н у ю плотно сть
11 р и д и ф ф у з и о н н о i i
сварке но следующим
причинам: свойства и
состав выбранного про-
межуточного мате-
риала позволяют по-
лучить монолитное сое-
динение при более низ-
ких температурах; про-
кладка в зоне соеди-
нения позволяет полу-
чить соединение без
Обработка
Рис. 101. Зависимость прочности сварного
соединения от способа промывки и хими-
ческой чистки
о бр а з ов а ния интер ме-
таллической прослойки между материалами; использование
промежуточного слоя препятствует образованию чрезвычайно
стойких окислов на поверхности алюминия, титатта и диспер-
св онно твердеющих спл а вов,
фузии.
которые
препятствуют
ДИф-
Этот способ соединения перспективен при соединении сильно
разнородных, например керамических, материалов с металлами,
в частности, имеющих самые различные коэффициенты термиче-
ского расширения [44. 50. 62. 75, 79—85].
Эмпирические зависимости прочности сварного соединения
от параметров сварки. При анализе экспериментально получен-
ных данных о влиянии параметров (температуры, продолжи-
тельности сварки давления, разрежения и т. и.) процесса диф-
фузионной сварки на механические характеристики сварных
171
соединений различных материалов было отмечено совпадение
основных параметров режима сварки.
Для предела прочности в диапазоне рабочих режимов
установлено, что прочность соединения возрастает с увеличени-
ем указанных параметров процесса сварки, но скорость нара-
стания прочности постепенно убывает. Начиная с некоторой
величины, прочность соединения практически пе увеличивается
при дальнейшем росте указанных параметров. Например, для
стали 45 были установлены следующие эмпирические зависи-
мости предела прочности от параметров сварки:
/ 1 (р+2)Г °С
ов(Т, р) 70 [1 — е 86 ][1 —28е 800 ],
ой(/)«ои° с — 51,/ (1 — е ’
t
ав (0эоо° с = 53,2 (1 — е 1 ’97),
t
ов(/)!ооо° с 58,0 (1 — в
ПД5) = 64-2Х’7>
где t — время в мин;
р— удельное давление в кГ/мм2;
Т — температура в 0°С;
В — разрежение в мм рт. ст.
Аналогичные зависимости получены и для других материа-
лов. Автором данной книги определены оптимальные парамет-
ры процесса диффузионной сварки для ряда композиций метал-
лов, сплавов и неметаллов, что позволяет у спешно применять
диффузионную сварку в промышленности.
Г л а в a V. СВАРКА ЧЕРНЫХ МЕТАЛЛОВ
СВАРКА КОНСТРУКЦИОННЫХ СТАЛЕЙ
Г"| олучение вакуумно-плотных соединений. Бурное развитие
• электровакуумной промышленности в Советском Союзе при-
вело к огромному увеличению номенклатуры электронных при-
боров. Условия эксплуатации этих приборов предопределяют
исключительно высокие требования к статической и динамиче-
ской прочности, электро- и теплопроводности, термостойкости и
вакуумной плотности соединений.
Производство электровакуумных приборов требует примене-
ния самых различных видов сварки. Технология сварки разно-
образнейших металлов и сплавов для электровакуумных при-
боров (молибдена, вольфрама, тантала и др.) очень отличается
от технологии сварки материалов, применяемых в других
отраслях промышленности. Для этой отрасли типичны малые
толщины деталей (0,01—2 лш). Сварка деталей должна про-
исходить по значительной поверхности контакта. Размеры
соединений должны быть выполнены с большой точностью
(0,02—0,05 лш). Необходимы вакуумно-плотные, термостойкие
и вибропрочпые соединения.
Все это с большим успехом обеспечивает способ диффузион-
ной сварки в вакууме. Этот способ позволяет применить односту-
пенчатую технологию для изготовления весьма трудоемких узлов
специальных приборов из самых разнородных материалов. Так
как процесс нагрева осуществляется в вакууме, то адсорбирован-
ные и окисные пленки удаляются со свариваемых поверхностей,
происходит дегазация свариваемых материалов и повышается
прочность сварного соединения. Свариваемые детали нагревают-
ся равномерно и температура сварки никогда нс повышается до
температуры плавления, поэтому исключено коробление дета-
лей и существенно не изменяются физико-механические свойства
сварного соединения.
Создание малых давлений па свариваемые детали при необ-
ходимой точности сборки обеспечивает получение заданных раз-
меров сварного узла. При диффузионной сварке отпадает необ-
ходимость в защитных газах, припоях, флюсах, электродах
и т. п.
173
Поэтому диффузионная сварка была применена в произ-
водстве ртутных приборов. Покажем сварку катодного узла
игнитрона. В катодном узле игнитрона (рис. 102) необходимо
приварить чашку 1 из стали марки 08кп толщиной 1,2 мм к дис-
ку 2 из стали Ст. 3 толщиной 2 мм. В настоящее время подоб-
ные узлы соединяют при помощи пайки медным припоем в-
печах водородной средой. К недостаткам этого способа следует
отнести сложность получения идентичности узлов по теплопро-
водности от поверхности детали 1 через деталь 2, значительный
Рис. 102. Катодный узел игнитрона
расход меди и необходимость калибровки этих деталей по
плоскости с целью получения хорошего контакта.
Применение диффузионной сварки устраняет все эти недо-
статки. Сварка узлов производилась в два приема из-за непри-
способленности установки для проведения подобных работ.
Сложность проведения этой работы заключалась еще в том, что
наряду с диффузионной сваркой разнородных металлов необхо-
димо сварить стеклянный вывод со смежной деталью. Известно,
что для получения хорошего соединения стекла с металлом
необходимо наличие окисной пленки определенной толщины на
поверхности металлической детали.
Поэтому процесс должен происходить в атмосфере, в при-
сутствии которой окисная пленка (в нашем случае пленка
хрома) не успеет восстановиться за время смачивания детали
стеклом. В этих случаях обычно применяется влажный водород
или формиргаз, смесь азота с водородом. С точки зрения техни-
ки безопасности предпочтение необходимо отдать формиргазу.
174
Второй этан диффузионной сварки осуществлялся в его атмо-
сфере.
Сварка чашки с диском выполнялась в вакууме, аналогично'
вышеописанному процессу сварки катодных узлов экситронов,
с применением соответствующего для данного случая инстру-
мента, Сварка чашки с выводом катода в защитной атмосфере
имеет некоторое отличие. После загрузки деталей под колпак
создается разрежение 1 - 10-3 леи рт. ст. Затем в верхнюю об-
ласть колпака подается формиргаз. Расход (3—4 л/мин) кон-
тролируют ротаметром РС-5. Длительность сварки в этом слу-
чае увеличивается до 60 мин в связи с относительно низкой
температурой 900°С (максимальная температура, обеспечивае-
мая установкой). Обычно для сварки стекла с металлом в этом
узле требуется температура порядка 1100° С.
Качество сварки оценивали проверкой на герметичность,
механическую прочность и исследование микрошлифов. Испыта-
ния па разрыв по месту сварки чашки с выводом катода произ-
водили на ручном гидравлическом прессе мощностью 4 т.
Прочность сварки растет с увеличением времени сварки. При
длительности сварки 60 мин прочность настолько возрастает,
что разрыв происходит по одной из деталей без нарушения
места сварки.
Получение герметичных соединений высокофосфористой ав-
томатной стали из тонкостенных трубчатых профилей без грата.
Автоматные сгали, как известно, обладают хорошей обрабаты-
ваемостью, что и предопределило применение их для изготовле-
ния штуцеров. Повышенное содержание серы (до 0,15%)
приводит к красноломкости, к появлению горячих трещин при
сварке. Введение марганца в проволоку для обессеривания шва
удорожает стоимость изделия, что делает невыгодным приме-
нение сварки в среде углекислого газа.
Сварка в среде углекислого газа не может быть использова-
на и по другой причине. Автоматная сталь имеет повышенное
содержание фосфора (до 0,15%)* Фосфор вызывает хладнолом-
кость стали, трещины в холодном состоянии. Обычно для обсс-
фосфоривап-ия применяются основные шлаки с повышенным
содержанием окиси кальция. Сварка в среде углекислого газа
не обеспечивает - необходимых условий для обесфосфори-
вапия.
Ручная дуговая сварка исключается из-за нестабильности
обессеривания и обесфосфоривания, а также вследствие опасно-
сти прожогов при сварке металлов тонких толщин (1,8 ли/).
Применение сварки трением или ультразвуком невозможно
из-за хрупкости автоматной стали. Контактная сварка вызывает
расход металла на осадку, требует последующей мпогоопераци-
онной обработки по снятию грата с обоих штуцеров (например,
при изготовлении угольников), расположенных под углом 90°,
175
не гарантирует отсутствия прожогов и порчи резьбы при сварке,
а также образования трещин в стыке.
По вышеперечисленным причинам па заводе «Станконор-
маль» до последнего времени для соединения штуцеров из стали
А12 в угольник применялась пайка. При этом в качестве припоя
использовалась латунь. Из тонкого листа латуни вырубили
кольца, причем вся .внутренняя часть кольца уходила в отходы.
Латунные кольца надевали на штуцера, собирали угольники,
места пайки припудривали флюсом, помещали в индуктор.
После пайки и остывания угольники подвергали опескоструи-
ванию для очистки от шлака и окалины. Вредность процесса, а
также недостаточная прочность паяных соединений заставляли
искать более приемлемый способ соединения.
После экспериментальных исследований диффузионной свар-
ки угольников в количестве 150 штук была разработана следую-
щая технология диффузионной сварки угольников из автомат-
ной стали А12:
1. Контактную поверхность штуцера проточить V 5.
Поверхность корпуса угольника (под штуцер) зачистить от
ржавчины.
2. Очистить угольник от масла. Контактные поверхности
промыть в ацетоне.
3. Установить собранный для сварки угольник на плиту в
индуктор. Зазор между индуктором и угольником не должен
превышать 2 -3 леи. Виток индуктора должен проходить по
месту контакта. Расстояние от индуктора до плиты должно быть
не менее 20 мм.
4. Разрежение в рабочей камере должно быть 1 • 10-3 лшрг. ст.
5. По достижении требуемого разрежения производить на-
грев до оптимальной температуры 1000° С от высокочастотного
генератора ЛЗ-37 или ЛЗ-67 (мощностью 60 кет) частотой тока
60—74 кгц.
6. По достижении оптимальной температуры подать давле-
ние на угольники (из расчета удельного давления 1.2 кГ!мм2).
Поддерживать температуру 1000е С в течение 7 мин.
7. Охладить сваренные угольники в камере до температуры
300—400° С.
8. Снять давление, открыть камеру и извлечь угольники из
камеры.
При рассмотрении макрошлифа угольника, сваренного диф-
фузионной сваркой, установлено, что по стыкуемой поверхности
прилегание плотное; непровары отсутствуют, границ между
соединенными деталями нс обнаружено.
Гидравлическое испытание угольников (полученных другими
способами) на плотность обычно проводится при давлении 5 ат
(рабочее давление при эксплуатации составляет 2,5 ат). Испы-
тание угольников, сваренных диффузионной сваркой, проводи-
176
лось при давлении 12 ат, Неплотными оказались только четыре
угольника — все из-за неудовлетворительной предварительной
подготовки: вследствие малой опорной поверхности фактическое
касание происходило не по всей площади, а по очень узкому
кольцу. Остальные 146 угольников испытание выдержали.
Соединение оказалось полностью герметичным, прочно-
плотным.
При переводе угольников на диффузионную сварку вместо
пайки завод получил большую экономию по следующим причи-
нам: были исключены многие дополнительные операции (выру-
бание латунных колец, надевание их на штуцера, припудрива-
ние флюсом, опескоструиванпе для очистки от окалины и
шлака); количество рабочих на соответствующих операциях
уменьшилось с двух до одного; отпала необходимость в расходе
большого количества дорогого и дефицитного цветного сырья —
латуни, флюса; устранена основная причина брака — негерме-
тичность; качество соединения возросло. Переход на диффузион-
ную сварку угольников при годовой программе 20 000 штук это
даст заводу экономию 32 000 руб.
Сварка тонкостенных фигурных профилей без грата и шлака.
Прядильные кольца являются одной из наиболее массовых
деталей текстильного машиностроения. Количество прядильных
колец, приходящихся на одну машину, составляет 200—
400 штук, а всего на текстильных предприятиях Советского
Союза в 1966 г. количество колец составляло 13,6 млн. штук.
Срок службы кольца в сильной степени зависит от обрабаты-
ваемого волокна. Так, при прядении хлопка срок службы состав-
ляет несколько лет, при прядении же шерсти или шелка — всего
несколько месяцев.
В настоящее время на заводах СССР ежегодно изготовляет-
ся до 3 млн. штук колец.
За рубежом кольца изготовляются точением из прутков и
бесшовных цельнотянутых труб и методами металлокерамики.
При изготовлении колец из поковок и прутков отход металла в
стружку составляет 80- 90%, а при точении из цельнотянутых
труб и методами металлокерамики до 26—30%
Кольца изготовляют на операционных стапках-полуавгома-
тах и автоматах из прутков и труб. Поковки получают па гори-
зонтально-ковочны.х машинах из горячекатаных прутков ста-
ли 45 (в СССР) и стали 15 — стали 20 (за рубежом) или из
листового материала на ковочных молотках в прокладных
штампах. Прядильные кольца изготовляют методом порошковой
металлургии.
При изготовлении колец из прутков и поковок технологиче-
ский процесс включает 26 операций, из них 9 токарных. На
первых трех токарных операциях обрабатывается одновременно
заготовка на два кольца. После обдирки заготовка разрезается
12 Заказ 1335 177
на две части, и далее кольца обрабатываются индивидуально.
Полное время обработки кольца диаметром 38—51 мм состав-
ляет 19 мин, в том числе: горячая обработка — 1,2 мин, токар-
ная— 10,28 мин, полировальная — 7,52 мин. Коэффициент ис-
пользования металла 0,06—0,12.
В ряде стран прядильные кольца изготовляются из бесшов-
ных труб на мпогошпиндельном автомате. Этот процесс являет-
ся более концентрированным и производительным, однако вы-
сокая стоимость бесшовных труб и малый коэффициент исполь-
зования металла (около 0,27) снижают экономический эффект
изготовления колец.
Большой расход металла и значительное время, затрачивае-
мое на токарную обработку, заставляют изыскивать новые, бо-
лее прогрессивные методы изготовления прядильных колец.
В основе большинства предложенных методов лежит полная
или частичная замена резания пластическими деформа-
циями.
В ГДР кольца изготовляют из стали 15 толщиной 4 мм пу-
тем глубокой вытяжки и вырубки донышка в штампе. Затем
следуют токарные операции и раскатка между двумя ро-
ликами.
Был опробован процесс вырубки заготовки из стали 45 тол-
щиной 4 мм без раскатки. Однако положительные результаты
не достигнуты ввиду частых поломок пуансонов и матриц и низ-
кого коэффициента использования металла (большой процент
отхода листа).
В последнее время проведена работа по изготовлению колец
(рис. 103) из профилированной заготовки волоченой или холод-
нокатаной калиброванной ленты, которая может быть получена
в пределах 7—9-го класса чистоты поверхности с отклонением
по размерам в пределах 0,1 мм. Пайка таких заготовок из ленты
исключена из-за неодинаковой износостойкости места стыка и
основного металла.
ВНИИЛТЕКМАШ разработал технологию стыковой электро-
сварки колец из профильной леи гы без обработки резанием. Вся
обработка предусматривает восемь операций. При данной
технологии расход металла сокращается более чем в 12 раз (по
сравнению с существующим методом). Время изготовления
кольца составляет 7 мин (против 19 мин по существовавшей
технологии).
Процесс изготовления колец состоит из следующих основных
операций: получение профильной лепты, резка, рубка, сварка,,
снятие грата после сварки и полирование. Затем следуют раскат-
ка, полирование, термическая обработка.
К технологии изготовления сварного кольца предъявляются
жесткие требования. Она должна обеспечить: точность стыка (от-
сутствие заметного осевого и радиального смещения профиля
178
в месте шва); отсутствие деформации, прожогов и других дефек
тов сварки; прочность шва. выдерживающую условия прокатки;
одинаковую износостойкость зоны сварки и основного металла;
отсутствие следов стыка в свариваемом кольце. Последнее осо-
бенно трудно достичь при контактной сварке. При этом способе
образуется грат. Для его уда-
ления требуется фрезерова-
ние по трехступениатой тех-
нологи и: снятае внутрснне-
го, наружного и торцового
грата. Кроме того, очень
сложной задачей при фрезе-
ровании является устране-
ние «завалки»: фреза ча-
стично снимает здоровый
металл, образуя ослабле-
ние, что приводит к прежде-
временному выходу кольца
из строя. Так как в зоне
снятого грата металл не
вполне равнопрочен основ-
ному металлу, это может
вызвать неравномерное дви-
жение бегунка, что связано
с частым обрывом нити и
увеличением брака. Кроме
того, в связи с небольшой
производительностью фре-
зерных станков по снятию
грата (500 шт/смсну) при
годовой программе 6 000000
колец в поток необходимо
встроить 20 станков. Труд-
ность эффективного исполь-
Рис. 103. Текстильное кольцо из про-
филированной ленты:
а — до сварки; 6 — после сварки; в —
в приспособлении для диффузионной
сварки
зования существующих площадей и сложность автоматизации
процесса очевидны. Сварка в среде углекислого газа также дает
усиление в зоне стыка, которое требует фрезерования.
Перевод колец на прогрессивную технологию изготовления
из профильной ленты нельзя осуществить, пока не. решен воп-
рос о сварке заготовок ленты. Все эти трудности не дают
возможности отказаться от существующей технологии точения
колец.
В результате проведенных исследований автором при изго-
товлении текстильных колец из двухбортной профильной лен гы
разработана соответствующая технология сварки. Внутренний
диаметр кольца 38—75 мм\ материал лепты —сталь 20; толщи-
на стенки и полки — 2 л/л/; ширина полки-—4 мм, высота —
12*
179
Рис. 104. Микроструктура зоны сварки
текстильного кольца из стали 20; х 200
5 льи. Требование сохранения текстуры кольца обусловило
применение местного нагрева.
Кольцо должно быть надежно закреплено в приспособлении
и зафиксировано жестко в месте стыка. Приспособление пред-
ставляет собой обойму, состоящую из двух частей, шарнирно
соединенных друг с другом (см. рис. 103,в). Выступы обоймы,
через которые осуществляется сжатие кольца, расположены
таким образом, что ось действия сжимающих сил проходит че-
рез центр площади стыка. Это позволяет обеспечить необходи-
мое удельное давление на свариваемые части. Конструкция
приспособления долговеч-
на, гак как в процесс, свар-
ки не возникают его де-
формации.
При необходимости пе-
ред раскаткой кольца мож-
но править с целью умень-
шения деформации в зоне
соединения. Деформация по
толщине кольца на 1 мм с по-
следующей правкой па
прессе не ухудшает каче-
ства шва кольца. Кольца
выдерживают усилия рас-
катки. и стык кольца полу-
чается удовлетворительным.
В результате экспери-
ментов был определен оп-
тимальный режим диффузи-
онной сварки прядильных текстильных колец: 7 = 950е С, р ~
1,6 кГ/мм2, мин, вакуум 1 10-4 мм рт, ст.
На рис. J04 приведен микрошлпф сварного соединения.
Отсутствие видимой границы раздела свидетельствует о полпо-
те прошедших процессов диффузии. Внешний осмотр показывает
отсутствие смещения кромок, отсутствие грата, недопустимой
деформации, прожогов и т. п. Все 200 колец, сваренные диффу-
зионной сваркой, без разрушения выдержали операцию раскат-
ки (усилия, действующие при эксплуатации, значительно ниже).
Партия колец, отполированная и термически обработанная,
прошла производственные испытания.
Диффузионная сварка позволила впервые в мировой технике
применить прогрессивную технологию изготовления текстильных
колец из прокатной профильной ленты. Исключение точения
колец из прутков дает огромную экономию металла. Существен-
но возрастают механические свойства колец в связи с сохране-
нием текстуры проката в материале кольца, в 3—4 раза повы-
шается срок их службы.
180
Резко сокращается трудоемкость изготовления колец. Даже
по сравнению со способом контактного стыкования трудоем-
кость получения колец с помощью диффузионной сварки па 30%
ниже. К этому нужно еще добавить экономию материала за
счет отсутствия отходов на грат, которые составляли 3—5%.
Так как при диффузионной сварке, в отличие от стыковой, в зо-
не шва металл равнопрочен основному металлу, то это созда-
ет более равномерный износ, не вызывая повышенного обрыва
нитей. Уменьшается брак колец при изготовлении из-за отсут-
ствия «завалки» при фрезеровании грата или усиления.
Требуются меньшие производственные площади, чем при
стыковой сварке. Расход электроэнергии невелик вследствие
применения местного разогрева. При годовой программе 6 млн.
колец новая технология дасг экономический эффект в
1650 000 руб. и, наконец, применение диффузионной сварки.,
кроме сокращения необходимого станочного парка, уменьшения
площадей и упрощения операции, позволит автоматизировать
процесс изготовления прядильных колец.
СВАРКА ЛЕГИРОВАННЫХ
ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ СТАЛЕЙ
С КОНСТРУКЦИОННЫМИ
Сварка хвостового составного режущего инструмента. Мно-
гие типы режущих инструментов, например резцы, сверла, раз-
вертки, зенкеры, метчики и т. п.» совершенно излишне изготов-
лять целиком из быстрорежущей стали, гак как высокой твердо-
стью и теплостойкостью должна обладать только режущая часть
инструмента, а державка должна иметь лишь достаточную
прочность. Поэтому для экономии дорогостоящей быстрорежу-
щей стали и дефицитного вольфрама указанный инструмент в
большинстве случаев изготовляют составным- - режущую часть
делают из быстрорежущей стали, а хвостовую — из углероди-
стой стали 40 или 45. Если к хвостовой части инструмента
предъявляются повышенные требования по механическим свой-
ствам (твердость, прочность), то применяют стали 40Х и 45Х.
В настоящее время основным способом соединения быстро-
режущей и углеродистой части концевого инструмента является
стыковая сварка. Процесс сварки состоит из предварительного
подогрева, ценообразования (оплавления) и осадки. Осадка
должна происходить под током, величина осадки составляет
примерло но 4 лтл/ на обе заготовки. Удельное давление осадки
3—4 кГ/мм2. Заготовки иод сварку делают с учетом припуска па
сварку, который распределяется на подогрев, оплавление и
осадку. Общий припуск на сварку для быстрорежущей стали
колеблется в пределах 4—6 мм в зависимости от диаметра
заготовки [20].
181
Поверхность торца должна быть ровной и перпендикулярной
к продольной оси заготовки и очищена от окалины и загрязне-
ний. Грязная поверхность нарушает контакт между заготовкой
и контактной губкой, что приводит к прожогам и трещинам.
Зачистку заготовки производят в пескоструйном аппарате. За-
готовки устанавливают в сварочной машине таким образом,
чтобы свариваемые сечения и продольная ось заготовок полно-
стью совпадали.
Обычно сварка, выполняемая на контактных стыковых мя-
тниках, не обеспечивает надежной соосности свариваемых
Рис. 105. Правильное [1|и неправиль-
ное (2) расположение мест сварки
заготовок, что обусловлива-
ет припуски по диаметру за-
готовки и вызывает значи-
тельный расход металла.
Большое значение при сты-
ковой сварке имеет пра-
вильное расположение ме-
ста сварки, которое следует
выбирать с соблюдением
максимальной экономии бы-
строрежущей стали (рис.
105). Качество сварки кон-
тролируется внешним ос-
мотром заготовки и испыта-
нием па удар (отбойкой).
Доброкачественно сварен-
ная заготовка должна иметь
сварной шов с плотным ли-
тым кольцом грата, высту-
пающим над поверхностью
заготовки.
После сварки заготовки
подкалки стали Р18. Если от-
подвергаются отжигу для снятия
жиг выполнен правильно, то твердость быстрорежущей стали па
расстоянии 2 5 лш от шва не должна превышать HRBZb. По-
сле отжига с заготовки снимают грат. Снятие грата произво-
дится на токарном станке или на наждачном точиле. При сня-
тии грата следует избегать подкалки, которая зачастую приво-
дит к трещинам.
После механической обработки сварной инструмент подвер-
гается термической обработке. В соляных ваннах нагревается
только та часть сварного инструмента, которая изготовлена из
быстрорежущей стали и должна иметь высокую твердость. Мес-
то сварки должно иметь твердость не выше HRB 50—55, так как
более высокая твердость увеличивает хрупкость инструмента.
При стыковой сварке концевого инструмента наиболее часто
встречаются следующие виды брака:
182
1. Искажение конфигурации заготовки из-за нссоосности за-
готовок или плохой установки в губках машины.
2. Поджоги и трещины на поверхности заготовки из быстро-
режущей стали, вызываемые плохим состоянием губок, неров-
ными контактными поверхностями и малым выпуском из зажи-
ма заготовки из быстрорежущей стали.
3. Образование кольцевых трещин вблизи шва но быстро-
режущей стали, при недостаточно медленном остывании заго-
товки после сварки.
4. Образование трещин на поверхности заготовок вследствие
местного разогрева при сварке из-за плохого состояния кон-
тактных поверхностей как у губок, так и у заготовок.
5. Снижение прочности сварного шва вследствие пережога
быстрорежущей стали при сварке; неустойчивого нскрообразо-
вания; недостаточного предварительного подогрева заготовок
при сварке; недостаточной осадки или перегрева заготовки
быстрорежущей стали, в результате чего жидкая плевка метал-
ла не выдавливается из зоны сварки.
Таким образом, подавляющее количество видов брака вызы-
вается термическими причинами. К этому следует добавить,
что при контактной сварке концевого инструмента имеют место
значительные потери дорогостоящей быстрорежущей стали на
грат и осадку.
Стремление избавиться от указанных недостатков вызывает
попытки заменить стыковую сварку новыми видами сварки,
перспективными для концевого инструмента.
При сварке трением, по данным В. И. Билля, для хвостовых
инструментов .из сталей Р9 и Р18 диаметром 13 и 18 мм вели-
чина осадки составляет 4—6 мм. Значительное количество дефи-
цитного и дорогого материала уходит в отходы.
Поэтому для изготовления хвостовых инструментов была при-
менена диффузионная сварка в вакууме. Проблемная научно-
исследовательская лаборатория диффузионной сварки совместно
с Московским заводом режущих инструментов «Фрезер» прове-
ла научно-исследовательскую работу по определению основных
параметров технологического процесса диффузионной сварки в
вакууме стали Р18 со сталью 45. Проведенные эксперименты
показали, что методом диффузионной сварки в вакууме можно
получить весьма прочные соединения стали Р18 и стали 45 меж-
ду собой.
Паилучшие режимы сварки, обеспечивающие высокую проч-
ность сварного соединения, следующие: а) для деталей диамет-
ром 15 мм: Т = 1000° С, р = 2 кГ/мм2, t = 1 мин; б) для деталей
диаметром 25 мм: Т = 1000° С, р — 2 кГ/мм2. / = 2 мин. При свар-
ке по оптимальным режимам имеет место полный контакт свари-
ваемых материалов. При увеличении размеров заготовки для соз-
183
Дания достаточно прочного соединения необходимо увеличить
продолжительность сварки.
Исследование микроструктуры показало, что при сварке раз-
нородных металлов в зоне сварки могут происходить значитель-
ные структурные изменения, связанные с взаимной диффузией
компонентов свариваемых металлов.
Особых изменений в структуре стали PI8 вблизи зоны соеди-
нения обнаружить не удалось. Измерения м икр отв ср до ст и под-
рис. 106. Микроструктура зоны сварного соединения стали Р18 со сталью 45;
режим сварки:
Т =. !0Л0Л с, р = 2 к.Г;'мм\ t = I мин. X50D
твердили, что быстрорежущая сталь находится в сильно закален-
ном состоянии (примерно 78 кГ/мм2). Со стороны же стали 45-
наблюдался сильный рост зерна и повышение концентрации уг-
лерода в слое толщиной около 1,5 мм (рис. 106,а).
Термическая обработка по режимам, принятым для режущего-
инструмента, не только не снижает прочность сварного соедине-
ния, но в некоторых случаях заметно ее повышает. Рост зерна
стали 45 мог быть вызван как высоким нагревом, так и процес-
сом рекристаллизации, так как со стороны заготовки из стали 45
имела место небольшая остаточная деформация. Увеличение
количества перлита указывает на диффузию самого углерода пли
элементов, сильно влияющих на концентрационные точки, из ста-
ли Р18 в сталь 45. Несмотря на дисперсность, микротвердость
перлита не превышала 200—230 кГ/мм2.
184
После отжига в зоне сварки образовался значительный обез-
углероженный слой толщиной примерно 0,3 мм с крупными зер-
нами феррита (рис. 106,6). Микротвердость феррита в обезуглеро-
женной зоне составляет примерно 140—145 кГ/мм2. что свиде-
тельствует о возможной легированности феррита элементами, про-
диффундировавшими со стороны стали Р18. Как показали меха-
нические испытания, наличие этого слоя нс сказалось отрицатель-
но на прочности сварного соединения. Значительные структурные
изменения произошли вблизи сварного соединения, после закал-
ки (рис. 106» я) сварных заготовок. Непосредственно у места сое-
динения возник новый диффузионный слой с перлитообразными
структурами переменной твердости. Отпуск, вызвавший коагуля-
цию карбидной составляющей, снизил микротвердость этого слоя
то 156 кГ/мм2.
Сваренные по оптимальному режиму метчики испытывали на
кручение, они имели предел прочности до 480 кГ/мм2, в то время,
как метчики, сваренные обычной контактной сваркой, имели пре-
дел прочности до 306 кГ}мм2.
Таким образом, новый способ диффузионной сварки в вакууме
обеспечивает большую прочность соединения, чем контактный.
В то же время новый вид сварки имеет ряд других преимуществ
по сравнению с контактной сваркой. При контактной сварке по-
тери стали Р18 на выгорание за год равны весу прутка быстро-
режущей стали длиной 12,5 км. Внедрение нового способа сварки
только на Московском заводе режущих инструментов «Фрезер»
им. М. И. Калинина лишь за счет сокращения потерь стали Р18
при выгорании дает годовую экономию около 128 000 руб. Внедре-
ние этого вида сварки позволяет улучшить гигиенические условия
труда.
Сварка быстрорежущей стали Р18. Сварка катанки из быст-
рорежущей стали Р18 имеет большое значение для заводов, за-
нимающихся протяжкой проволоки. Быстрорежущая сталь —
относительно малопластичный материал, благодаря чему при
протяжке проволоки часто наблюдаются обрывы. Сваривать
быстрорежущую сталь методом плавления нерентабельно, так
как в зоне шва образуется ледебуритная структура, придающая
материалу хрупкость [101].
Проблемная научно-исследовательская лаборатория диффу-
зионной сварки в вакууме провела работу по определению соеди-
нения быстрорежущей стали диффузионной сваркой в вакууме.
Для определения и разработки оптимального режима сварки
были изготовлены цилиндрические образцы из стали Р18 диа-
метром 12 и длиной 30 мм. В целях предотвращения вредного
влияния ла свариваемость окисных пленок заготовки подвергали
тонкому точению непосредственно перед сваркой. Соединяемые
поверхности очищали от адсорбированных жировых пленок аце-
тоном.
185
Образцы сваривали в диффузионно-вакуумной установке
СДВУ-6. Образцы устанавливали на опорную плиту на расстоя-
нии 1,5—2 мм от индуктора в вакуумной камере, в которой соз-
давалось разрежение порядка 1 • 10-3 мм рт, ст. Для нагрева зо-
ны сварки до требуемой температуры использовали индуктор.
В контакте при помощи гидроцилиндра к свариваемым образ-
цам прикладывали необходимое давление. Температуру контро-
лировали термопарами и гальванометром, а заданную степень
вакуума — вакуумметром ВИТ-1. Оценка качества сварного сое-
динения проводилась по результатам механических испытаний на
растяжение и изгиб. Для этого из сваренных в вакууме загото-
Рис. 107. Влияние температуры сварки на предел
прочности
вок изготовляли образцы таким образом, чтобы место соедине-
ния всегда находилось посередине расчетной длины образца.
По каждому из исследуемых режимов для каждого метода испы-
таний было изготовлено и разрушено нс менее трех образцов.
Были проведены исследования влияния температуры сварки
на предел прочности сварного соединения при р = 0,5 ч- 5 кГ/мм2.
1 = 5 мин и разрежении 1 - 10~3 мм рт. ст. Из графика на рис. 107
видно, что Т = 900 4- 1000° С при р = 1 кГ(мм2 и t = 5 мин не-
достаточна для получения качественного соединения, а при тем-
пературе 1100° С получается соединение, равнопрочное основно-
му металлу. Предел прочности сварных образцов достигал 81 —
83 кГ/мм2. Целый образец, термически обработанный при усло-
виях сварки, имел предел прочности 81 кГ/мм2.
На рис. 108 показано влияние удельного давления при темпе-
ратуре 1100° С и времени сварки 5 мин на предел прочности.
Когда удельное давление равно 0,5 кГ/мм2, наблюдается некото-
рый разброс в показаниях. Давление 1 кГ]мм2 вполне достаточно
для получения качественного соединения, равнопрочного основ-
ному материалу. С дальнейшим увеличением давления до
5 кГ/мм2 предел прочности не изменяется. Следовательно, удель-
186
нос давление 1 кГ/мм2 при температуре сварки 1100° С для этих
условий является вполне достаточным.
Определение влияния времени выдержки при сварке прово-
дилось при 1100° С, удельном давлении 1 кГ/мм2 и разрежении
I•10—3 мм рт. ст. Было установлено, что на предел прочности
значительное влияние оказывает продолжительность нагрева до
Рис. 108. Влияние удельного давления при сварке
на предел прочности
5 мин. Дальнейшее увеличение времени нагрева практически но
влияет на предел прочности соединения (рис. 109).
Испытанию на изгиб подвергали сварные цилиндрические за-
готовки. При оптимальном режиме сварки (Т = 1100° С, р —
= I кГ!мм2, 1 = 5 мин, разрежение 1 • 10—3 мм рт. ст.} предел
Рис. 109. Влияние времени выдержки при сварке
на предел прочности
прочности при изгибе непосредственно после сварки составил
140 кГ}мм2 (рис. ПО).
После отжига (Т = 340° С, / = 4 ч) сварные образцы имели
off = 230 кГ!мм2ч т. е. в 2 раза больше, чем ав образцов, испы-
танных непосредственно после сварки. Предел прочности целого
термически обработанного по тому же режиму образца равнялся
230—235 кГ/мм2 (рис. 111).
Для проведения металлографических исследований приготов-
ляли шлифы, вырезанные поперек сварного соединения. Шлифы
травили для выявления границ аустенитных зерен и карбидов
(рис. 112). При Т = 1100° С, р = I кГ/мм2 и t = 5 мин физиче-
ской границы между свариваемыми образцами не соблюдается.
187
Изучение микроструктуры металла непосредственно в зоне кон-
такта показало полное отсутствие каких-либо признаков оилав-
Рис. 110. Влияние температуры сварки
на предел прочности при изгибе
бцзг7
кГ/м*р-
240-
200-
ъ-1100°С; р-1 кГ/мм1
t-Змин t
о-1150°С; р-1*Г мм?
t-5 мин
Разброс зкеперимен-
тольных данных
Рис. 111. Зависимость предела
прочности при изгибе от термичес-
кой обработки после сварки
Рис. 112. Микроструктура зоны соединения из быстрорежущей стали:
а - выявление границ зерен; б — выявление карбидов
ления металла и наличия ледебуритной структуры даже в тон-
ких соприкасающихся слоях.
Быстрорежущая сталь после сварки находится в закаленном
состоянии. Роста аустенитных зерен почти нет. Так, при темпе-
ратуре сварки выше 1000° С размер зерен составлял 8,5 мкму
188
а при 1100° С—до 11 мкм. В зоне шва наблюдается некоторая
коагуляция карбидов и оттеснение их по границе зерен. Видимо,
этим явлением можно объяснить уменьшение пластических
свойств при увеличении температуры сварки с 1000 до 1100° С.
Полученные данные позволяют рекомендовать диффузион-
ную сварку в вакууме для соединения быстрорежущей стали
Р18 и, в частности, для соединения отдельных мотков проволо-
ки в бухты при ее протяжке и восстановлении поломанного
инструмента.
Приварка тонкостенных лезвий из легированной стали тол-
щиной 2 мм но площади 20 см2. В многообразном ассортименте
продукции, выпускаемой инструментальной промышленностью,
значительный объем занимает инструмент, изготовленный из
различных марок легированной стали, что обеспечивает его из-
носостойкость и другие свойства. Ио такие стали до сих пор
сравнительно дороги из-за дорогостоящих легирующих доба-
вок. Поэтому их экономия имеет очень важное значение. Мно-
гие виды инструмента до сих пор изготовляются целиком из до-
рогих легированных сталей, хотя рабочая часть иногда состав-
ляет всего лишь V4 от общего веса инструмента и нет надобности
делать весь инструмент из такой стали.
Примером такого рода инструмента являются широко ис-
пользуемые в промышленности и в быту железки рубанков и
фуганков для обработки дерева. В настоящее время такие же-
лезки целиком изготовляются из качественной стали У8. Неод-
нократно делались попытки соединения режущих пластинок из
легированной стали с державкой из поделочной стали, но пока
рациональный способ их соединения еще не найден. Техноло-
гия точечной сварки железок имеет ряд существенных недостат-
ков, которые сильно сказываются на качестве продукции.
В частности, применение точечной сварки не обеспечивает со-
единения по всей площади контакта, что влечет за собой появ-
ление местных зазоров между режущей и основной пластинка-
ми. В результате между деталями попадает стружка; передняя
грань державки, не имея контакта с пластинкой, при работе
отстает от пластинки и загибается. Появившийся заусениц ка-
сается доски, нарушает ее поверхность и мешает правильной
работе.
Для осуществления прессовой сварки железок по всей пло-
щади контакта необходима контактная сварочная машина мощ-
ностью примерно 500 кет. Это значительно удорожает произ-
водство. *
При контактном нагреве в зоне соединения двух свариваемых
поверхностей развивается температура порядка темпера гур
плавления свариваемых металлов, что приводит к выгоранию
важных легирующих элементов, входящих в состав режущей
стали — ванадия, марганца, хрома. В связи с этим снижаются
189
Рис. 113. Внешний вид сварной составной
режущей части рубанка перед сваркой
(а|, в приспособлении для сварки (б) и
после сварки (в|
механические свойства стали и качество режущего инструмен-
та. Возможность прожогов, деформации, внутренние напряже-
ния— все это в сочетании со сказанным выше делает контакт-
ную сварку неперспективной для данного вида изделий.
При помощи диффузи-
онной сварки в вакууме
были разработаны режи-
мы соединения рабочей
пластины 85ХФ с режу-
щей деталью рубанка (а
также фуганка). Перед
сваркой стыкуемые по-
верхности шлифовали и
обезжиривали, а затем
детали зажимали в спе-
циальном приспособле-
нии (рис. 113). Одним из
основных требований,
предъявляемых к процес-
су соединения, является
обеспечение плотного
контакта свариваемых де-
талей по всей плоскости.
Оптимальный режим диф-
фузионной сварки дета-
лей следующий: Т =
= 1000° С, р = 1,5 кГ/мм2,
t = 5 мин, вакуум I X
X I0-3 мм рт, ст.
Для контроля каче-
ства сварки применяли
тсхнол оги ч ес ку ю пробу.
Поперечный и продоль-
ный изломы режущей ча-
сти фуганка показали,
что сварка настолько пол-
ная, что сварное соеди-
нение во время техноло-
гической пробы ведет себя как монолитный материал. Отслое-
ний пластинки от державки не наблюдалось. Кроме того, все
железки испытывали путем отбивания пластинок от железок мо-
лотком на наковальне. Все железки испытание выдержали, за-
зоров между пластинкой и державкой и отделения пластинок от
железок не отмечено.
Для обеспечения заданной твердости режущей пластинки
из стали 85ХФ деталь после сварки подвергали термической
обработке по следующему режиму: закалка с нагревом до тем-
190
пературы 850—860° С, охлаждение в масле; отпуск при темпе-
ратуре 240—250° С с выдержкой 20—25 мин. При термической
обработке вследствие разности коэффициентов линейного рас-
ширения Ст.З и стали 85ХФ деталь получила коробление. Ве-
личина прогиба средней части сварной детали составляла до
1,0 мм. Исправить такой прогиб путем рихтовки на прессе не-
возможно. Рихтовка закаленных и отпущенных деталей прово-
дилась вручную молотком на наковальне. Зазор между контр-
железкой и ножом в собранном виде нс должен превышать
Рис. 114. Микроструктура зоны сварки стали 85ХФ со сталью Ст. 3; X 100
0,05 мм. Поэтому процесс рихтовки является очень ответствен-
ным н трудоемким. При рихтовке ни одна из сварных деталей
нс дала трещин или отслаивания режущей пластины.
Качество приварки термически обработанных сварных де-
талей проверялось путем ломки их вдоль и поперек, а также
путем многократной переточки. Макроизлом показал, что у ис-
пытанных сварных деталей отслаивания пластинки от корпуса-
нет. При переточке и правке не обнаружено отслаивания и об-
разования заусенцев. Твердость образцов была в пределах ТУ.
Исходная структура пластинки стали 85ХФ представляла
собой сорбитообразный перлит карбиды, твердость HRC 18—
21. Исходная структура державки из стали Ст. 3 представляет
собой феррит + перлит; зерно очень мелкое. Зерна перлита
равномерно распределены среди феррита. Структура пластинки
после сварки-—троостит закалки. Зерно крупное, твердость.
HRC 38—43. Структура державки после сварки — феррит +
+ перлит; зерна крупные (рис. 114, а). Закалка измельчает
19t
зерно (рис, 114, б). Этот процесс усиливается при отпуске. На
рис. 114, в показано сварное соединение после закалки и от-
пуска. Структура пластинки — мартенсит 4- карбиды, твер-
дость IIRC 56—60. Структура державки после закалки и отпус-
ка — феррит 4- перлит. Зерно мельче, чем после сварки.
Испытания железок проводились путем строгания сучкова-
тых еловых и дубовых досок. Каждая испытываемая железка
без дополнительной заточки прострогала более 3 м доски ши-
риной более 10 см. По окончании испытаний железки нс имели
притуплений лезвий, выкрошивания или смятия его. Затем же-
лезки были направлены на длительные производственные испы-
тания. Испытания показали, что стойкость и работоспособность
железок сохранялась высокой в процессе всей работы. В ре-
зультате частичного самозатачивания время между переточка-
ми увеличилось втрое.
Для проверки качества сварки (обеспечение сваркой всей
площади контакта пластинки с державкой) железка проходила
многократную переточку и снова подвергалась испытаниям.
Все железки испытания выдержали, причем показали значи-
тельно большую стойкость и работоспособность, чем изготов-
ляемые из стали У8, и имеют намного меньшую стоимость, чем
железки из стали ХВГ.
Применение диффузионной сварки для изготовления свар-
ных составных железок позволяет упростить технологический
процесс их изготовления и снизить себестоимость изделий. По
новой технологии железки штампуются из холоднокатаной леп-
ты. В корпусе железки па штампе вырубают два паза, что даст
возможность снизить расход металла по сравнению с приме-
нявшимися до последнего времени сталью У8 или ХВГ, обла-
дающими плохой штампусмостыо. Вследствие невозможности
изготовления пазов железку из стали У8 или ХВГ фрезеровали
для создания надежного крепления ее с рубанком (фуганком)
или обрабатывали на молоте. Операция фрезерования или ков-
ки отпадает при переходе на новую технологию. При годовой
программе 8 млн. штук применение диффузионной сварки мо-
жет дать экономический эффект в 400 000 руб.
Явление самозатачивания, в определенной мере проявляю-
щееся в составных железках, приводит к увеличению их стой-
кости — срок между переточками в 3 раза больше, чем для же-
лезок из стали У8. Применение легированной стали 85ХФ для
режущей кромки вместо углеродистой стали У8 существенно
уменьшает изнашивание железки, повышает срок се службы.
По сравнению с железкой, изготовленной целиком из стали
ХВГ, достигается очень большая экономия дорогостоящей де-
фицитной высоколегированной стали.
И, наконец, значительное упрощение технологии изготовле-
ния железок позволяет механизировать и автоматизировать
192
процесс. Поэтому новую технологию с применением диффузион-
ной сварки как более прогрессивный способ изготовления ком-
бинированных железок рубанков и фуганков целесообразно
широко внедрять в производство.
СВАРКА ЖАРОПРОЧНЫХ СПЛАВОВ
Применение нержавеющих аустенитных сталей, жаропроч-
ных сталей и сплавов в промышленности вызвало необходи-
мость разработки технологии их сварки. В настоящее время
применяется в основном сварка плавлением: электродуговая,
аргоно-дуговая, электрошлаковая и др. Каждый из этих спосо-
бов сварки имеет свои особенности, преимущества и недостат-
ки. Однако некоторые затруднения характерны для всех спо-
собов сварки плавлением жаропрочных сталей и сплавов. Одним
из наиболее серьезных затруднений при сварке является обра-
зование горячих трещин в металле шва и околошовной зоне.
Изучение причин образования горячих трещин многими оте-
чественными и зарубежными исследователями позволило раз-
работать мероприятия, уменьшающие склонность сварных швов
к горячим трещинам. Однако полностью предотвратить обра-
зование горячих трещин при сварке плавлением не всегда уда-
ется. Особенно опасными являются околошовные трещины. Эти
трещины возникают на участке перегрева околошовной зоны.
Радикальным средством борьбы с ними является устранение
перегрева металла, т. е. сварка без расплавления [73, 162].
В газотурбостроении при изготовлении тонколистовых кон-
струкций трудности сварки плавлением возрастают в связи с
возможным короблением и ограничением легирования металла
шва необходимыми элементами для повышения стойкости про-
тив горячих трещин. Часть изделий по своим конструктивным
особенностям вообще исключает возможность применения свар-
ки плавлением. Замена сварки пайкой в аргоне также встреча-
ет затруднения технологического порядка в результате обра-
зования наплывов припоя, пористости, шлаковых включений,
непропаев и большого расхода дорогостоящих припоев и
аргона. Разрабатывать технологию изготовления деталей судово-
го машиностроения можно как по пути совершенствования сварки
плавлением, так и по пути применения способов сварки без
расплавления металла. Одним из таких способов сварки жаро-
прочных сплавов является диффузионная сварка в вакууме.
Диффузионную сварку жаропрочных сплавов можно выполнять
без промежуточных прослоек и с промежуточными прослойка-
ми, находящимися при температуре сварки в твердом или жид-
ком состоянии.
Диффузионная сварка производится при температурах, зна-
чительно ниже температуры плавления. Здесь отсутствует про-
13 Заказ 1355 1<п
цссс первичной кристаллизации металла и опасность возникно-
вения горячих трещин уменьшается. Если температуру сварки
выбирать в интервале, которому соответствуют высокие пла-
стические свойства металла, то опасность возникновения тре-
щин уменьшится.
Предварительные параметры режима диффузионной сварки
следует определять исходя из особенностей жаропрочных спла-
вов, которые сохраняют высокие механические свойства при
повышенных температурах. Так как при высоких температурах
сдвиговая деформация заменяется диффузионной пластично-
стью, то жаропрочность и ползучесть сплавов определяются
диффузионными процессами. Для обеспечения максимальной
жаропрочности состав сплавов выбран таким, чтобы его атомы
обладали минимальной скоростью диффузии при высоких тем-
пературах. При температурах 900 -1000е С скорость диффузии
в жаропрочных сплавах меньше, чем в конструкционных угле-
родистых сталях. Так как качественное соединение при диффу-
зионной сварке образуется при наличии диффузионных процес-
сов в стыке между соединяемыми поверхностями деталей, то
температуру сварки жаропрочных сплавов выбирают выше тем-
пературы сварки углеродистых сталей.
При диффузионной сварке для смятия имеющихся в стыке
микронеровностей необходима некоторая пластическая дефор-
мация металла под действием усилия сжатия. Поэтому во избе-
жание образования трещин температуру сварки жаропрочных
сплавов выбирают в интервале, в котором деформационная спо-
собность сплавов превышает деформацию, необходимую для
обеспечения плотного контакта соединяемых поверхностей при
заданной обработке.
Для определения температуры сварки рекомендуется поль-
зоваться диаграммами технологической пластичности сплавов.
Исходя из диаграмм пластичности и свойств жаропрочных
сплавов целесообразно в первую очередь исследовать их сва-
риваемость в интервале температур 1100—1200° С.
Для получения прочных соединений при диффузионной
сварке в контакт должны вступать чистые поверхности, свобод-
ные от жировых и окисных пленок, а также других загрязнений.
Жаропрочные сплавы являются сложнолегированными и име-
ют в своем составе хром, алюминий, титан и другие элементы,
обладающие большим сродством к кислороду и образующие
термодинамически устойчивые окисные пленки.
Приближенный расчет упругости диссоциации окислов леги-
рующих элементов жаропрочных сплавов показывает, что обыч-
но применяемый при диффузионной сварке вакуум недостато-
чен для полной диссоциации окислов. С позиций термодинами-
ки более вероятным является испарение окисных пленок,
определяемое упругостью пара, внешним давлением поеторон-
194
него газа и температурой. Упругость пара окислов кремния,
титана, алюминия и хрома значительно выше упругости диссо-
циации окислов. Например, по экспериментальным данным
Хауффе К-> в никель-хромовых сплавах, содержащих более
10% Сг, при температуре 1100° С внешний слой окислов хрома
вследствие испарения нс образуется, в то время как при темпе-
ратуре 700—800е С экспериментально обнаружено преИхМущсст-
венное образование окислов хрома. Испарению окислов при
диффузионной сварке в вакууме способствует также непрерыв-
ная откачка газов из сварочной камеры.
Рассмотрение упругостей паров окислов наиболее активных
элементов алюминия и титана показывает, что можно достичь
только частичного испарения окисных пленок. Остающиеся
окислы могут разрушаться при сжатии и деформации микровы-
ступов и дезориентироваться, не препятствуя образованию сое-
динения. Окислы могут превращаться в отдельные шаровидные
частицы с незначительной поверхностью, не оказывая сущест-
венного влияния на свойства соединений. Если металл обладает
способностью растворять кислород, го остающиеся окисные
пленки могут удаляться из стыка путем диффузии из компонен-
тов в глубь металла. При соединении жаропрочных сплавов на
основе никеля важную роль играет растворимость в никеле кис-
лорода и закиси никеля. Это повышает активность никеля к кис-
лороду и способствует перераспределению кислорода в зоне сты-
ка. Перераспределению кислорода способствует также процесс
термодиффузии, обусловленный градиентом активностей, созда-
ваемым различной растворимостью кислорода в никеле при раз-
личных температурах.
Так как окисные пленки частично остаются в стыке, а затем
диффундируют в основной металл, то толщина остающихся пле-
нок оказывает влияние па свойства соединений. Толщина пле-
нок зависит от парциального давления кислорода, поэтому свар-
ку желательно выполнять в высоком вакууме. Однако получе-
ние вакуума более 1 -10 4 4- 1 • 10 5 ли/ рт. ст. снижает произво-
дительность процесса. В. Ф. Квасницким под руководством ав-
тора исследованы химические способы удаления окисных пленок
с помощью фтористого аммония и самофлюсующихся расплав-
ляющихся металлических прослоек. При сварке с расплавляю-
щимися прослойками установлено, что для получения соедине-
ний, близких по прочности к основному металлу, необходимо
растворение прослойки и выравнивание концентрации элемен-
тов в соединении путем диффузионных процессов.
Исследования проводились на сплавах ЭИ602 и др. Сплав
ЭИ602 относится к жаропрочным сплавам на никелевой основе.
Содержание алюминия и титана в сплаве ограничено в преде-
лах растворимости. Для исследования влияния температуры и
давления сжатия на прочность соединений процесс осуществи
13* 195
лялся при температурах 1100, 1150, 1175 и 1200е С и удельном
давлении сжатия 1,0, 1,5, 2,0, 2,5, 3,0, 3,5 кГ1мм2. Остальные
параметры режима соединения были постоянными. Соединяе-
мые поверхности предварительно обрабатывали точением до
V6 Процесс соединения производился в вакууме 1Х
X Ю-4 мм рт. ст. в течение 6 мин. После установки образцов в ка-
мере создавался вакуум, и в течение 3 мин образцы отжигались
при температуре соединения, а затем сжимались заданным уси-
лием и выдерживались в таком состоянии в течение 6 мин.
Охлаждались образцы на воздухе.
При температурах соединения 1100, 1150, 1175° С повышение
удельного давления сжатия до определенного предела увеличи-
вает прочность соединения, а за-
тем при дальнейшем повышении
удельного давления (в исследо-
ванных пределах) прочность сое-
динений не изменяется (рис. 115).
Давление, после достижения ко-
торого прекращается рост проч-
ности соединения, зависит от тем-
пературы, уменьшаясь при ее
повышении. Это объясняется тем,
чго каждой температуре соответ-
ствует определенное давление
Рис. 115. Влияние удельного дав-
ления сжатия на прчность диффу-
зионных соединений из сплава
ЭИ602
сжатия, ооеспсчивающее при за-
данной чистоте обработки свари-
ваемых поверхностей плотный
контакт по всей площади. Вели-
чина этого давления связала с
пределом текучести металла при температуре соединения. Одна-
ко давление сжатия оказывает влияние не только па характер
контакта соединяемых поверхностей, но играет также активную
роль в механизме протекания диффузионных процессов. Пласти-
ческая деформация металла нарушает строение кристалличе-
ской решетки, вызывает увеличение концентрации вакансий и
дислокаций, что ускоряет диффузионные процессы.
Первоначальный рост прочности соединений при увеличении
давления сжатия происходит за счет увеличения площади истин-
ного контакта соединяемых поверхностей. Увеличение площади
истинного контакта с увеличением давления хорошо видно при
изучении фрактографий и микроструктур соединенных поверх-
ностей. При температуре соединения 1200°С удельное давление
1,0 кГ!мм2 уже обеспечивает плотный контакт соединяемых по-
верхностей и дальнейшее увеличение давления до 3,0 кГ}мм2 на
прочности соединяемых поверхностей не сказывается. Когда
площадь истинного контакта становится равной площади соеди-
няемых поверхностей, качество соединений зависит от диффу-
196
знойных процессов в стыке. Основными факторами при этом яв-
ляются температура и время процесса (рис. 116). ,
С повышением температуры сопротивление металла пласти-
ческому деформированию уменьшается и при одном и том же
давлении сжатия площадь истинного контакта соединяемых по-
верхностей и прочность соединений возрастают. Однако при
чрезмерном повышении температуры сварки наблюдается сни-
жение прочностных свойств соединений некоторых сплавов, об-
условленное растворением упрочняющих фаз и значительным
Рис. 116. Влияние температуры про-
цесса на прочность диффузионных
соединений из сплава ЭИ602
ростом зерна.
Для сплава ЭП602 с увеличением температуры сварки до
1150° С прочность соединений возрастает. При удельном давле-
нии 1,0 кГ/мм2 прочность рас’
тел с повышением температу-
ры до 1200е С. Возрастающие
участки кривых характеризу-
ют изменения качества соеди-
нений. Повышение температу-
ры соединения способствует
увеличению площади истинно-
го контакта и интенсифициру-
ет диффузионные процессы.
Падающие участки кривых
свидетельствуют об изменени-
ях прочности основного ме-
талла, уменьшающейся за счет
интенсивного роста зерна.
Проведенные и сел е до в а -
иия по соединению поверхностей сплава ЭИ602 позволяют счи-
тать оптимальным следующий режим сварки: Т — 11504- 1175° С,
р = 2,5 -н 3,0 кГ/мм2. Увеличение продолжительности процесса
свыше 6 мин не способствует увеличению прочности соединений
из-за интенсивного роста зерна. На прочность соединения суще-
ственное влияние оказывает чистота обработки поверхности, при
этом оптимальной является обработка по 6-му классу чистоты.
Перерыв между подготовкой поверхностей и проведением про-
цесса соединения должен быть по возможности минимальным.
Перерыв более суток вызывает нестабильные результаты проч-
ности соединяемых поверхностей.
Диффузионное соединение на оптимальном режиме придает
шву следующие механические свойства: ст» = 72,0 4-76,2 кГ!мм\
б = 37,3 4- 45,6%. При температуре 800° С пв = 35 кГ!мм2, 6 =
= 27%. Эти показатели близки показателям основного металла
(рис. 117, а).
При диффузионном соединении тонколистовых конструкций
существенные затруднения возникают при выборе материала
для приспособлений, обеспечивающих сжатие изделий в про-
цсссе соединения. При использовании керамических приспособ-
лений последние при температуре соединения не всегда выдер-
живают удельное давление сжатия 3,0 кГ/мм2. Применение ту-
гоплавких металлов приводит к большой потере энергии па на-
грев приспособлений.
При уменьшении давления сжатия до 1,0 кГ/мм2 трудно
обеспечить хорошее соприкосновение соединяемых поверхностей
по всей площади. Поэтому исследовалась возможность соеди-
нения поверхностей сплавов с использованием промежуточных
Рис. 117. Микроструктура диффузионного соединения из сплава ЭИ602:
Л и а - - Х200; 6 — у 1(Ю0
прослоек. Применялись нерасплавляющиеся прослойки из нике-
ля и расплавляющиеся, предназначенные для создания контакта
и так называемого «диффузионного мостика» между соединяе-
мыми поверхностями и удаления окисных пленок. При исполь-
зовании никелевой прослойки толщиной 0,1 мм диффузионное
соединение осуществлялось при температуре И50°С в течение
6 мин (рис. 117, б).
Часть соединенных образцов испытывали непосредственно
после соединения, остальные — после восьмичасовой выдержки
при температуре 800е С. Прочность всех диффузионных соеди-
нений при нормальной температуре составляла не менее 80%
прочности сплава, а при 800° С была равна кратковременной
прочности сплава. В обоих случаях прочность диффузионного
соединения выше прочности никеля, что объясняется особенно-
стями работы диффузионных соединений с мягкими прослой-
ками. Длительная прочность соединений с никелевой прослой-
198
кой оказалась значительно ниже прочности соединений без про-
слойки.
Выдержка соединений в течение 8 ч при температуре 800° С
не отразилась па прочностных свойствах. Глубина диффузии ле-
гирующих элементов сплава в никель в результате выдержки
при температуре 800е С увеличилась с 7 до 13 мкм. Однако это
не оказало заметного влияния на прочность соединений, так как
в стыке оставалась прослойка из чистого никеля. Разрушение
соединения происходило по никелевой прослойке.
Для существенного увеличения прочностных свойств соеди-
нения особенно длительной прочности необходимо значительно
уменьшить толщину прослойки, чтобы за счет диффузионных
процессов приблизить состав прослойки к составу сплава. Про-
слойка в виде никелевой фольги толщиной 0,0244 мм при сое-
динении сплава нимоник 90 и выдержка в течение 16 ч при
700° С обеспечивают получение диффузионных соединений с
пределом прочности при растяжении 103 кГ!мм2, т. е. 95% проч-
ности основного металла. Очевидно, что при такой толщине про-
слойки се состав изменяется по всей толщине вследствие диф-
фузии легирующих элементов из сплава (глубина диффузии
элементов не менее половины толщины прослойки—12,2 мкм).
При соединении с расплавляющимися прослойками послед-
ние можно наносить на соединяемые поверхности путем элек-
тролиза, напылением и другими способами или вводить в стык в
виде фольги. При сварке с прослойкой в виде фольги темпера-
тура процесса должна быть выше температуры плавления про-
слойки. Вследствие сжатия деталей жидкая прослойка почти
полностью выдавливается из стыка и в контакт вступают по-
верхности соединяемых деталей (рис. 117, в). Тонкая прослойка
остается на тех участках, где в случае соединения без прослой-
ки при этих же температуре и усилии сжатия соединяемые по-
верхности не соприкасаются.
При последующей термической обработке или выдержке при
рабочей температуре (в процессе эксплуатации) возможно рас-
сасывание оставшейся прослойки за счет диффузионных про-
цессов.
Проведенные исследования позволили установить режим
диффузионного соединения в вакууме сплава ЭИ602: Т =
== 1150 ч- 1175° С, р — 2,5 ч- 3,0 кГ)мм2; t — 6 мин; вакуум не ни-
же 1-10~4 мм рт. ст.; чистота обработки соединяемых поверхно-
стей —• не ниже V 6. При нормальной и высокой температурах
диффузионные соединения имеют механические свойства, близ-
кие к свойствам основного металла.
Диффузионные соединения с промежуточной никелевой про-
слойкой толщиной 0,1 лш при кратковременных испытаниях име-
ют прочность, близкую к прочности основного металла. Дли-
тельная прочность таких соединений значительно ниже длитель-
199
ной прочности соединений без прослоек. Для повышения проч-
ностных свойств, особенно длительной прочности диффузионных
соединений с никелевой прослойкой, необходимо уменьшать
толщину прослойки. Для диффузионного соединения при малых
давлениях сжатия перспективным является применение расплав-
ляющихся промежуточных прослоек.
СВАРКА ВЫСОКОЛЕГИРОВАННЫХ
НЕРЖАВЕЮЩИХ СТАЛЕЙ
Благодаря высоким механическим свойствам большое рас-
пространение в последнее время получила хромистая нержаве-
ющая сталь 2X13, основным легирующим элементом которой
является хром. Хром повышает твердость и износостойкость
этой стали. Она обладает высокой коррозионной стойкостью в
атмосфере, в речной и водопроводной воде [150—151].
При сварке стали 2X13 плавлением образуются микротре-
щины, которые недопустимы в конструкциях, воспринимающих
вибрационные динамические нагрузки. При охлаждении на воз-
духе после нагрева выше критической температуры эта сталь
закаливается. Для предотвращения трещин подогрев необходи-
мо вести до 200—300° С с медленным охлажденном. Для устра-
нения внутренних напряжений после сварки рекомендуется от-
пуск при температуре 650—750° С. Сталь 2X13 трудно очистить
от окалины после сварки.
При сварке угольников поворотных соединений из стали 2X13
возникают дополнительные трудности: малая толщина стенок
(1,8 льм), обусловливающая опасность прожогов, и требования
вибрационной прочности при эксплуатации, которая может быть
обеспечена при отсутствии микротрещин.
Аргоно-дуговая и газовая сварка качественного соединения
не обеспечивала. Сталь 2X13 при нагреве выше 1000° С склонна
к трещинообразованшо в зоне сварки, а также к самозакалке.
Кроме того, создаваемые внутренние напряжения из-за неодно-
родности структуры вызывают микротрещины.
При диффузионной сварке угольников перечисленные выше
недостатки были устранены. Режим сварки угольников: Т =
— 940 4- 960е С, р — 1,5 кГ[мм2, t = 10 лшн, разрежение
1 • 10~3 лш рт. ст. При температуре сварки ниже 1000е С микро-
трещины не возникают. Сварка происходит в вакууме, поэтому
нс образуется окалина, внутренняя поверхность детали чистая.
После диффузионной сварки нет необходимости производить
отжиг угольников, как после аргоно-дуговой сварки, когда сталь
закаливается и не поддается дальнейшей механической обра-
ботке.
При сварке плавлением прочность нижней части угольников
приблизительно равна 40 кГ[мм?.
200
При диффузионной сварке нижняя часть угольника, работа-
ющая на истирание, отпуску не подвергается и поэтому имеет
прочность, соответствующую пределу прочности нс ниже
85 кПмм2.
Для определения качества диффузионной сварки в вакууме
десять угольников испытывали гидравлическим давлением при
1800 ат. После испытания течи и других дефектов обнаружено
не было. Затем эти же угольники испытывали при резком увели-
чении давления от 0 до 1000 аг (повышение давления в течение
1—2 сек, число циклов 25).
Рис. 118. Микроструктура зоны соединения поворот-
ного угольника из стали 2X13:
и — аргоно-дуговая сварки; б — диффузионная сварке,
Х400
Микроструктурный анализ угольников показал, что микро-
трещины и другие внутренние дефекты, а также закалка отсутст-
вуют. Структура металла мелкозернистая. При сравнении двух
видов сварки (аргоно-дуговой и диффузионной) видно, насколь-
ко мельче зерно и качественнее соединение при диффузионной
сварке в вакууме (рис. 118). Следует отметить также, что не г
необходимости в предварительном подогреве свариваемых дета-
лей и последующем отпуске.
Угольники поворотных соединений, сваренные диффузионной
сваркой, испытывали на вибрационную нагрузку на специальном
стенде, разработанном для испытания угольников. Угольники
выдержали 105 циклов без разрушения. Для всестороннего ис-
следования проведены циклические и статические гидравличес-
кие испытания угольников на прочность и плотность соедине-
ния. Все угольники испытания выдержали.
201
При переводе угольников поворотных соединений с аргоно-
дуговой и газовой сварки на диффузионную была получена зна-
чительная экономия за счет исключения следующих операций
и материалов: опескоструивания деталей; отпуска, так как свар-
ка производится при температуре 800е С с последующим медлен-
ным охлаждением; механической обработки после сварки; рас-
хода сварочной проволоки, ацетилена (или аргона) и кислоро-
да. Кроме того, ликвидирован брак по микротрещинам. Качество
сварки намного выше. При диффузионном соединении цикл
сварки десяти деталей длится 35 мин, т. е. одна деталь свари-
вается за 3,5 мин, при аргоно-дуговой сварке деталь сваривается
за 2,5 мин.
С учетом указанных выше преимуществ диффузионная свар-
ка позволяет сэкономить в год 6000 руб. Кроме угольников, раз-
работана технология диффузионной сварки других деталей ар-
матуры— заглушек, «разъемов» вильчатых наконечников и др.
Заглушки изготовляют из прутковой стали ЗОХГСА. Деталь
фрезеруют, нарезают в ней трехходовую резьбу; при этом много
материала идет в стружку. Была сварена опытная партия за-
глушек диффузионной сваркой в вакууме (рис. 119, а). Свар-
ные соединения не имели деформаций, не окислялись и были
достаточно прочными.
Режим сварки заглушек: Т = 920 ч- 940° С, р = 1,6 кГ/мм2,
t = 10 мин, разрежения I -10~3 мм рт. ст.
«Разъем» изготовляют из прутковой стали 20 точением из
сплошной заготовки (рис. 119, б). Эта операция очень трудоем-
кая. При диффузионной сварке «разъем» изготовляют из двух
заготовок: из трубы и приваренного к ней миллиметрового бур-
202
та. При сварке деталь не деформируется, после сварки ее можно
направлять на сборку. Режим сварки: Т = 920°С; р=1,5 кГ1мм\
t = 10 мин. разрежение 1 • 10-3 льм рт. ст.
Операция изготовления втулки вильчатых наконечников
(рис. 119, в) фрезерованием очень трудоемкая. Диффузионная
сварка позволяет раздельно изготовить вильчатый наконечник
и втулку, а затем соединить их. Режим сварки аналогичен ре-
жиму сварки «разъема».
Отсутствие зоны термического влияния, а также простота
технологии соединения, отсутствие трещин, коррозии, отсутствие
необходимости термической обработки, дешевизна процесса де-
лают этот способ весьма перспективным для сварки соответст-
вующих изделий из высоколегированных сталей.
СВАРКА МАГНИТНЫХ СПЛАВОВ
Сварка магнитно-твердых сплавов без изменения их магнит-
ных характеристик. Постоянные магниты применяются во мно-
гих приборах и устройствах, где требуется постоянный магнит-
ный поток: в электроизмерительной технике, в электромашинах,
в подъемных устройствах и т. д. Постоянные магниты изготав-
ливают из сталей, закаливающихся на мартенсит, и из диспер-
сионно твердеющих сплавов, обладающих большой остаточной
индукцией и высокой коэрцитивной силой [53, 64, 75].
Наибольшее распространение получили дисперсионно твер-
деющие сплавы алнико (на основе системы Al—Ni— Со), ко-
торые в настоящее время являются самыми лучшими по маг-
нитным свойствам. Однако эти сплавы обладают чрезвычайно
высокой хрупкостью и твердостью, что вызывает большие труд-
ности при» механической обработке. Сверление и фрезерование
алнико считаются почти невозможными. Обработке резцами
можно подвергать магниты преимущественно простой формы и
в незакаленном состоянии. Обработка магнитов сложной конфи-
гурации неосуществима из-за возникающих сколов по краям.
Поэтому обработка резанием литых магнитов алнико практиче-
ски не получила распространения.
Повсеместно единственным способом механической обработ-
ки алнико является двухступенчатое шлифование (при обиль-
ном охлаждении) —до и после термомагнитной обработки.
Большой расход дорогих абразивных кругов и относительно низ-
кая производительность шлифования заставляют изыскивать
другие методы обработки алнико для получения точных разме-
ров, единственно пригодным из которых оказалась электроиск-
ровая обработка. Дисперсионно твердеющие сплавы алнико
чувствительны к ударным нагрузкам: ослабляются магнитные
свойства и происходит механическое разрушение магнитов.
203
Отмеченные выше факторы в немалой степени сдерживают
применение лучших магнитных сплавов алнико в народном хо-
зяйстве страны.
К магнитам предъявляются следующие требования: доста-
точная подъемная сила для быстрой транспортировки заготовок
весом до 240 т; динамическая прочность для противостояния
ударам о заготовки: пластичность рабочей части во избежание
образования осколков в случае защемления ее между захвата-
ми; механическая обрабатываемость рабочей части магнита.
Никакой ныне известный магнитный сплав пе удовлетворяет
Рис. 120. Составной магнит
в процессе изготовления;
а — заготовки; й — сборка;
в готовое изделие
предъявляемым требованиям из-за низких механических
свойств.
Условиям эксплуатации отвечает только составной магнит,
армированный, например армко-железом. Рабочая часть его из-
готовлена из армко-железа, а перпендикулярные ей элементы —
из магнитного сплава (рис. 120). С целью экономии магнит-
ного сплава, а также для повышения динамической прочности
конструкции в результате демпфирования железных деталей
ригель, противоположный рабочей части магнита, также изго-
товлен из армко-железа. Для магнитных элементов применены
лучшие из дисперсионно твердеющих сплавов — алнико или маг-
нико. Получение высокой коэрцитивной силы и других магнит-
ных характеристик сплавов алнико связано с процессом диспер-
сионного твердения. Твердый р-раствор, существующий в высо-
котемпературной области, характеризуется упорядоченным раз-
мещением атомов алюминия, никеля, железа, кобальта. При по-
204
лижении температуры образуются две фазы — р и каждая из
которых имеет ту же кубическую объемно-центрированную ре-
шетку, причем параметры решеток весьма близки друг к другу,
а концентрации компонентов различны, p-фаза состоит в основ-
ном из железа и является ферромагнетиком. ф2-фаза содержит
сверхструктуру типа NiAl и представляет собой парамагнетик.
Коэрцитивная сила в сплавах алнико определяется дисперсион-
ностью продуктов распада твердого раствора (р и р2), их хими-
ческим составом и структурой дисперсных частиц. Она повы-
шается также значительным внутренним напряжением.
Максимальная магнитная энергия достигается специальной
термомагнитной обработкой, сущность которой заключается в
том, что магнит, нагретый до температуры закалки 1300° С, соот-
ветствующей гомогенному состоянию сплава, охлаждается в
магнитном поле определенной напряженности до температуры
500° С. Охлаждение ведется со строго регламентированной «кри-
тической скоростью охлаждения». При такой обработке проис-
ходи г распад твердого раствора с возникновением высокодис-
персных частиц и перераспределением компонентов по фазам.
В результате направленной ориентации доменов магнитные
свойства оказываются максимальными вдоль вектора напря-
женности поля, так как при охлаждении до точки Кюри проис-
ходит переход сплава из парамагнитного состояния в ферромаг-
нитное и осуществляется процесс спонтанного намагничивания,
а воздействие магнитного поля приводит как бы к пластической
деформации каждой из этих областей. Процесс пластической де-
формации идет тем полнее, чем выше точка Кюри. Кобальт-—
практически единственный элемент, резко повышающий точку
Кюри, поэтому он присутствует в магнико. К тому же кобальт
одновременно повышает остаточную индукцию и коэрцитивную
силу и улучшает закаливаемость, снижая «критическую ско-
рость охлаждения». Попытки применить пайку или склеивание
не привели к необходимым результатам. Этому препятствовала
низкая динамическая прочность паяных и клееных соединений.
Технология склеивания составных магнитов, применяемых в
некоторых отраслях промышленности, приемлема только в том
случае, когда площадь склеивания велика или к магнитам не
предъявляются высокие прочностные требования.
Применение сварки плавлением, в частности дуговой сварки,
также неосуществимо. Алюминий, входящий в состав магнит-
ного сплава в количестве 9%, из-за большого сродства к кисло-
роду в значительной степени окисляется при высоких темпера-
турах. Для того чтобы компенсировать этот угар, необходимо
применять электродные материалы с высоким содержанием алю-
миния, коэффициент перехода его в шов составляет 0,45— 0,60.
Однако, как показали исследования Г. И. Погодина-Алексеева
и Г. Д. Шевченко, введение в покрытия свыше 1% А1 соировож-
205
дается усилением газовыделения и разбрызгивания металла, что
не обеспечивает получения плотного шва. Аналогичные явления
наблюдались при нанесении слоя алюминия на проволоку.
Аргоно-дуговая сварка приводит к интенсивному испарению
алюминия. Потери алюминия нестабильны, о чем свидетельству-
ют и колебания коэффициента перехода 0,45—0,60. Но техниче-
ским условиям для сохранения требуемых магнитных свойств,
особенно важно выдерживать заданный состав сплава, и в част-
ности алюминия, отклонения содержания которого не должны
превышать ±0,2%. Вследствие случайных отклонений в пара-
метрах режима сварки и других условий в паспортах на электро-
ды состав наплавленного металла обычно указан только факуль-
тативно, причем допустимые колебания химического состава,
как правило, составляют не меньше 10% по содержанию каж-
дого элемента. Исследования на многочисленных эксперимен-
тах доказали наличие зональной и дендритной неоднородности
химического состава сварного шва.
При сварке плавлением не достигается равновесия реакций
в сварочной ванне, куда компоненты проволоки и флюса посту-
пают все вместе. А при изготовлении литых магнитов большое
значение имеет последовательность в загрузке шихтовых мате-
риалов (вначале расплавляется железо, затем возврат, лишь
после этого никель, кобальт и медь; последним вводится алю-
миний— быстро и крупными кусками), тщательность переме-
шивания ванны, выдержка (2>—3 мин) для получения равнове-
сия, четко регламентированное время пребывания в расплавлен-
ном состоянии.
Как указывает В. В. Меськин, магнитные сплавы часто назы-
вают прецизионными вследствие того, что получение заданных
магнитных характеристик достигается только исключительно
точным соблюдением химического состава, а также применением
специальных видов термической обработки, причем необходимо
нс просто закалить магнит, а охлаждать его со строго опреде-
ленной скоростью. Поэтому во избежание, ухудшения магнитных
свойств и растрескивания для каждого магнита необходим спе-
циальный режим охлаждения в соответствии с его составом,
формой и размерами [ЮЗ, 104, 112].
Скорость нагрева магнитов в диапазоне температур, соот-
ветствующих малопластичному состоянию, должна быть неболь-
шой из-за малой теплопроводности сплавов. В связи с этим на-
грев магнитов под закалку производится в две стадии: медлен-
ный подогрев до температуры 800—850е С, затем быстрый — до
температуры закалки с выдержкой при пей 10—15 мин.
При контактной сварке в пластическом состоянии, а также
при всех видах сварки плавлением в зоне сварки происходит
очень быстрый рост температур, что приводит к трещинам при
отсутствии предварительного подогрева конструкции магнита.
206
Но и подогрев не решает задачи. Как показывает практика, при
изготовлении магнитов их разливку ведут при температуре
1500—1550° С. При более низкой температуре заливки образу-
ются холодные спаи и сыпь на поверхности, обнаруживаемая
после шлифования литого магнита. А более высокая температу-
ра, например около 1650е С, способствует повышению хрупкости
и выкропшванию магнитов при шлифовании. Кроме того, повы-
шение температуры выше 1550° С приводит к росту зерна и без
того крупнозернистого металла, что дополнительно уменьшает
связь между отдельными зернами. Магнитные свойства при
сварке ослабляются.
Неравномерное распределение температур при сварке, рез-
кий градиент температур в шве (стыке) и зоне термического
влияния делают невозможной из-за трещшюобразования сварку
магнитов с расплавлением или с нагревом их до пластического
состояния (здесь также необходимо учесть окисление). Нельзя
упускать из виду и того, что литейная усадка расплавленного
сплава магнико доходит до 3% — в 2 раза больше, чем у углеро-
дистой стали, и в 4 раза больше, чем у чугуна — это ведет к внут-
ренним напряжениям, приводящим к растрескиванию. Холодная
сварка магнитов неосуществима из-за их хрупкости.
Попытки завода «Станконормаль» соединить части магнитов
склеиванием или обычной сваркой по указанным выше причи-
нам не увенчались успехом из-за малой прочности шва или
ослабления магнитных свойств магнитов.
Благодаря применению диффузионной сварки в вакууме ста-
ло возможным создание сварных составных фигурных магнитов
из разнородных металлов. При этом получены магниты с удов-
летворительным качеством сварного шва при сохранении до-
статочно устойчивых и сильных магнитных свойств для обеспе-
чения нормальной работы автоматов.
До загрузки в сварочную камеру элементы магнита подвер-
гались шлифованию для получения точных размеров. После
сварки фрезеровали зазор в рабочей части магнита между полю-
сами. Перед сваркой стыкуемые поверхности обезжиривали
спиртом и припудривали тонким слоем порошка никеля. В связи
с требованием медленного подогрева температура в камере по-
вышалась со скоростью 0,3° С в сек. В результате серии экспе-
риментов по изысканию оптимального режима диффузионной
сварки магнитов были установлены следующие параметры про-
цесса: Т = 950°С, р = 1,5 кГ/мм2. t = 10 мин, вакуум
1 • 10-4 л-ьи рт. ст.
Так как всегда после застывания литые магниты быстро
освобождаются от форм для равномерного охлаждения на воз-
духе, а магниты сложной конфигурации и переменного сечения
даже выдерживаются некоторое время в термостате, то после
сварки были приняты меры к постепенному равномерному ох-
207
л а жд сн ию магнитов в сварочной камере. Скорость охлаждения
составляла 0,3 град/сек. Давление снимали при температуре
100° С.
На микрошлифе сварного соединения АНКо-4 с армко-желе-
зом отчетливо видны постепенно переходящие друг в друга
зоны железа, никеля, магннко (рис. 121). Непровары отсутству-
ют. Испытания сваренных магнитов на изгиб в плоскости свар-
ного стыка показали, что разрушение всегда происходит по маг-
нитному сплаву, а не в плоскости контакта. После дополнитель-
ного подмагничивания сварной
Рис. 121. Микроструктура зоны
сварного соединения магнитно-
го сплава АНКо-4 с армко-же-
лезом; X 500
составной магнит обладает за-
данной подъемной силой и оста-
точной магнитной индукцией.
Специальные производствен-
ные испытания опытной партии
магнитов показали, что качество
шва удовлетворительное, шов
равнопрочен армко-железу; ко-
эрцитивная сила, остаточная ин-
дуктивность магнитов устойчивы,
подъемная сила обеспечивает
нормальную работу автоматов;
стойкость комплекта магнитов
составляет 5 смен, что соответ-
ствует техническим условия м.
Как видно из рис. 122, усталост-
ное разрушение под влиянием
ударных нагрузок произошло по
сплаву АПКо-4, а не по месту
сварки.
Сварка магнитных сплавов с
постоянными магнитами. Такое сочетание, имеющееся в каждой
магнитной системе, представляет значительный научный и прак-
тический интерес. Определение принципиальной свариваемости
такой пары проводилось на наиболее массовом равноосном маг-
нитном сплаве ЮНДК-24 и низкоуглсродистой стали Э55.
Химический состав ЮНДК-24: 14% Ni; 8,5% Al; 24% Со;
3,5% Си; 0,3% Ti; 0,3% FeS; остальное Fe. Физические и механи-
ческие свойства: у = 7,3 г/см3, а(20 ч- 300°С) = 11,3x10-6, р —
= 0,47 ом-мм2/м, сгй = 3,5 кГ/мм2, HRC 50. Магнитные свойства:
остаточная индукция 1,23 вб1м2, коэрцитивная сила 44 ка!м,
максимальная плотность электромагнитной энергии 16 000 дж!м3.
Исследование проводилось на шлифованных образцах цилинд-
рических (диаметром 18 мм и длиной 12 лик весом 25 г), приз-
матических (11 X И X 40 мм, весом 10 г) и кубических (28 X
X 28 X 28 мм, весом 200 г).
Образцы сваривали на сварочной диффузионной вакуумной
208
Рис. 122. Магнит, вышедший из строя
при эксплуатации
установке СДВУ-12. Исследуемые образцы загружали в камеру
и устанавливали на опорную плиту под штоки на расстоянии
1—1,5 мм от индуктора. К одному из образцов подсоединяли
термопару ХА, спай которой помещался в отверстие, засверлен-
ное вблизи места контакта. После закрытия камеры в ней соз-
давался вакуум 1 • 10-3 4-5 • 10~4 мм рт, ст., который замерялся
прибором ВМБ-2ПС посредством датчика ММ-8. Для нагрева
образцов до температуры опыта использовали высокочастотный
генератор ЛГЗ-10А мощностью 8 кет. Замер и поддержание
температуры сварки осуществлялись прибором ПСР1-03. При
достижении заданной тем-
пературы на сваривае-
мые образцы через гид
роцилиндр передавалось
давление. Перед сваркой
образцы шабрили и обез-
жиривали ацетоном.
При нагревании в ва-
кууме на поверхности
сплава ЮНДК-24 обра-
зовывается тонкая плен-
ка окислов, препятствую-
щая сварке. Для предот-
вращения диффузии ком-
понентов, обр азу ющ 11 х
окисную пленку, исполь-
зовали промежуточные
прокладки в виде медной или никелевой фольги, порошка нике-
ля и гальванического медного покрытия. Применение прокла-
док позволило снизить температуру сварки.
Магниты и магнитные системы, являясь элементами прибо-
ров, значительных механических нагрузок не несут. К их проч-
ности не предъявляются какие-либо определенные требования,
как это имеет место, например, при сварке инструмента. Поэто-
му для оценки прочности сварных соединений была введена тех-
нологическая проба — сваренные образцы зажимали стальным
кольцом в тиски и по телу магнита производили удар молотком.
Помимо этого, проводили двухступенчатые испытания на вибро-
прочность по следующему режиму: а) частота колебаний (/)
56 гц, амплитуда (S) 4 мм, ускорение (а = ) 50 g, продол-
жительность (t) 30 мин; б) / - 70 гц, S -= 5 ли/, а = 80 g,
/=3 мин. Однако основным критерием для выбора параметров
сварки является неизменность магнитных характеристик системы,
для чего до и после опыта па баллистической установке БУ-3 оп-
ределяли кривую размагничивания сплава, подсчитывали макси-
мальную электромагнитную энергию и определяли значения
|4 Заказ 1355 эло
остаточной индукции и коэрцитивной силы. Помимо этого, коэр-
цитивную силу магнитных образцов измеряли в открытой це-
пи— в соленоиде. В магнитных системах, кроме того, измеряли
напряженность поля в воздушном зазоре, для чего в него вво-
дили холовский датчик прибора ИМ.И-3 или калиброванную из-
мерительную катушку, подключенную к баллистическому галь-
ванометру.
Первоначально была установлена минимально допустимая
температура сварки. Наиболее чувствительной к температуре
Рис. 123. Влияние температуры сварки на маг-
нитные свойства сварного соединения ЮНДК-24
с армко-железом с никелевой прокладкой;
р — I / == 5 мин
оказалась коэрцитив-
ная сила сплава. Уже
при 550—600° С сни-
жение коэрцитивной
силы достигало 5—7%.
Одна ко последующий
дополн итсльный отп ус к
по режиму 620° С, 2 ч,
580° С, 8 ч полностью
восстанавливал исход-
ное значение (рис. 123).
Оказалось, что подоб-
ным образом можно
восстанавливать свой-
ства образцов, сварен-
ных до температуры
700° С. Выше этой тем-
пературы ни при ка-
ких режимах отпусков магнитные свойства полностью не вос-
станавливались.
Затем исследовалась зависимость прочности шва и стабиль-
ность магнитных свойств от удельного давления и времени вы-
держки. Температура сварки при этом поддерживалась постоян-
ной (700°С). Было установлено, что для обеспечения прочности
шва достаточно давление 2 кГ/мм2 и дальнейшее повышение его
нецелесообразно. Минимальное время выдержки оказалось рав-
ным 10 мин. Более длительное пребывание образцов в камере,
так же как и перегрев, необратимо снижает коэрцитивную силу.
Сваренные по такому режиму при разрежении 10-3 мм рт. ст.
гальванически медленные образцы дали наилучшие результа-
ты— свойства после сварки не изменялись, а разрушение при
ударе происходило не по стыку, а по более хрупкому телу маг-
нита. Изменений в микроструктуре сплава ЮНДК-24 при свар-
ке по этому режиму не наблюдалось (рис. 124).
С переходом от образцов к конкретным магнитным системам
режим сварки несколько меняется. Здесь сказывается влияние
масштабного фактора, заключающееся в том, что с изменением
объема и конфигурации свариваемых деталей меняются усло-
210
вия их нагрева, распределения температуры по сечению и отво-
да тепла от свариваемых поверхностей. В системе усложняются
размещение нагревательного индуктора и передача давления на
свариваемые детали. Возникают трудности в обеспечении плот-
ного контакта свариваемых поверхностей. Между тем именно
здесь плотный без малейших зазоров контакт особенно важен.
Дело в том, что в намагниченной системе даже весьма малый
зазор или несплошность в месте
стыка представляют собой до-
полнительное сопротивление для
магнитного потока, в котором те-
ряется часть полезной магнито-
движущей силы. Магнитный по-
ток является также источником
паразитного рассеяния потока с
прилегающих к стыку поверхно-
стей.
При сварке реальной системы
повышаются требования к сохра-
нению ее геометрии. В связи с
этим было обращено особое вни-
мание на тщательную предвари-
тельную обработку деталей и их
контроль. Были спроектированы
и использованы приспособления,
обеспечивающие равномерную
передачу давления и плотный
контакт стыкующихся поверхно-
стей.
Режимы сварки отрабатыва-
лись на двух Д-образных систе-
мах, отличающихся весом и раз-
мерами. Эти системы состоят из
Рис. 124. Микроструктура свар-
ного соединения сплава
ЮНДК-24 с армко-железом с
медной промежуточной про-
кладкой; режим сварки:
Т — 7(10° С; р — 2 кГ:мм?\ / = 10 мин,
В =1 ]0-3 мм рт. ст.
двух призматических, магни-
В окончательно собран-
тов, замкнутых стальной перемычкой.
пом виде магниты армируются сменными полюсными наконеч-
никами, в зазоре которых помещен прибор. Первая система
относительно невелика (вес 400 г) и соизмерима с образцами.
Лучшие результаты по механической прочности и магнитным
свойствам (постоянство напряженности магнитного поля в за-
зоре после дополнительного отпуска) были получены при по-
лировке свариваемых поверхностей, промежуточной прокладке
из порошка никеля и следующих режимах сварки: а) Т =
= 800° С, t = 5 мин, р = 3 кГ/мм2; б) Т = 800° С, / = 5 мин,
р = 3 кГ/мм2, разрежение 1 • 10-3 мм рт. ст.
Вторая система подобна первой, но значительно массивнее
(вес 4,4 кг). Оптимальный режим для нее: Т = 850°С, t = 10 мин,
р^=2 кГ/мм2. Температура измерялась не в теле магнита, а в
14*
211
магнитонроводе и, следовательно, сам магнит в процессе сварки
до этой температуры не нагревался.
В результате проведенных исследований и производственной
проверки установлена возможность применения диффузионной
сварки в вакууме для соединения магнитных сплавов и постоян-
ных магнитов и определены пределы температуры, при которой
сохраняются магнитные свойства сплава 1ОНДК; отработаны
технологические параметры сварки двух конкретных магнитных
систем с учетом масштабного фактора; показано, что подобную
отработку режимов необходимо проводить для каждого кон-
кретного изделия.
Впервые созданный способ и разработка технологии сварки
сплавов АНКо-4 и ЮНДК-24 открывают огромные перспективы.
Возможность сочетания различных металлов в конструкции маг-
нитов обеспечивает использование их в тех условиях, где они
раньше никогда не применялись — в условиях сильных ударных
нагрузок. Увеличивается срок службы магнитов. Достижение
пластичности в необходимых частях магнитной конструкции по-
зволяет полностью решить вопрос об их обрабатываемости для
получения точных окончательных размеров рабочих частей, что
сдерживало до сих пор более широкое применение магнитов.
При известных обстоятельствах создаются предпосылки для пе-
рехода с двухступенчатой технологии шлифования на односту-
пенчатую. Это приведет к экономии дорогостоящих керамичес-
ких материалов, существенно повысит производительность тру-
да при изготовлении магнитов, уменьшит отходы в брак, снизит
их себестоимость.
При существующей технологии условия отливки и невозмож-
ность обработки сложных конфигураций ограничивают форму и
размеры магнитов. В то же время сохранение магнитных свойств
при диффузионной сварке позволяет создать магниты самой
различной, сколь угодно сложной формы и любых размеров.
Как известно, специальные методы позволяют получать маг-
ниты из сплава магнико с направленной кристаллизацией. При
этом магнитные свойства значительно улучшаются за счет соз-
дания магнитной и кристаллографической анизотропии. Однако
в связи с тем, что часто не удается получить направленную кри-
сталлизацию во всем объеме крупных и сложных отливок, маг-
ниты с направленной кристаллизацией до настоящего времени
не нашли широкого применения.
Коренным образом меняется положение после появления
способа диффузионной сварки. Пятикратное снижение веса маг-
нитов при сохранении их магнитной энергии может привести к
огромной экономии дефицитных материалов и средств. Создание
компактных малогабаритных сильных магнитов открывает пути
для ранее неизвестных, принципиально новых решений в прибо-
ростроении и промышленной технике.
212
Сварка пакета пермаллой + сталь 45 + пермаллой толщиной
0,08 мм + 0,5 мм + 0,08 мм, площадью 2x67 см2. В мировой
практике было сделано много попыток создания зевообразовы-
вающих механизмов, обеспечивающих высокую производитель-
ность. Современный ткацкий станок сохранил технологическую
схему, заимствованную еще из ручного ткачества. Эта схема и
конструктивное оформление станка препятствуют значительно-
му повышению его производительности. Узлы станка очень бы-
стро изнашиваются и выходят из строя ввиду тяжелых условий
работы.
Кроме того, современный ткацкий станок создает тяжелые
санитарно-технические условия труда для работников ткацкого
производства.
До настоящего времени продолжаются поиски конструкции
высокопроизводительного ткацкого станка, превышающего про-
изводительность существующего челночного станка. Создание
такого ткацкого станка связано с большими трудностями.
Эксцентрики состоят из трех дисков, изготовленных из ме-
таллической ленты: два диска одного диаметра (реборды) и один
направляющий диск меньшего диаметра. После соединения этих
дисков эксцентрик должен представлять собой монолит. Толщи-
на эксцентриков не должна превышать расстояния между нитями
основы, а толщина паза эксцентрика не должна быть меньше ди-
аметра нити с учетом возможных ее утолщений. Паз эксцентрика
должен иметь полированную поверхность.
Склеивание реборд эксцентриков производилось клеем БФ-2.
Для этой цели был сконструирован специальный пресс.
Процесс склеивания производился в термостате при различ-
ной температуре и силе давления на склеиваемые поверхности.
Эти опыты проводились в большом количестве, но необходимого
эффекта не было получено. Склеенные диски обладали достаточ-
ной прочностью на разрыв, но клей вытекал в паз, образовывая
стекловидные загрязнения, которые приводили к обрыву нити,
проходящей через паз. Обработка и зачистка паза не дали хоро-
ших результатов.
Для изготовления дисков был применен способ пайки оло-
вом. Ио пайка приводила к короблению и потере упругости ре-
борд. Из-за этих недостатков этот способ соединения был тоже
отвергнут.
Проводили пробу по соединению дисков медными заклепка-
ми. Ио клепка не дает сплошного соединения паза и образует
зазоры, которые также приводят к обрыву нитей.
Исследовался характер соединения, полученного контактной
сваркой. В результате выяснилось, что точечная сварка тоже не
даст сплошности соединения, приводит к короблению диска и по-
тере упругости реборд. Последний недостаток характерен и для
шовной сварки. Прессовая сварка приводит к прожогам.
213
Рис. 125. Заготовки эксцентрика с при-
способлением в сварочной камере
применена диффузионная сварка
В результате анализа проведенных работ появилась необхо-
димость найти другой, принципиально новый способ соединения
эксцентриков.
Дисковый эксцентрик имеет диаметр ПО мм, наружные диски
изготовлены из пермаллоя толщиной 0,08 мм. Они образуют ре-
борды. Внутренний диск диаметром 105 мм и толщиной 0,5 мм
изготовлен из стали 45. Площадь сварки 2 X 67 см2.
Способ соединения дол-
жен обеспечить хорошее ка-
чественное состояние по-
верхности в пазу эксцентри-
ка, служащего направляю-
щей для нити; отсутствие
разрывов, загрязнений, де-
формирования частей, ухуд-
шения упругих свойств и
потери жесткости краев ре-
борд, образующих паз; от-
сутствие коробления экс-
центрика; гладкость наруж-
ной поверхности эксцентри-
ка, отсутствие заусенцев,
вмятин и выступов; допусти-
мое отклонение от номиналь-
ной толщины ±0,024 лиг
Для сварки эксцентриков
в вакууме с индукционным
нагревом. Качественное соединение получено в результате созда-
ния равномерного нагрева и равномерного давления по всей
площади дисков. Узел нагрева представляет собой катушку ин-
дуктора, в которой размещаются две подвижные шайбы. Между
ними закладываются заготовки дисков. На рис. 125 представ-
лены заготовки эксцентрика и приспособление для сварки; со-
бранный узел помещен в вакуумную камеру для диффузионной
сварки.
Так как материалом для заготовок является лента, получен-
ная в процессе прокатки, то поверхность заготовок наклепана
и имеет масляные пленки. Поэтому перед сваркой необходима об-
работка поверхности. Травление в 30%-ном растворе соляной
кислоты снимает верхний вороненый слой среднего диска, делая
его поверхность пригодной для соединения, но утоньшает боко-
вые реборды, что нежелательно.
Исходя из этого был опробован комбинированный способ под-
готовки поверхностей: средний диск обрабатывали травлением
в 30 %-ном растворе НС1, подогретом до 50° С в течение 5 мин
с последующей промывкой дистиллированной водой и протиркой
спиртом; боковые реборды никелировали гальваническим путем.
214
Никель способствовал получению прочного соединения, обеспе-
чил жесткость реборд после сварки (так как с никелированными
ребордами температура сварки была снижена с 920 до 800° С)
и давал хорошее антикоррозийное покрытие.
Для предотвращения приваривания дисков между собой при-
меняли меловую обмазку в виде тонко размолотого порошка,
смешанного с ацетоном, и на-
носили кисточкой па боковые
реборды.
Режим диффузионной свар-
ки следующий: Т = 850° С.
р = 0,5 кГ!мм\ t = 10 мин,
вакуум 5*10~4 мм рт. ст. Кон-
троль температуры осущест-
влялся по показанию термо-
пары, вставленной в отверстия
в нижней кромке приспособле-
ния, примыкающей к эксцен-
трику. На оптимальном режи-
ме была сварена опытная
Рис. 126. Микроструктура зоны сварки
пермаллоя со сталью 45; X 100
партия дисков.
При пробах на отрыв по
месту соединения разрушение
происходило по пермаллою.
Металлографический анализ зоны сварки (рис. 126) показыва-
ет плотное соединение между деталями эксцентрика. Стендовые
испытания опытной партии показали, что при таком исполнении
эксцентрика нить ходит свободно по пазу, без рывков и задиров.
Максимальный угол отгиба (выход эксцентрика из плоскости)
составлял 4°09/, что допускается условиями эксплуатации. Про-
жоги и пепровары полностью отсутствуют.
В связи с дефицитностью пермаллоя, а также вследствие то-
го, что реборды из пермаллоя не всегда обеспечивают необходи-
мую величину упругого гистерезиса, решено заменить пермаллой
сталью 10. Практика показала, что реборды из стали 10 надежно
создают жесткость, отвечающую техническим условиям. Приме-
нение диффузионной сварки для создания составных эксцентри-
ков позволяет ввести в эксплуатацию уникальный станок для
текстильной промышленности, поднять производительность в
4—6 раз.
СВАРКА ЧУГУНА СО СТАЛЬЮ
Замена наплавки сваркой. Сварка чугуна является трудной
задачей. В чугуне содержится много различных примесей. Боль-
шая часть углерода в сером чугуне находится в структурно сво-
бодном состоянии в виде пластинчатых включений графита. Се-
рый чугун, широко применяемый в машиностроении, представляет
215
собой не сплошной металл, а пористую металлическую губку,
поры которой заполнены рыхлым неметаллическим веществом —
графитом. Чугун весьма хрупок. Его относительное удлинение
при разрыве очень низко. Он разбивается на куски ударом. По-
этому чугун весьма склонен к образованию трещин при сварке,
и борьбе с трещинами приходится уделять особое внимание при
сварке.
Часто в процессе сварки происходит отбеливание чугуна, что
придает ему высокую твердость и хрупкость в зоне сварки и де-
лает его совершенно непригодным для механической обработки
после сварки.
Встречаются сорта чугуна, практически совершенно не подда-
ющиеся сварке, например так называемый горелый серый чугун,
подвергавшийся длительному воздействию высокой температуры,
кислот, пара и т. п.
Трудность сварки чугуна вызвала появление многочисленных
способов сварки чугуна и их разновидностей, но ни один из спо-
собов не является удовлетворительным для всех случаев, встре-
чающихся на практике.
Крупным недостатком, например, холодной сварки чугуна
стальными электродами является чрезмерная хрупкость и твер-
дость переходных зон. Хрупкость уменьшает надежность сварки
и может привести к ее разрушению, в особенности при ударной
или переменной нагрузке. Высокая твердость вызывает большие
затруднения при механической обработке заваренных мест, а на
обработанных поверхностях вызывает неравномерный износ ме-
талла в работе. Холодная сварка стальными электродами не га-
рантирует полностью ни плотности, ни прочности соединения чу-
гуна, однако несмотря на это, благодаря простоте и дешевизне
способа холодная сварка широко распространена в промыш-
ленности.
Чугун достаточно хорошо поддается твердой пайке медными
припоями ацетилено-кислородной сварочной горелкой. В качестве
припоя для чугуна может быть использована стандартная латунь
с содержанием 57—62% Си, остальное — цинк и примеси.
Некоторые положительные результаты соединения чугуна со
сталью без видимой зоны отбела получены при контактной свар-
ке. Однако контактная сварка больших поверхностей требует
значительной мощности, что приводит к неравномерному распре-
делению тепла и к образованию прожогов и трещин. Хорошие
результаты сварки чугуна со сталью методами расплавления до-
стигнуты также с помощью специальной технологии.
Диффузионная сварка чугуна со сталью не требует специаль-
ной технологии и осуществляется на стандартном оборудовании.
Благодаря отсутствию грата и шлака нс требуется последующая
механическая обработка, отпадает необходимость в электродах,
флюсе и защитных газах.
216
Для диффузионной сварки чугуна со сталью были выбраны
цилиндрические образцы диаметром 20 мм и длиной 30 мм. Хи-
мический состав использованного металла в процентах приведен
в табл. 28.
Таблица 28
Соединяе- мые металлы С Si Мп р S Сг Ni Мо
СЧ 15-32 3,2—3,5 2,0—2,4 0,6—0,8 0,20 0,12 0,15 0,15 .
Сталь 45 0,42—0,49 0,17—0,37 0,5—0,8 0,04 0,01 0,25 0,25 —
СЧ 21-40 2,9—3,1 1.2—1,3 0,8—1,0 0,15 0,10 0,3 0,25 —
Сталь 50 0,47—0,55 0,17—0,37 0,5—0,8 0,04 0,04 0,25 0,25 —
ЧНМХ 3,2—3,8 2,5 0,6—1,0 0,15 0,12 0,15—0,45 0.8—14 0,2—0.5
Сталь 10 0,07—0,15 0,17—0,37 0,3—0,65 0,035 0,04 0,15 0,25 —
Перед сваркой торцы образцов обрабатывали на токарном
станке, затем очищали от адсорбированных и жировых пленок
путем промывки в ацетоне или в другом растворителе. Сварка
производилась на установке типа СДВУ-2 с высокочастотным
генератором ЛГЗ-10А мощностью 8 кет и частотой тока 380—
450 кгц. Чугунный и стальной образцы укладывали в специаль-
ное приспособление, обеспечивающее их соосность, и устанавли-
вали внутри индуктора на расстоянии 1,5—2 мм от него.
Оптимальные режимы диффузионной сварки приведены
в табл. 29.
Таблица 29
Свариваемые металлы т в °C р в кГ/мм* t в мин Вакуум в .w.« pm. ст.
СЧ 15-32 и сталь 45 850 1,5 5 НО"3 -и-ю-4
СЧ 21-40 и сталь 50 900 1,5 6 1-Ю-3 1-10-4
ЧНМХ и сталь 10 950 1,5 7 1-Ю-3 1-10' 4
После охлаждения до 150° С и извлечения из вакуумной ка-
меры сварные образцы подвергали внешнему осмотру; непрова-
ры и трещины обнаружены не были. Металлографическое иссле-
дование образцов показало, что граница раздела стали и чугуна
не выявляется, металл соединения представляет собой непрерыв-
ный ряд твердых растворов с постепенным увеличением количе-
ства углерода по мере диффузии из чугуна в сталь. Ферритные
прослойки в стали ближе к чугуну становятся все тоньше, и сплав
217
переходит в квазиэвтектоид. Затем проявляются пластинки гра-
фита, и структура постепенно приобретает характер чугуна. Зона
отбела полностью отсутствует. В шве и околошовной зоне нет
трещин, пор и неметаллических включений.
Образцы подвергали испытаниям на удар и разрыв. Для ис-
пытаний на удар из сварных соединений изготовляли образцы по
типу Менаже, но без надреза. Испытания проводили под копром
с работой удара 15 кГм по стыку. Разрушение происходило по
чугуну. Испытание па растяжение проводилось на пятикратных
пропорциональных образцах. Разрушение происходило по чугуну
(табл. 30).
Табл и ц а 30
Свариваемые металлы в в кГ/ммл в л в «Гл/ся* <Т
СЧ 15-32 и сталь 45 15,1 0,1
СЧ 21-40 и сталь 50 . 22,4 0,41
СЧ 21-40 21,4 0,48
На основании выбранного оптимального режима сварки чугу-
на со сталью и размера конкретных деталей была сконструиро-
вана и изготовлена полупроизводственная установка СДВУ-15.
Разработка технологии сварки и изготовление установки
СДВУ-15 позволили осуществить соединение двухслойных дета-
лей из чугуна и стали.
Произведена диффузионная сварка стрелок подвесных путей.
Основная часть стрелки подвесных путей изготовляется из се-
рого чугуна СЧ 15-32 или СЧ 21-40. Размер детали в среднем
250 X 120 X 35 мм. К ее рабочей кромке приваривается пластина
размером в среднем 180 X 12 X 10 мм из стали 45 или 50.
Диффузионная сварка стрелок подвесных путей не вызывала
особых трудностей. Пи в одной детали при осмотре не обнару-
жено трещин или непроваров. Готовые изделия подвергались вы-
борочному металлографическому контролю, который также не
обнаружил никаких дефектов, причем участки с отбеленным чу-
гуном полностью отсутствуют.
Из сваренных деталей были отобраны опытные партии для
натуральных испытаний, которые проводились совместно с за-
казчиками. Наблюдения над установленными на действующем
оборудовании стрелками подвесных путей, выполненными диффу-
зионной сваркой в вакууме, показали, что эксплуатация их более
года протекала нормально. Сварные стрелки подвесных путей
более износостойки по сравнению с применявшимися ранее, слу-
жившими не более месяца. Каких-либо дефектов на детали не
наблюдалось. По предварительным подсчетам, применение диф-
фузионной сварки в вакууме при изготовлении стрелок подвес-
218
ных путей только для одного завода дает до 15 000 р\б. годовой
экономии.
Сварка чугуна со сталью пакетом чугун + сталь + чугун тол-
щиной 6 мм 4- 2,5 мм+ 6 мм, площадью 2 X 50 см2. В совре-
менных конструкциях самолетов отдельные узлы и агрегаты не
отвечают повышенным требованиям, которые предъявляются в
связи с переходом на столь высокие скорости. В связи с высо-
кими посадочными скоростями, достигающими 250—300 км/ч,
Рис. 127. Биметаллический тормозной сектор
из чугуна ЧНМХ и стали 10:
; — чугун; 2 — С1аль
с учетом кратковремен-
ных динамических на-
грузок при посадке
тормозные устройства
испытывают весьма
большие н а гр уз ки.
Кроме этого, при тор-
можениях на трущих-
ся поверхностях фрию
ционной пары разви-
ваются высокие темпе-
ратуры порядка 700—
1000° С. Поэтому выбор
материала тормозной
пары приобретает осо-
бое значение для со
временного самолето-
строения* В настоящее
время применяют тормозную пару из чугуна и металлокера-
мики.
Эта фрикционная пара из всех известных фрикционных мате-
риалов дает наиболее приемлемые (далеко не удовлетворитель-
ные) результаты и, несмотря на весьма дорогостоящий способ
производства их, остается на данном этапе неизменной.
Известно, что при таких температурах чугунная деталь ра-
ботать не может, она быстро растрескивается, что может приве-
сти к аварии машины (заклинивание тормоза) при посадке. По-
этому чугун упрочняется за счет стального каркаса, причем не
путем механического крепления чугуна и стали, а за счет получе-
ния биметалла.
Тормозной сектор (рис. 127) представляет трехслойную де-
таль со стальной пластиной в середине и чугунными пластинами
с боковых сторон. Стальная пластина служит каркасом жестко-
сти, к которому привариваются чугунные пластинки. Исходными
материалами являются сталь 10 и чугун ЧНМХ.
В настоящее время производство деталей осуществляется по
следующей технологии: стальной каркас (пластину) устанавли-
вают в стержневую форму, предварительно разогревают и зали-
вают большой порцией металла, после чего охлаждают вместе
219
с жидким чугуном. Температура заливаемого металла 1560° С;
расход жидкого металла на единицу изделия составляет 8—10 кг.
Из них черновой вес отливки 3—7 кг идет на литниковую систему
и сливник, обеспечивающий предварительный разогрев стального
каркаса. Вес окончательно обработанной детали составляет
800- -1100 г или по чугуну (без каркаса) 532—720 г. Таким обра-
зом, вес обработанной детали почти в 10 раз меньше веса залива-
емого металла.
По этой технологии изготовления
тормозного сектора имеют
место значительные потери металла
Рис. 128. Приспособление для сборки за-
готовок тормозного сектора при диффу-
зионной сварке
дукции. Основные виды брака при
на угар и стружку, не го-
воря уже о большом
расходе электроэнер-
гии на расплавление
металла и о трудоем-
кости механической об-
работки. Заготовка ве-
сит 3 кг, а готовая де-
таль 800—1100 г, т. е.
основная масса метал-
ла идет в стружку.
Кроме дорогостоящего
производства, суще-
ствующая методика из-
готовления крайне не-
стабильна и не гаран-
тирует высокого каче-
ства выпускаемой про-
су шествующей технологии:
размыв стального каркаса; непривар чугуна к стали; рыхлоты в
чугуне; отбел чугуна.
Идя по пути усовершенствования технологии производства,
улучшения качества и значительного снижения себестоимости
(без снижения фрикционных свойств изделий), завод решил при-
менить в производстве вышеуказанных деталей новый прогрес-
сивный метод соединения металлов — диффузионную сварку в
вакууме. Основная трудность при сварке готовых изделий — пра-
вильный выбор конструкций узла передачи нагрева и давления,
которые обеспечили бы равномерный нагрев заготовок и передачу
давления по всей площади контакта.
Материал для приспособлений должен был одновременно
удовлетворять следующим требованиям: быть диэлектриком; вы-
держивать резкие перепады температуры — порядка 300—500° С;
выдерживать сравнительно большое удельное давление — поряд-
ка до 3 кГ/мм2 без собственной деформации. С этой целью были
изготовлены гребенчатые приспособления из стали 1X18II9T, в па-
зах которых уложена трубка индуктора в керамических втулках
(рис. 128). В приспособлениях данного типа проводилась экспе-
220
римепгалытая сварка секторов КТ-87. Индуктор для нагрева
имел несколько витков. Образцы были отделены от приспособле-
ния слюдой или мелом.
Образцы представляли собой половинки секторов, разрезан-
ные вдоль. Подготовка образцов заключалась в очистке поверх-
ностей па вращающемся круге с наждачной бумагой № 1 и по-
следующей обработкой ацетоном. Своеобразным показателем
прочности соединения в данном случае может служить разность
разрушающих усилий чугуна и стали (Qcr — Quye)', если соеди-
нение чугуна со сталью достаточно надежное, го биметалличе-
ский сектор при механических испытаниях ведет себя как моно-
литный материал, разность QCT — Q4ys минимальна (табл. 31).
Т а б л и ц а 31
Исследование влияния температуры
т н °C р в кГ/мм- t В мин О — ®чуг Характер разрушения
800 1,5 2 2100 3100 1000 Разрушение со следами чугуна на стали
800 1,5 5 2300 3100 1400 Разрушение со следами чугуна на стали
800 1,5 5 2000 3400 1400 Разрушение со следами чугуна на стали
800 2 2 2300 2400 100 Полное разрушение образца без из- гиба стальной пластины и отслоения чугуна
900 1 1 3200 3200 0 Полное, разрушение образца без из- гиба стальной пластины и отслоения чугуна
900 1,5 5 2200 2400 200 То же
900 2 5 1300 1400 100 » » Разрушение со слоем чугуна на
1000 1 0,5 2600 2700 100 стали Полное разрушение образца без из-
1000 1,5 1 2400 2700 300 гиба стальной пластины и oiслоения чугуна
Влияние температуры сварки 800—1000е С на структуру чугу-
на было проверено микроанализом. При температурах сварки
1000иС наблюдалось изменение характера графитовых включе-
ний уже при времени выдержки 1 мин (рис. 129, а). При 900' С
характер и размеры графитовых включений не изменялись даже
при выдержке в 5 мин (рис. 129, б). При анализе микрострукту-
ры тормозного сектора установлено, что произошло науглерожи-
вание стали в зоне соединения с чугуном. Данные микроанализа
уточнили результаты исследований структуры изломов (см.
рис. 129, а). Удовлетворительным результатом считается разру-
шение без отслоения.
221
Итак, температура сварки 900 и 1000° С обеспечивает доста-
точно надежное соединение для исследованного диапазона дав-
лений и времени сварки. Температура 900° С обеспечивает наи-
более хорошие прочностные характеристики и почти полную не-
изменность структуры исходных материалов.
Опытную партию секторов» сваренных на оптимальном режи-
ме (Т = 900° С» р = 2 кГ/мм2, t = 5 мин, вакуум I 10~3 мм рт. ст.}.
Рис. 129. Микроструктура зоны сварки чугуна ЧНМХ со сталью 10;
а — режим сварки: Т 1000’ С; р “ 2 кГ/лслг'; t — 1 мин; X10D; б — Т —
=* 900° С, р “ 2 kTImm?, i = 5 мин; Х100
проверяли на привариваемость, твердость, микроструктуру и
стойкость против сухого трения. Испытание на привариваемость
проводили методом изгиба сначала на 15°, а затем до разруше-
ния. Привариваемость чугуна к стали удовлетворительная. Мик-
роструктура чугуна сектора представляет собой перлитную основу
с графитом и фосфидной эвтектикой. В зоне перехода отмечено
науглероживание на глубину 0,15—0,16 мм, Микроструктура чу-
гунной пластины представляет собой перлитную основу с гра-
фитом.
Испытание на сухое трение производилось в парс с металло-
керамикой Ф/МК-Н (твердость ФМК-11 НВ 81 кГ/мм2, твердость
ЧНМХ НВ 143 н- 149 кГ/мм2). Износ ФМК-11 составлял 0,08 мм,
ЧНМХ —0,31 мм.
Результаты испытаний показали, что выбранный режим свар-
ки обеспечивает достаточную прочность сварки секторов. При ис-
пытании на изгиб сваренный сектор ведет себя как монолитный
материал. Исследования микроструктуры выявили иауглсрожен-
222
ный слой стали с концентрацией углерода примерно 0,7% С в зо-
не соединения глубиной 0,4 мм.
Подводя итоги проведенной работы по диффузионной сварке
в вакууме деталей из чугуна и стали, можно сделать следующие
выводы.
Соединение чугуна со сталью методом диффузионной сварки
в вакууме дает возможность заменить существующий на пред-
приятии способ получения биметаллических секторов новым, бо-
лее совершенным и экономичным способом. Расход металла при
этом уменьшается в 8—10 раз. Значительно снижается брак.
Сокращается расход электроэнергии. Аннулируются операции из-
готовления форм, отливки, опескоструивания, многооперациониой
механической обработки и др. Только на одном предприятии го-
довая экономия составит, по данным завода, 800 000 руб.
Соединение чугуна со сталью применительно к секторам
КТ-87 дало хорошие прочностные показатели, соответствующие
требованиям ТУ предприятия. Резко возросла стабильность ка-
чества продукции.
Структурные изменения, происходящие в материалах в про-
цессе сварки, незначительны и могут быть исключены за счет
обеспечения соответствующей структуры исходных материалов
или изменением параметров сварки (выдержки, давления, тем-
пературы и т. п.).
Применение способа диффузионной сварки в вакууме позво-
лит механизировать и автоматизировать процесс получения би-
металлических секторов, повысит качество, культуру производ-
ства и санитарные условия труда.
Соединение стали с чугуном способом диффузионной сварки
осуществляется весьма просто на обычных режимах. Как извест-
но, для того чтобы получить такое соединение с помощью дру-
гих способов сварки для подобных изделий, требуется весьма
сложная специальная технология, и получить стабильные резуль-
таты исключительно трудно.
Глава VI, СВАРКА ЦВЕТНЫХ И РЕДКИХ МЕТАЛЛОВ
И ИХ СПЛАВОВ
СВАРКА ОДНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
Сварка меди. Затруднения при сварке меди обусловлены ее
свойствами: высокой газопоглотительной способностью и окис-
ляемостью при высоких температурах, большим коэффициентом
линейного расширения, высоким коэффициентом теплопроводно-
сти, малым электросопротивлением и т. д. Для сварки меди обыч-
но применяются ручная дуговая сварка угольным и металличе-
ским электродами, автоматическая сварка под флюсом, сварка
в газозащитной атмосфере, контактная сварка. Диффузионная
сварка обладает рядом преимуществ перед другими видами
сварки [1, 61, 64, 158].
На рис. 130 показаны детали, сваренные из меди марок Ml
(рис. 130, а) и МБ (рис. 130, б — г). Диаметр привариваемого
кольцевого выступа 130 мм. толщина стенки выступа 2 мм. Ре-
жим сварки: Т = 850° С, р = 0,5 кГ/мм2. t = 5 мин. вакуум
1 • 10“5 мм рг. ст. Эллиптичность кольца отсутствует. Прогибы не
наблюдаются. Грата нет. При испытании на разрыв разрушение
произошло по основному металлу. Сварное соединение не тре-
бует последующей механической обработки. Высокие прочност-
ные характеристики связаны с дегазацией металла деталей при
нагреве в процессе сварки в условиях вакуума.
Как показал опыт, диффузионная сварка обеспечивает полу-
чение надежного соединения.
Сварка медной фольги толщиной 0,05 мм пакетом из 50 ли-
стов площадью 50 X 4 см2. Предварительно для отработки тех-
нологии диффузионной сварки металлов и сплавов были опреде-
лены зависимости прочности, вакуумной плотности и термостой-
кости сварного соединения от параметров процесса диффузионной
сварки (рис. 131). На основании экспериментов был выбран
оптимальный режим сварки меди: Т 800 -и 850е С, р —
= 0,5 -н 0,7 кГ/мм2. t = 5 мин.
На качество диффузионной сварки существенное влияние ока-
зывают подготовка поверхности деталей. Хорошие результаты по-
лучены при обработке поверхности до у 7 (не ниже) с после-
дующим отжигом в среде водорода. При шлифовании поверх-
ности деталей прочность сварного соединения уменьшается па
224
Рис. 130. Узлы, сваренные диффузионной сваркой
Рис. 131 Предел прочности сварного соединения в зависимости от режима
диффузионной сварки:
J р - 2 кГ-.i/.w2, t — 20 мин; 2 — р — 0,7 кГ*мм-, t = 20 мин: 3 — Т = 1000° С
р = 1 к/ Лнлг: 4~ - Т 850' С. р = 0.7 кГ/мм2. 5 - Т — 1000° С. / !5 хин-
б — Г - 850е С; t = 20 мин
15 Закал 5333
225
15—20%, что, по-видимому, объясняется вкраплением абразив-
ных частиц на поверхности детали при шлифовании.
Перед сваркой детали необходимо подвергать поверхностно-
му травлению с последующей промывкой в спирте или химически
чистом ацетоне. В этом случае применение контактной сварки
невозможно: очень высок процент брака из-за выплесков. Пакет
из тонкой фольги совершенно невозможно сварить дуговой или
контактной сваркой. Пайка оказалась невозможной из-за короб-
ления тонких листов. Поэтому после подбора режима была при-
менена диффузионная сварка.
При сварке узлов приборов из пакета тонких медных пластин
проведены опыты по напуску в камеру водорода. Свариваемые
детали нагревались до температуры 800° С, затем камера напол-
нялась очищенным водородом. По истечении 10—20 мин водород
откачивался, после этого производилась сварка. Применение во-
дорода дало возможность восстановить окисльк имевшиеся на
свариваемых поверхностях деталей.
Сварка тугоплавких металлов — вольфрама, молибдена, тан-
тала, ниобия. Эти металлы начали широко использоваться в раз-
личных областях народного хозяйства, требующих применения
материалов, прочных и устойчивых при высокой температуре в
различных условиях работы, а также в вакууме. Вольфрам —
наиболее тугоплавкий из этой группы металлов. Производство
его в виде ферровольфрама и чистого металлического вольфрама
хорошо освоено [95, 108, 109].
В основном вольфрам применяется для нитей ламп накалива-
ния, а также для электродов различных электронных ламп и ра-
диоламп. Вследствие очень высокой температуры плавления и ма-
лых значений величины упругости пары вольфрама применяются
для нагревателей в высокотемпературных вакуумных печах. Осо-
бый интерес представляет вольфрам для деталей, работающих
в потоке газов, имеющих очень высокие температуры и скорости
истечения.
Значительно более широкое применение имеет молибден. Так
как коэффициент расширения молибдена близок к коэффициенту
расширения стекла, то молибден часто употребляется для кон-
тактов, впаянных в стекло. Молибден является ценным материа-
лом для изготовления нагревателей, электрических контактов
и электродов для сварки сопротивлением, а также для изготовле-
ния матриц для литья под давлением, наконечников для прошив-
ки длинных труб из жаропрочных сталей и сплавов. В ближай-
шем будущем главное применение молибдена и его сплавов бу-
дет заключаться в использовании его для изготовления деталей
авиационной и ракетной техники, а также для атомных реак-
торов.
Несколько более низкую температуру плавления по сравнению
с вольфрамом имеет, тантал. Этот металл мало распространен
226
в природе, с большим трудом получается из руд и в связи с этим
дорого стоит. В основном он применяется в химической промыш-
ленности как коррозионностойкий материал. Значительное при-
менение тантал получил в электротехнической промышленности.
Потребление тантала в химической промышленности возрастает
вследствие сочетания его хорошей коррозионной стойкости, вы-
сокой прочности, пластичности и способности легко поддаваться
обработке давлением. Тантал в ряде случаев заменяет золото и
платину. В настоящее время в связи с развитием реактивной и
ядерной техники тантал и сплавы на его основе приобретают
особое значение, так как обладают высокой прочностью, хоро-
шей пластичностью, сравнительно малым удельным весом, ма-
лым поперечным сечением захвата нейтронов и хорошей техно-
логичностью.
Для соединения тантала применима контактная сварка или
дуговая сварка. Ацетиленовая и атомно-водородная сварка не
пригодны для этих металлов. Сварку сопротивлением проводят
роликовым электродом под водой во избежание окисления. Для
тантала возможна угольно-дуговая сварка с помощью графито-
вых стержней, она производится под четыреххлористым углеро-
дом. Дуговая сварка тантала с применением вольфрамовых
электродов производится в атмосфере чистого гелия или аргона.
Поток газа должен быть достаточным для предотвращения окис-
ления детали, причем указанные газы стандартного сорта допол-
нительно очищают о г примесей для улучшения качества сварного
шва. Газовая защитная среда поддерживается по обеим сторо-
нам сварного шва до охлаждения тантала (до температуры
200°С). Аргоно-дуговую сварку изделий из тантала часто прово-
водят в специальных защищенных камерах.
Следовательно, тугоплавкие металлы — вольфрам, молибден,
ниобий, цирконий и другие — являются химически высокоактив-
ными. Сварка их даже в атмосфере защитного газа, например
аргона, нередко вызывает хрупкость из-за примесей кислорода
и азота, имеющихся в технически чистом газе. Только применение
вакуума для защиты зоны сварки гарантирует необходимую
чистоту тугоплавких металлов. Различные способы сварки в ваку-
уме имеют свои преимущества и недостатки. Так, сварка элек-
тронным лучом в вакууме наиболее удобна для получения про-
тяжных линейных швов и нерациональна для сравнительно боль-
шой поверхности. В последнем случае наиболее перспектив-
ным способом сварки являются диффузионная сварка в
вакууме.
Тугоплавкие металлы имеют малый коэффициент термическо-
го расширения, что может вызвать значительные внутренние на-
пряжения с другими металлами. Термические напряжения умень-
шаются с понижением температуры сварки, поэтому применение
диффузионной сварки, которая ведется в твердой фазе, более
15* 227
рационально, чем любые способы сварки плавлением (темпера-
тура плавления тугоплавких металлов колеблется от 2000 до
3400° С).
Конструкция сварных деталей из тугоплавких металлов и тре-
бования, предъявляемые к свойствам сварных соединений, весь-
ма разнообразны, а возможности очень широки.
Сварка молибдена и вольфрама проводилась на образцах
с площадью контакта 16х 16; 14х 14; 10 X 10 и 12Х 12 мм со-
ответственно.
Наилучшие результаты из исследованных режимов для молиб-
дена: 7 = 1700° С; р = 1 кГ!мм2, мин; для вольфрама:
7=2000° С, р=2,3 кГ/мм2, /-20 мин.
Согласно данным микроанализа при вышеуказанном режиме
сварки в зоне контакта молибдена нс наблюдается никаких изме-
нений структуры и грубой рекристаллизации. Структура места
соединения совершенно аналогична структуре основного мате-
герпала. Непровары в зоне контакта отсутствуют.
Опробование сварки тантала способом диффузионной сварки
производилось на образцах из фольги по режиму: 7 = 1650° С,
р = 1,2 кГ/мм2, / = 20 мин.
Была проведена также большая работа по сварке составных
катодов электровакуумных приборов из молибдена МЧ с вольф-
рамом ВЛ-4; ВЧ, ВТ-15, ВРИ. Опытная партия деталей успешно
прошла испытание на приборах в производственных условиях.
В настоящее время промышленную проверку прошли партии
сварных составных молибденовых катодов, изготовленных спосо-
бом диффузионной сварки.
Д1еханические и электрические характеристики сварных като-
дов полностью удовлетворяют требованиям технических условий.
Выдержали испытания на вакуумную плотность сварные кон-
структивные элементы из ниобия.
Сварка бериллия. Бериллий относится к числу так называе-
мых легких элементов. В последние годы бериллий применяется
как материал для изготовления замедлителей и отражателей,
в тепловых ядерных реакторах, поскольку в нем удачно сочета-
ются небольшой атомный вес, малая величина эффективного за-
хвата тепловых нейтронов и относительно высокое эффективное
сечение рассеяния. Бериллий интересен нс только своими ядер-
ными свойствами; он совмещает легкость с механической проч-
ностью; устойчив против коррозии в воздухе и в воде, в отличие
от алюминия и магния сохраняет механическую прочность и хи-
мическую устойчивость при повышенных температурах. Бериллий
хорошо проницаем для мягких лучей рентгена и для
звука.
Применение бериллия в качестве конструкционного материала
вызвало необходимость изыскания методов соединения бериллия
наиболее рентабельными способами. До этого сварка бериллия
228
применялась лишь в производстве некоторых типов рентгенов-
ских трубок.
По сравнению с предыдущими новые требования к технике
сварки бериллия усложняются. В случае применения бериллие-
вых изделий большого сечения существующие методы сварки
оказались неприемлемыми.
Сварка и пайка бериллия затрудняются следующими его свой-
ствами: легкой окисляемостью при повышенных температурах,
тугоплавкостью его окислов, малой пластичностью и высокими
значениями удельной теплоемкости и теплоты плавления» кото-
рые обусловливают большое потребление мощности при сварке
плавлением.
Были проведены опыты по изысканию метода сварки берил-
лия. Сварка плавлением нс дает удовлетворительного соединения
бериллия вследствие образования трещин непосредственно за
зоной расплавления, а также образования окисла» препятствую-
щего смачиванию стыков сварного соединения расплавленным
металлом» что, в свою очередь, препятствует образованию хоро-
шего сварного шва.
Сварка давлением представляет меньше трудностей, чем ду-
говая в атмосфере аргона. Основной причиной затруднений со-
единения бериллия при сварке давлением является осадка метал-
ла. Получение хорошего ровного сварного шва в простых профи-
лях осадкой несложно, хотя предел прочности сварных швов
значительно ниже предела прочности основного металла, однако
для изделия более сложного профиля получить равномерную
осадку, необходимую для поддержания требуемой величины дав-
ления па поверхности раздела, может оказаться чрезвычайно
сложным и, возможно, даже неосуществимым. Пайка твердыми
припоями алюминия, серебра и эвтектическими сплавами сереб-
ро — медь, алюминий — серебро довольно успешно применяется
для соединения бериллия. Однако прочность соединения ниже
прочности основного металла. В связи с вышеперечисленными
свойствами бериллия диффузионная сварка в вакууме, учитывая
присущие ей органические особенности, может быть весьма пер-
спективна для получения соединений бериллия, равнопрочных ос-
новному материалу.
Опыты по соединению образцов бериллия диаметром 13 ли/
и длиной 27 мм проводились при различных режимах сварки,
паилучшим из которых по прочностным свойствам образцов был
следующий: Т — 1000" С, р — 0,3 кГ/мм2, t = 15-=- 20 мин, вакуум
1 -10-4 л/л/ рт. ст.
Следует отметить также то преимущество диффузионной
сварки, что процесс производится в герметичной камере и испа-
рения исключительно токсичного бериллия нс сказываются па
здоровье обслуживающего персонала. Профессиональная вред-
ность резко снижается.
229
Сварка ковара. При производстве электровакуумных прибо-
ров большое значение имеет минимальная газонасыщеиность ма-
териалов» так как в противном случае лампа может выйти из
строя из-за натекания. Примером может служить соединение
стекла лампы с корпусом из ковара. Для получения вакуумно
плотного соединения в целях обеспечения его минимальной газо-
насыщенпости была применена диффузионная сварка в вакууме.
С учетом влияния способа подготовки поверхности перед сваркой
была проведена серия экспериментов.
Оптимальным способом подготовки является механическая
обработке! поверхности до V 3 с последующим отжигом в среде
водорода. При шлифовании прочность снижается на 15—20%, что
вызывается загрязнением свариваемых поверхностей остатками
абразивных частиц.
Перед сваркой детали из ковара Н29К18А травят для раство-
рения окислов и обезжиривают спиртом или химически чистым
ацетоном. В результате проведенных экспериментов установлен
следующий оптимальный режим диффузионной сварки ковара:
Т = "1000 -- 1100° С, р = 1,5 -н 2 кГ!мм\ t = 20 мин.
Сварка алюминиевых сплавов. Одним из главных затрудне-
нии при сварке плавлением алюминиевых сплавов является нали-
чие на поверхности тугоплавкой плотной окисной пленки (ее тем-
пература плавления 2050° С, в то время как, например, темпера-
тура плавления сплава АМгб 600—650° С). Толщина окисной
пленки увеличивается с течением времени, а при повышении тем-
пературы скорость окисления возрастает.
В настоящее время основными способами сварки алюминие-
вых сплавов является ручная дуговая сварка угольным и плавя-
щимся электродом, автоматическая сварка закрытой дугой под
слоем флюса (вольфрамовым электродом), автоматическая свар-
ка полуоткрытой дугой по слою флюса (плавким электродом),
аргоно-дуговая, холодная и контактная сварка.
При сварке плавлением отсутствие защиты от контакта с кис-
лородом воздуха приводит к интенсивному окислению основного
электродного к присадочного материалов. Наличие пленки окис-
лов на поверхности металла при дуговой сварке препятствует
совместной кристаллизации основного и присадочного металла,
загрязняет шов окислами. вызывая резкое понижение механиче-
ских свойств сварного шва.
В связи с отсутствием окисления при нагреве в вакууме и воз-
гонкой оставшихся следов окисной пленки для сварки алюми-
ниевых сплавов с успехом может применяться диффузионная
сварка. Необходимо учесть также, что алюминиевые сплавы
вследствие высокой теплопроводности, большого коэффициента
линейного расширения подвержены короблению, а при диффузи-
онной сварке в связи с относительно невысокими температурами
нагрева эта опасность значительно уменьшается.
230
При всех видах сварки плавлением алюминиевых сплавов об-
разовавшаяся литая структура характеризуется пониженной пла-
стичностью. Это вызвано тем, что сравнительно низкий удельный
вес алюминия способствует загрязнению металла шва при дуго-
вой сварке неметаллическими включениями.
При соединении с помощью диффузионной сварки на опти-
мальных режимах эти явления не имеют места, так как процесс
происходит при твердом состоянии сплавов и без применения
флюсов.
Многие алюминиевые сплавы при сварке склонны к пористо-
сти в связи с тем, что для алюминия характерно резкое пониже-
ние растворимости водорода при снижении температуры. Обра-
зование пор возможно вследствие выделения избыточного водо-
рода из охлаждающегося с большой скоростью металла шва, так
как достаточно высокая вязкость алюминиевых сплавов способ-
ствует задержанию пузырьков газа.
Пористость металла шва снижает прочность и в значительно
большей степени пластичность сварного соединения. Как прави-
ло, более пористыми являются швы, выполненные плавящимся
электродом. Наибольшей склонностью к пористости при сварке
отличаются сплавы системы алюминий — магний (АМгб, АМгб).
Для выяснения влияния подготовки поверхности на качество
сварки зачистку поверхности производили различными способа-
ми: точением, травлением раствором едкого натра, азотной кис-
лоты и ортофосфорной кислоты с последующими шабрением,
травлением тем же раствором без шабрения, травлением смесью
растворов азотной кислоты и едкого натра, с шабрением и без
него и т. д. Наилучшие результаты показала механическая за-
чистка свариваемых поверхностей при точении на токарном
станке. •
Оптимальный режим сварки следующий: Т = 500° С, р =
— 1 кГ/мм2, £=10 мин, вакуум 1-10”5 мм рт. ст. Как видно из
рис. 132, граница раздела между сваренными деталями отсутст-
вует. что свидетельствует о монолитности соединения. В связи
с тем, что коагуляция интер металлидов происходит при темпе-
ратуре 570—600° С, а структура пережога наблюдается при
600—650° С, температура сварки 500° С не вызывала снижения
механических свойств. В зоне сварки вкрапления интерметалли-
дов отсутствуют, это способствует повышению пластичности зоны
соединения.
Сварка титановых сплавов. Эффективное применение титана
и его сплавов в нашей промышленности во многом зависит от
успешного освоения его сварки. Между тем при сварке титана
встречаются затруднения. Главное из них — большая химическая
активность титана при высоких температурах по отношению
к кислороду, азоту и водороду. Эти элементы снижают пластиче-
ские свойства и вязкость титана, а в сварных швах заметно по-
231
вышают склонность к хрупкому разрушению и образованию тре-
щин. В связи с большой склонностью титана к поглощению га-
зов в процессе нагрева до высоких температур сварка его
методом плавления может производиться только при условии за-
щиты от окружающей атмосферы. Такая защита наиболее на-
дежно осуществляется при дуговой сварке в среде нейтральных
Рис. 132. Микроструктура сварного сое-
динения из алюминиевого сплава АМг;
X 100
газов: аргона, гелия или
их смеси.
Газовая (кислородно-
а цетил еловая) атомпо-
водородпая и электроду-
говая сварки металличе-
чсскими электродами для
титана не применимы. Ти-
тан сваривается контакт-
ной, точечной, роликовой
и стыковой сваркой. В на-
стоящее время для свар-
ки больших сечений ши-
роко и успешно приме-
н я ется эл ек гр ош л а кован
сварка под слоем флюса.
Основным недостатком
всех применяемых видов
сварки является невоз-
можность обеспечения одновременно высокой прочности и пла-
стичности соединения, которые свойственны титану и его
сплавам.
Метод соединения диффузией в вакууме является одним из
наиболее перспективных методов для создания соединений тита-
на и его сплавов, равнопрочных основному материалу, в случае,
если формы и размеры деталей позволяют создать разреженное
пространство вокруг места соединения и передать усилие для
обеспечения плотного контакта свариваемых поверхностей [71,
72, 78].
Сплав ВТ1 относится к однофазным сплавам титана. Техно-
логия сварки разрабатывалась применительно к массивным по-
ковкам большого сечения. Были исследованы следующие режимы
соединения.
Диапазон температур (800, 850,900, 1000, 1100е С) сварки
выбирали с учетом температуры плавления (0,7 н- 0,8Тпл) < т. с.
в области температуры рекристаллизации. Учитывая низкий пре-
дел текучести титана, а также значительное влияние повышен-
ных температур сварки, давление при сварке исследовали в пре-
делах от 0,25 до 1 кГ/мм2, в зависимости от площади сваривае-
мых образцов. Оптимальную продолжительность сварки
выбирали при 10 сек, 1, 5, 7, 10 мин. Разрежепие в камере вслед-
232
ствие чрезвычайной активности титана поддерживалось макси-
мально возможным для лабораторной установки СДВУ-6Л, на
которой производились исследования, т. е. 1 • 10~3 мм рт. ст.
Перед сваркой в заго-
товках сверлили отверстия
для термопары, заготовки
зачищали шабером и обез-
жиривали ацетоном (подго-
товка поверхности под свар-
ку — тонкое точение V 6).
Согласно условиям рабо-
ты сварных соединений де-
талей, оценка режимов свар-
ки проводилась механиче-
скими испытаниями на рас-
тяжение и ударную вяз-
кость, для чего из сваренных
заготовок были изготовлены
ст а п д а ртпы е образ цы дл я
механических иены ганий на
растяжение диаметром 7 мм
и для испытаний на удар-
ную вязкость 10X10 с V-об-
разной засечкой, располо-
женной по месту соеди-
нения.
Для оценки качества
сварки, кроме временного
сопротивления, относитель-
ного удлинения и ударной
Рис. 133. Образцы после разруше-
ВЯЗКОСТИ, определяли место ния при испытании на растяжение
и характер разрушения. Та-
кой метод оценки качества
соединения быстрый и достаточно надежный, особенно в про-
изводственных условиях.
При испытании образцов на растяжение можно наблюдать
три вида разрушений: по месту соединения (сварки) без замет-
ных следов диффузии и по месту соединения с шейкой со сле-
дами диффузии (рис. 133, я); по основному материалу
(рис. 133, б). Для оценки качества соединения также исследова-
ли микроструктуру зоны соединения.
Результаты испытаний образцов, сваренных при низких тем-
пературах (Т = 800 и 850° С, р = 0,5 -ь 0,8 кГ1мм\ t = 1-4-5 мин),
показали, что эти режимы нс обеспечиваю г стабильных резуль-
татов сварки. Разрушение большинства образцов происходило по
месту соединения без заметных следов диффузии. Однако при
увеличении выдержки свыше 5 мин даже при этих температурах
233
можно получить достаточно прочное соединение. Дальнейшее по-
вышение температуры сварки весьма благоприятно сказалось на
прочности, которая при температурах 1000 и 1100° С даже при
выдержке 5 мин достигла 80—90 кГ!мм2. Высокие показатели
прочности были получены и при значительно меньших выдерж-
ках (1 мин—10 сек). однако они отличались нестабильностью,
и поэтому такая продолжительность сварки не может быть при-
знана удовлетворительной, во всяком случае для температур
900—1000° С.
Таким образом, при температурах 1000 и 1100° С и выдержке
в течение 5—7 мин может быть обеспечен высокий предел проч-
ности сварного соединения титанового сплава BT5-L Об этом же
свидетельствует и анализ характера разрушения образцов при
испытании на растяжение, который ясно указывает на диффу-
зионный характер соединения при сварке в вакууме. Увеличение
выдержки до 7--10 мин даже при температуре 900° С благоприят-
но влияет на величину относительного удлинения.
Оценивая режимы сварки образцов по данным механических
испытаний на растяжение, можно отметить, что режимы Т = 850,
900, 1000° С при t = 5 мин и Т = 1100° С при t = 1 мин и р =
= 0,5 кГ/мм2 (для образцов диаметром 10 jwjw) обеспечивают
соединение с характеристиками прочности и пластичности основ-
ного материала. Характер разрушения для этих режимов второго
и третьего видов.
Нестабильное временное сопротивление разрыву и относитель-
ное удлинение имеют соединения при малых продолжительностях
выдержки: /= 1 мин для Т = 800 и 850° С и t= 10 сек для
Т = 1000° С. Некоторое снижение механических характеристик
при испыгании на растяжение наблюдалось для режима Т =
= 1100 С, р = 0,5 кГ!мм2 и t = 5 мин, что, возможно, связано
с чрезмерным ростом зерна и некоторыми структурными превра-
щениями, имеющими место при исследуемой температуре и про-
должительности выдержки для заготовок диаметром 10 мм.
Известно, что некоторое снижение механических свойств для
сварных соединений по сравнению с основным металлом связано
с а 4^ р-превращением при нагреве и охлаждении, ростом зерна
и появлением игольчатой структуры титана а7, типа мар-
тенсит.
Механические испытания сварных образцов на ударную вяз-
кость проводились лишь для режимов, показавших хорошие ре-
зультаты при испытании на растяжение, так как испытания на
ударную вязкость являются более жесткими механическими ис-
пытаниями, а также весьма важной характеристикой прочности
для соединения деталей в нашем конкретном случае.
Временное сопротивление, относительное удлинение и удар-
ная вязкость образцов при Т = 1000° С, 1 = 5 мин, а также Т =
= 1100° С, t = 1 мин при р — 0,5 кГ!мм2 имеют по техническим
234
условиям величину того же порядка, что и основной
металл.
Величина ударной вязкости весьма нестабильна для исходного
материала сплавов титана: отдельные сварные образцы имели
ударную вязкость для одних
и тех же р еж и м ов 2,5—
9 &Гм!мм2. поэтому это чрез-
вычайно затрудняет примене-
ние столь важное механиче-
ской характеристики для оцен-
ки режимов соединения. На ос-
новании вышеизложенного для
сварки образцов из сплава
ВТ5-1 принят оптимальный ре-
жим: Т — 1000° С; р =
= 0,5 кГ1мм2\ t = 5 мин; раз-
режение 1 • 10~3 мм рт. ст.
Дальнейшая проверка вы-
бранных оптимальных режи-
мов проводилась для образцов
сплава ВТ5-1 размером 40 X
Рис. 134. Сварной образец из сплава
ВТ5-1
X 40 X 45 мм (рис. 134). С учетом масштабного фактора сварка
проводилась при Т = 800, 1000 и 1100° С, р = 0,5-т- 1 кГ/мм2 и
t = 5 10 мин.
Сварку проводили на установке СДВУ-8. Первоначальная
оценка режимов для данных образцов производилась технологи-
Рис. 135. Микроструктура зоны сварки сплава ВТ5-1
ческой пробой, ударом трехтонного кузнечного молота. Образцы,
сваренные при Т = 900° С, выдержали максимально девять уда-
ров, сваренные при Т = 1000-?- 1100° С и р = 1 кГ!мм2 выдержали
технологическую пробу (рис. 135). По выбранному оптимальному
235
режиму с учетом масштабного фактора были сварены модели
деталей при Т = 1000° С, р = 0,5 кГ/мм2, t = 5ч-10 мин (рис. 136).
Механические испытания, технологическая проба и металлогра-
фические исследования зоны соединения свидетельствуют о хоро-
Рис. 136. Детали из сплава ВТ5-1:
а — до сварки; б — после сварки
крупногабаритных деталей из сплава
ной сварки в вакууме.
шем качестве получен-
ных соединений.
Диффузионная свар-
ка в вакууме будет
применена взамен
электрошлаковой, ар-
гоно-дуговой и кон-
тактной стыковой свар-
ки, вносящих большое
количество загрязне-
ний и не обеспечиваю-
щих стабильности про-
чностных и пластиче-
ских характеристик
сварных соединений
гитанового сплава для
исключительно ответ-
ственных конструкций.
В настоящее время по
разработанным ре-
жимам спроектирована
установка промышлен-
ного типа для сварки
ВТ5-1 методом диффузион-
СВАРКА РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ [76, 77]
Сварка алюминия с медью. Большие возможности в области
конструирования электронных приборов открывают новые техно-
логические процессы, позволяющие наиболее полно использовать
самые различные свойства металлов и прежде всего теплопро-
водность. Некоторые особенности эксплуатации приборов нс поз-
воляют применять в качестве способа соединения контактную
сварку, в результате чего в производстве широко применяется
пайка. Однако очень часто по условиям работы прибора необхо-
дим надежный тепловой контакт по поверхности касания соеди-
няемых деталей, что исключительно трудно осуществить пайкой
из-за образования газовых пузырей, увеличивающих термосо-
противление в месте контакта и снижающих допустимую плот-
ность тока.
На рис. 137 показан общий вид и микрошлиф сварного сое-
динения чашечки из меди МБ толщиной 1,5 мм с алюминиевой
236
фольгой толщиной 0,018 мм ио поверхности, равной 3—5 см2.
Соединение получается вакуумно-плотным и прочным при следу-
ющем режиме сварки: Т = 520° С, р = 1 кГ/мм2, t = 10 мин.
Согласно металлографическим исследованиям между сваривае-
мыми металлами образуется надежное монолитное соединение.
Высокая теплопроводность обеспечивается стабильно.
Обычно в стадии изготовления н при эксплуатации в соедине-
ниях из разнородных металлов вследствие разницы коэффициен-
тов линейного расширения возникают внутренние напряжения
Рис. 137. Сварное соединение из меди МБ с алюминие
вой фольгой и его микрошлиф
при изменении температуры. В практике электровакуумной про-
мышленности очепь часто встречается охватывающая цилиндри-
ческая конструкция. Задача определения внутренних напряже-
ний аналогична задаче об осесимметричной деформации толсто-
стенной трубы под действием внутреннего и внешнего давлений.
Для случая пайки внутренние напряжения тем меньше, чем
меньше толщина припоя. Следовательно, при диффузионной
сварке, нс требующей припоя, внутренние напряжения в сварных
соединениях ниже, чем в таких же паяных соединениях.
Сварка меди с молибденом. В конструкциях управляемых
вентилей газоразрядных приборов с фиксированным катодным
237
пятном (экситронов) для фиксации катодного пятна применяют
детали из тугоплавких металлов. Чаще всего для изготовления
фиксирующего элемента используют молибден (благодаря хо-
рошей смачиваемости ртутью и способности не разрушаться в
дуговом разряде), а для катодного вывода — медь.
Получить надежный контакт при существующей технологии
соединения — сложный, трудоемкий и ненадежный процесс. Мо-
либден плохо смачивается припоями. Для улучшения качества
пайки его поверхность должна быть матовой, гальваническим пу-
тем покрыта никелем, медью и затем облужена (применение вы-
Рис. 138. Узел экситрона,
собранный под сварку:
1 — колпачок; 2 — наклад*
ка; 3 — матрица; 4 — стой-
ка; 5 — пуансон
сокотемпературного припоя невозможно
из-за спая молибдена со стеклом).
При пайке возможно образование га-
зовых пузырей, которые резко увеличи-
вают тепловое сопротивление в месте кон-
такта и уменьшают допустимую плот-
ность тока. Кроме этого, припои на осно-
ве олова обладают значительно меньшим
коэффициентом теплопроводности по
сравнению с молибденом (коэффициент
теплопроводности ПОС-ЗО в 4 раза мень-
ше, чем у молибдена), что также увели-
чивает тепловое сопротивление. Соедине-
ния, полученные этими припоями, имеют
существенный недостаток: небольшую
механическую прочность для условий
температурных ударов и вибраций.
В случае диффузионной сварки обе-
спечивается хороший тепловой контакт,
так как сварка осуществляется без участия припоев; этот метод
сравнительно прост, легко может быть механизирован, что обе-
спечивает стабильность отработанного процесса.
Это особенно важно в серийном производстве. Диффузионная
сварка осуществляется при относительно большом давлении, а
следовательно, хорошем тепловом и электрическом контактах по
всей поверхности соприкосновения. Применение этого вида свар-
ки в процессе разработки экситрона (рис. 138) позволило соз-
дать прибор с новыми техническими характеристиками, положи-
тельно отличающимися от характеристик имеющихся приборов.
Для предотвращения приваривания деталей к инструменту
между ними по поверхности контакта прокладывают слюду тол-
щиной 0,15 + 0,2 мм или наносят на поверхность инструмента
какое-либо изолирующее покрытие (например, мел и др.). Сва-
риваемые поверхности обрабатывают под у 5 или v 6, причем не
допускается наличия рисок на поверхности сварки, направленных
вдоль образующих. Детали тщательно протравливают, обезжи-
ривают и протирают насухо.
238
Определенную трудность при отработке диффузионной свар-
ки указанных узлов вызвало создание равномерного давления
по месту сварки. Для этого детали изготовляли с незначительной
конусностью — до 8°. Уменьшение конусности до 4° затрудняет
разборку инструмента после сварки вследствие заклинивания
деталей.
Одновременно можно сваривать два однотипных узла, кото-
рые загружают в установку один за другим. Давление прикла-
дывается к верхнему узлу. Давление, необходимое для качест-
венной сварки, подобрано экспериментально и составляет
2 кГ!мм2. Площадь сварки определяют по формулам
р _ л [D2 (D — 2Н tg 4°)й]
4
или
F __ n(D2-d2)
4
Обозначения приведены на рис. 102.
После загрузки узлов производится откачка рабочего объема
до разрежения Ы0“3 мм рт. ст. После достижения указанного
разрежения включается нагрев и температура повышается до
800—850е С. Более высокая температура увеличивает скорость
сварки, но стойкость инструмента при этом значительно сни-
жается.
Скорость повышения температуры заметного влияния на ка-
чество сварки не оказывает. В случае нагрева токами высокой
частоты ^скорость нагрева ограничивается скоростью откачки
(т. е. обеспечением необходимого разрежения в рабочем объеме),
так как нагрев практически происходит очень быстро.
Продолжительность выдержки при указанной температуре
10—15 мин, причем сварочное давление прикладывается после
нагрева деталей до температуры сварки и не снимается во время
остывания до температуры 100—150° С, при этом поддержива-
ется вышеуказанное разрежение.
Герметичность сварки проверяли гелиевым течеискателем
ПТП-6. Механическая прочность сварного соединения была про-
верена двумя способами: на термический удар и расклинивани-
ем по месту сварки. В первом случае узлы многократно нагре-
вали до температуры 900—1000° С с последующим охлаждением
па воздухе, при этом заметного расслоения по месту сварки не
наблюдалось. В результате расклинивания медной детали по
всей поверхности сварки обнаружено, что поверхность остается
покрытой слоем молибдена. Сварное соединение отвечает всем
предъявленным требованиям.
Сварка термобиметаллов. Актуальной задачей является соз-
здание немагнитного термобиметалла, составляющие которого
должны быть антимагнитны, иметь максимальную разность ко-
239
эффициентов теплового расширения в заданном интервале тем-
ператур, обладать достаточной технологичностью и стабильно-
стью свойств. Перспективным в этом случае является использо-
вание в качестве пассивной составляющей тугоплавких метал-
лов, имеющих малый коэффициент линейного расширения. Од-
нако разработка композиций таких биметаллов связана со спе-
цифическими трудностями.
Наибольшее распространение при изготовлении опытных об-
разцов термобиметаллов вновь разрабатываемых композиций
получил метод горячей пакетной прокатки с применением защит-
ной оболочки, состоящей из 11 операций. Этот способ трудоемок,
требует неизбежных расходов на обрезку кромок и механиче-
скую зачистку; при подборе композиций необходим большой
расход дефицитных тугоплавких металлов.
Исходя из сказанного, весьма перспективен метод диффузи-
онной сварки металлов в вакууме. Процесс изготовления образ-
цов термобимсталлов состоит из четырех операций: 1) прокатки
монометаллов исходных материалов (составляющих) на ленту
заданной толщины; 2) резки на заданный размер; 3) механиче-
ской зачистки и обезжиривания контактных поверхностей;
4) диффузионной сварки в вакууме пассивной и активной состав-
ляющих.
Контактные поверхности зачищали наждачной бумагой № 00
и обезжиривали ацетоном. После этого заготовки загружали в
сварочную камеру, сжимали под давлением 1,5 кГ!мм?. Воздух
из камеры откачивался до разрежения 5 - 10_4 мм рт. ст. Затем
осуществляли индукционный нагрев свариваемых составляющих
до~ температуры 850—900° С от лампового генератора ЛГЗ-10А
с частотой 350—450 кгц. После выдержки 30 мин нагрев прекра-
щали и изделие охлаждали до 150° С под давлением. Затем сни-
мали давление, подавали воздух в сварочную камеру и выгру-
жали сваренный биметаллический образец.
Составляющие заготовки (пластины) сваривали на сварочной
диффузионной вакуумной установке СДВУ-6. Последующую ме-
ханическую обработку и обработку давлением нс применяли.
Полученные образцы термобиметалла осматривали, определяли
соотношение толщин и испытывали па изгиб.
Проведенная экспериментальная работа наглядно доказала,
что диффузионная сварка в вакууме существенно ускоряет про-
цесс разработки новых марок термобиметаллов, значительно со-
кращает трудоемкость и стоимость разработки.
Сварка меди с титаном. Диффузионная сварка была приме-
нена для изготовления-узла электровакуумного прибора, состоя-
щего из меди и титана. До разработки диффузионного метода
это соединение получали с помощью пайки припоем ПСр 72.
Известно, что тиган и медь образуют между собой несколько
соединений с эвтектическими точками плавления 875 и 970° С.
240
При расплавлении припоя ПСр 72 (температура 779° С) ти-
тан и медь растворяются в припое, входят друг с другом в кон-
такт и образуют химическое соединение. При этом количество
жидкой фазы резко возрастает и за короткое время происходит
значительное растворение соединенных деталей.
Чувствительноегь процесса пайки к температуре, времени и
хрупкость получаемого соединения вызвали необходимость ис-
пользования способа диффузионной сварки. Диффузионная свар-
ка может быть осуществлена в условиях вакуума или защитной
атмосферы. Нагрев свариваемых деталей производится до тем-
Рис. 139. Образцы сварных соединений меди с титаном:
1 исходная медная деталь; 2— исходная титановая деталь;
3— узлы в оправке, подготовленные к сварке; 4— спаренный узел:
5—7 - сварные узлы после механической обработки
псратуры ниже образования жидкой фазы. Для разработки ме-
тодики сварки меди с титаном были использованы цилиндри-
ческие образцы диаметром 8 мм и высотой 6—10 мм (рис. 139).
Давление создавалось за счет термического расширения матери-
алов с различными коэффициентами линейного расширения.
Подбором материалов и специальным конструированием оп-
равок удалось создать достаточное давление при высокой тем-
пературе. По конструкции такая оправка-стяжка представляет
собой параллельно расположенные плиты из хромистой стали
толщиной 15 мм, стянутые между собой стойками из молибдена
диаметром 12 Между плитами вставляют собранные заго-
товки меди и титана и сдавливают с похмощыо винта из хроми-
стой стали (рис. 140). В процессе разогрева давление увеличи-
вается за счет различных коэффициентов линейного расширения
материалов оправки и свариваемых деталей, что и обеспечива-
ет сварку. Одновременно в одной оправке-стяжке свариваются
72 узла.
16 Заказ 1355
241
В камере создавалось разрежение 1 - 10~34-5 10 4 ль-ч рт. ст.
Детали перед сваркой очищали следующим образом: медные
детали после обработки резцом обезжиривали в трихлорэтилене,
травили в 10%-пой H2SO4 в течение 1 мин и промывали в дис-
тиллированной воде с применением ультразвука. Затем детали
отжигали в водороде при температуре 820—830° С в течение
10 мин. Титановые детали также после обработки резцом обез-
жиривали в трихлорэтилене, травили
в смеси 2% HF + 50% HNO3 + вода в
Рис. 140. Заготовки медных и титановых де-
талей с приспособлением для сварки в
сборе:
1 — плиты из хромистой стали; 2 — стойки из
молибдена; 3 — свариваемые узлы в оправках
с помощью ультразвука
течение 4 мин. промыва-
ли водой, спиртом и
вы суш ива л и. П од го -
товлеппыс таким обра-
зом детали собирали в
оправку и, с целью со-
здания хорошего кон-
такта, подпрессовыва-
ли до видимой дефор-
мации меди (послед-
нее улучшает качество
свариваемых узлов).
Выбор режима
сварки и р о и з водилея
с л еду тощи м образом.
С тя ж ку с закреплен-
ными в ней узлами ста-
вили в вакуумную ка-
меру, нагревали до оп-
р е д е л е и н о й темпера-
туры и выдерживали
10 мин. затем охла-
ж дали. Были опробо-
ваны следующие тем-
пературы нагрева: 800, 820, 830, 840, 850°С.
Качество сварки оценивали по усилию, необходимому для
излома узла с помощью специально сконструированного при-
способления. Излом осуществляется под прессом, усилие заме-
ряли динамометром типа ДС-0,2.
Согласно технологии узлы должны подвергаться токарной
обработке, чеканке и повторной токарной обработке. Способ-
ность сварного шва сопротивляться механической обработке
служит косвенной характеристикой качества сварки. При вы-
боре оптимального режима сварки исходим из величины раз-
рушающей нагрузки при испытании на излом, а также из числа
годных узлов после механической обработки (табл. 32).
В результате был выбран режим сварки: выдержка при мак-
симальной температуре 10 мин, температура 810 С Т 10 . Вели-
чина разрушающей нагрузки при испытании па излом колеб-
242
Таблица 32
Температура сварки в °C Число сваренных узлов Число годных узлов после токарной обработки Выход годных узлоп В % Разрушающая нагрузка* при испытании на излом в к Г/ям2
800 196 143 73 2,9
820 320 262 82 2,6
830 195 75 38,5 2,2
840 129 72 55 —
850 66 Образовалась эвтектика
• Значение разрушающей нагрузки не является абсолютным значением прочности
сварного шва.
лется от 2,4 до 3,5 kFJmm2. При значении разрушающей нагруз-
ки меньше 2,3 кГ/мм2 узлы дают низкий процент выхода при
механической обработке.
Сварные узлы используют в приборе, который выдерживает
нагрев до температуры 810—830° С. Испытания узлов показали,
что шов, полученный методом диффузионной сварки в вакууме,
при последующем нагревании становится более прочным, т. е.
процесс диффузии продолжается.
Сварка деталей электровакуумных приборов. При разработ-
ке технологии диффузионной сварки в вакууме предварительно
были отработаны оптимальные режимы для некоторых пар од-
нородных и разнородных металлов и сплавов, широко применя-
емых в конструкциях электровакуумных приборов [1, 105, 158].
Экспериментально установлены зависимости прочности свар-
ных соединений, вакуумной плотности, термостойкости и отно-
сительной деформации от основных параметров сварки. Опти-
мальные значения этих величин для образцов, изготовленных из
металлов и сплавов, широко применяемых в приборостроитель-
ной промышленности, приведены в табл, 33. Результаты иссле-
дований позволили широко использовать диффузионную сварку
в вакууме в производстве электровакуумных приборов. Детали
и узлы приборов сваривались в специальных многопозиционных
приспособлениях или оправках из стали Х18Н9Т.
Приспособления и оправки после их изготовления отжига-
лись во влажном водороде при температуре 900—1000° С для
того, чтобы получить на поверхности термостойкие пленки окиси
хрома. Такая пленка исключает сцепление между свариваемой
16* 243
244
деталью и приспособлением или оправкой. С этой же целью в
некоторых случаях в качестве прокладки между оправкой и де-
талью использовали обезвоженную слюду и керамику. Для
уменьшения деформации при диффузионной сварке следует при-
менять специальные приспособления, ограничивающие продоль-
ные и объемные деформации свариваемых деталей и узлов.
Рис. 141. Катод и его детали:
J — основание катода; 2 — подогреватель; 3 — рубашка: 4 — /(иск;
5 — кагод после сварки
В табл. 34 приведены данные по свариваемости различных пар
металлов и сплавов, полученных экспериментальным путем.
Ниже для иллюстрации показаны некоторые детали и узлы
электровакуумных приборов (рис. 141). Диффузионной сваркой
Табл и ц а 34
Свариваемый материал САП X Сталь 45 О'? ВН1 X нвк НП! ю S I 48Т2 ВТ5 . Ч <: В Г1 -1 АД1 с < Дюр алю- мин АМц |
АМц Дуралюмин А00 АД1 ВТ1-1 ВТ1 ВТ5 48Т2 МБ Ml Hill нвк лнм ВН1 Н1 САП 4- 4- • ”Т“ 4- zC i 4 t 1 4" “Г 4- 1 4- 4- 4- 1 “Г • 1 1 X 4-
Примсча и и е. X — хорошая свариваемость; -j------удовлетворительная сваривае-
мость. Свободная гр афа — нет данных.
245
соединяли основания катода 1 (сплав НВ1\) с рубашкой 3
(сплав Н29К18) и диском 4 (сплав Л/МП). Сварку осуществля-
ли в специальном приспособлении (рис. 142). За один цикл сва-
ривали восемь катодов. Изготовленные таким образом катоды
Рис. 142. Восьмипозиционное приспособ-
ление для сборки и диффузионной свар-
ки катодов:
1 — крышка; 2 — прокладка; 3 ч— шток;
4 — толкатель; 5 и Р — втулка; 6 и 10 — мат-
рица; 7 и 11 — корпус; 8 — подогреватель
показали высокую надеж-
ность при работе в при-
борах.
Для изготовления за-
медляющей системы в
специальный патрон со-
бирали 80—100 медных
дисков (рис. 143). Тол-
щина каждого диска
ОД 5 лш. Сверху диски
сжимали пуансонами. Па-
трон помещали в рабо-
чую камеру, в которой
производилась сварка.
Чтобы не допустить ко-
робления дисков в про-
цессе нагрева при сварке.
свариваемые детали пред-
варительно подвергали
сжатию. Диффузионная
сварка позволила разра-
ботать специальные биме-
таллы, триметаллы и тет-
раметаллы. За одну за-
грузку производится свар-
ка 10—15 дисков. Чтобы
избежать сварки биме-
таллических дисков с при-
жимными оправками и
между собой, их разделя-
ли прокладками из обез-
воженной слюды. После
диффузиопой сварки дис-
ка /, состоящего из двух
медных дисков и одного
кон с т анта нового внутр и,
прокаткой изготовлялась
фольга 2, из которой
штамповалась мембрана 3 для механизмов настройки приборов
(рис. 144).
Детали волновода (рис. 145) изготовляют из алюминиевого
сплава АМц. Трудность сварки алюминия и его сплавов заклю-
чается в том, что на поверхности возникает тугоплавкая окисная
246
Рис. 143. Замедляющая система
Рис. 144. Биметаллические детали
Рис. 145. Волновод и его детали
247
пленка, которая при сварке препятствует диффундированию ато-
мов соединяемых деталей. Поэтому непосредственно перед свар-
кой детали из алюминия и его сплавов должны быть протравле-
ны с целью снятия окисной пленки и отожжены в вакууме. Для
сохранения точного размера окна волновода при сварке внутрь
него вставляют калиброванную оправку, изготовленную из стали
Х18Н9Т л отожженную в водороде.
На рис. 146 показан ренггепвидекоп. По кольцевой поверх-
ности сваривается кольцо (сплав Н29К18) и диск (алюминий
А00). Для улучшения сварного соединения на поверхность коль-
Рис. 146. Рентгенвидекон и его детали
ца в месте сварки гальваническим способом наносят слой меди
толщиной 4—5 мкм.
Диффузионной сваркой осуществляется соединение рубашки
катода из магнпевосеребряпого сплава с корпусом из бескисло-
родной меди по боковой поверхности цилиндра. Полученное сое-
динение обеспечивает хороший электрический контакт, необхо-
димую прочность и вакуумную плотность. В табл. 35 приведены
оптимальные режимы диффузионной сварки в вакууме некоторых
деталей и узлов электровакуумных приборов.
Результаты проведенных исследований при диффузионной
сварке, однородных и разнородных пар цветных металлов и спла-
вов, применяемых в электровакуумном приборостроении, послу-
жили основой для разработки многочисленных приборов.
Сварка сплава САП-1. САП-1 —материал из спеченной алю-
миниевой пудры, изготовленный методом порошковой металлур-
гии, дисперсные частицы его окислов служат в качестве упрочня-
ющей фазы [50, 62, 64].
САП имеет большое, преимущество по сравнению с другими
алюминиевыми сплава ми — теплостойкость (при температуре
350- 500е' С он сохраняет достаточную прочность), высокую кор-
248
Т а б л и и а 35
Деч.чли п узлы Свариваемый материал т в сС р в кГ]мм* / в мин
НВК i Н29Ц18 + ЛНМ 900 0,75 10
Катод МБ J- магнневосеребряный сплав 550 1.5 30
НШ 4- вольфраморснисвый сплав 1000 1,5 15
Анодный сгакан Армко-железо 4- молибден 1200 0,5 10
Волновод АхМц — АМн 590 0,5 20
Рен! геновидекоп Сплав Н29К18 меднений .• • ЛОО 520 0,5 15
Биметаллический диск МБ 4- коне I антан — МБ 950 2,0 15
Замедляющая система МБ 4- МБ 750 0,7 10
Узел анодного блока МБ + МЧ1 900 0,7 15
розненную стойкость, малый удельный вес, большой модуль уп-
ругости. Кроме того, САП обладает малым эффективным сече-
нием поглощения нейтронов.
Цепные свойства нового материала способствуют примене-
нию его в ответственных конструкциях, однако широкому исполь-
зованию сплава препятствует отсутствие надежного способа соз-
дания неразъемного соединения. Аргоно-дуговая и точечная
сварка сплава САП не всегда удовлетворяет высоким требова-
ниям, предъявляемым к сварным конструкциям в некоторых от-
ветственных узлах.
Работы по определению принципиальной свариваемости и оп-
тимальных режимов диффузионной сварки в вакууме для сплава
САП-1 производили на лабораторной установке СДВУ-2. Хими-
ческий состав образцов диаметром 20, длиной 30 мм по серти-
фикату: 6,9% А120з, около 0,14% Fc, 0,06% жиры. Оценка режи-
мов сварки осуществлялась механическими испытаниями на ра-
стяжение и металлографическим анализом зоны контакта.
В результате проведенной работы выявлено, что режим свар-
ки: Т == 560 4- 580° С, р = 2 кГ/мм2 и / = 45 4- 60 мин обеспечива-
ет образование соединения, равнопрочного основному металлу.
Разрушение образцов, сваренных на оптимальном режиме, про-
исходило но основному материалу.
Однако наблюдалась некоторая нестабильность результатов,
что объясняется присутствием неравномерно расположенной
стойкой окисной пленки на сплаве алюминия. Были опробованы
различные способы удаления пленок. Наилучшие результаты, с
точки зрения стабильности прочностных характеристик, получе-
ны после механической обработки торцов перед сваркой. Наибо-
лее эффективной оказалась обработка на токарном станке. Дан-
249
ные микроструктурного анализа также подтверждают образова-
ние монолитного соединения без непроваров и каких-либо
изменений структуры основного металла в золе сварки при опти-
мальном режиме. В процессе испытаний моделей натурных кон-
струкции из САПа сварные соединения обладали необходимой
герметичностью.
Сварка молибдена с коваром. В связи с тем, что процесс диф-
фузионной сварки осуществляется в вакууме, он приобретает
важное значение для соединения деталей из таких химически ак-
тивных металлов, как молибден, вольфрам и др.
В качестве примера приведем экспериментальную работу по
диффузионной сварке катодных узлов сварочных игнитронов
(II 1-70/0,8). В этом случае необходимо одновременно со сваркой
трех деталей между собой сварить молибденовый вывод с кова-
ровой трубкой через стекло, а также запаять отдельные места уз-
ла. Диффузионная сварка узла со стеклом производилась не в
вакууме, а в атмосфере формиргаза (смесь азота с водородом).
Несмотря на это, качество сварки металлических частей узла хо-
рошее. Все образцы по свариваемости различных сочетаний ме-
таллов, а также катодного узла сварных игнитронов подверга-
лись испытаниям на разрыв и исследовались на микрошлифах.
Диффузионная сварка для соединения ковара с молибденом поз-
волила заменить существовавший до сего времени малопроизво-
дительный и трудноосуществимый технологический процесс пай-
ки (молибден плохо смачивается припоями). В совокупности с
упрощением и сокращением технологии это повысило надежность
приборов.
Сварка бериллиевой и фосфористой бронз. Сварка п пайка
деталей из бериллиевой бронзы затруднена в связи с образова-
нием на поверхности свариваемых деталей тугоплавкого и хими-
чески стойкого окисла БеО. Проблему получения соединения
бронзы бериллиевой Бр.Б2 с фосфористой Бр.ОФ удалось решить
с помощью метода диффузионной сварки.
Сварку производили па пластинках размером 10 X 32 X
X 0,5 мм, соединенных внахлестку. Площадь соединения 45—
50 мм2. Для сварки была использована оправка, конструкция и
материал которой подобны оправке-стяжке для сварки титана с
медью.
Детали перед сваркой очищали кратковременным травлением
в 10%-ной H2SO4 с последующей обработкой в полировочной
смеси (1100 мл Н3РО4, 400 мл ПХО3, 400 мл уксусной кислоты и
0.5 тиомочевины) с применением ультразвука в течение 1 —
1,5 мин. Поверхность после травления должна быть блестящей.
Образцы сваривали в вакуумной печи ЦЭП-245 и водородной
печи ЦЭП-214. При выборе режима сварки был исследован ин-
тервал температур 600—830° С с выдержками при максимальной
температуре 10; 20 и 30 мин.
250
Прочность получаемого шва определяли на разрывной маши-
не РМ-500. Образцы закрепляли в специальные губки-зажимы.
При испытании прочности швов наблюдались случаи деформации
металла при сохранении места соединения (рис. 147). После по-
вторного отжига в водороде при температуре 830° С прочность
сварного шва значительно увеличивается и не зависит от перво-
начального режима сварки.
При температуре 630—680° С сварка в вакууме обеспечивает
более прочные швы, чем сварка’в водороде при том же режиме.
Применяемая технология и имеющееся оборудование не позво-
ляют увеличивать давление при сварке. Увеличить давление на
единицу свариваемой поверхности можно было за счет умепыпе-
Рис. 147. Образцы из бериллиевой и фосфористой бронз после ме-
ханических испытаний:
/— исходные детали; 2— сварной образец; 3—образцы поеме испытаний
на прочность шва
ния площади сварки. При исследовании сварки швов различной
площади 5 70 мм2 при различных температурных режимах уста-
новлено, что с уменьшением площади сварки и, следовательно,
с увеличением давления прочность шва повышается. Для сварки
пластин из бериллиевой и фосфористой бронз можно рекомен-
довать следующие режимы сварки: 1) в атмосфере водорода
Т = 700° С, t - 10-4-20 лшя; увеличение продолжительности свар-
ки свыше 20 мин не способствует упрочнению контакта соедине-
ния); 2) в вакууме 7 = 700° С =Р 30°, / = 10 мин. Перед сваркой
узлов из бериллиевой бронзы детали обрабатывали с помощью
ультразвука по режиму, разработанному для пластин. При хра-
нении бериллиевая бронза быстро окисляется.
Детали собирали в оправках, которые обеспечивали их вза-
имную центровку. Затем детали в оправке сдавливали под прес-
сом и зажимали в стяжку. Одновременно в стяжку устанавлива-
ли 12 узлов.
251
Узлы сваривали в вакууме или в водородной атмосфере. Ре-
зультаты испытания на отрыв показали, что диффузионная ва-
куумная сварка обеспечивает более высокие значения прочности
по сравнению с водородной. Этот факт можно объяснить обра-
зованием топкого слоя окиси из-за негерметичности водородных
печей. Для предотвращения окисления детали из бериллиевой
бронзы покрывали медью толщиной 5- 7 мкм гальваническим
способом, так как слой меди, полученный гальванически, обла-
дает повышенной дифузионной активностью, обусловленной раз-
витой сетью элементов структуры.
Прочность шва, полученного при сварке в водороде, оказа-
лась равной прочности шва при сварке в вакууме. Из изложен-
ного следует, что можно получить весьма прочные соединения бе-
риллиевой и фосфористой бронз при использовании разрабо-
танного способа диффузионной снарки.
Режим сварки: 1) в атмосфере водорода Т = 700е С ± 50е,
/= 104-20 мин\ 2) в вакууме Г=700° С±30°, /=10 мин, По-
вторный отжиг в водороде при температуре 830° С значительно
упрочняет место соединения, а применение гальванического по-
крытия облегчает получение прочного шва.
Глава VII. СВАРКА ЧЕРНЫХ МЕТАЛЛОВ
С ЦВЕТНЫМИ
Сварка конструкционной стали с медью. Проблема сварки кон-
струкционной стали с медью имеет исключительно важное
значение для электротехники и приборостроения, что связано
со снижением затрат на выпускаемую продукцию. Получить та-
кое соединение до сих пор удавалось только с помощью холод-
ной сварки, что требовало значительных деформаций (82 90%)
обоих свариваемых металлов. Поэтому тонкие элементы свари-
вать этим методом невозможно или необходима последующая
механическая и термическая обработка.
Панка нс дает необходимой прочности. Сварка плавлением
стали и меди вообще невозможна. В твердом состоянии железо
и медь имеют весьма незначительную взаимную растворимость.
При температуре 1100° С растворимость железа в меди равна
5%, а меди в железе 8%. При нормальной температуре теорети-
ческая растворимость меди
равна 0,1%. Из диаграммы со-
стояний видно, что жидкие
медь и железо распаиваются,
ч го приводит к образованию
слитков, состоящих из двух
зон: зоны, богатой медью, и
зоны, богатой железом, а зна-
чительный температурный ин-
тервал затвердевания обуслов-
ливает появление ликвации.
Соединение меди со сталью
Т а б л и ц я 36
р г в Разрывное усилие
на обра- зец, в кГ удельное в кГ!мм*
0,5 15 848 30
0,5 45 905 32
0,5 60 990 35
0,75 20 990 35
осуществлено диффузионной сваркой. Как видно из рис.' 148, не-
провар отсутствует. В результате испытаний на растяжение
разрушение образца происходило при нагрузке 35—36 кГ/мм2
по меди без заметного повреждения места сварки. Результаты
испытаний сварных образцов (сталь 10 Ч- медь Ml) приведены
в табл. 36. Сварка производилась при Т = 850° С п вакууме
1 -10-3 рт, ст., разрушение образцов произошло по меди.
При сварке меди с медью любыми способами (в том числе
в среде азота чистотой 99,0% или аргона чистотой 99,8%), проч-
253
чость сварного соединения ниже прочности основного металла.
При применении способа диффузионной сварки в вакууме проч-
ность сварного соединения выше прочности меди. Однако при
сварке в результате попутного вакуумирования возрастает так-
же прочность основного металла — меди. Это открывает пути к
повышению долговечности конструкций при неизменном весе.
Способом диффузионной сварки осуществлена приварка фа-
сонных медных накладок различных конфигураций и площадей
Рис. 148. Сварное соединение меди М1 со сталью 10:
а — образцы; б — микроструктура
к стальному основанию. Соединение произведено за одну опера-
цию, без смены инструмента. Последующая механическая обра-
ботка не требуется. Это открывает перспективы к автоматиза-
ции технологического процесса. В настоящее время тонкостенные
элементы коллектора электродвигателя изготовляют целиком из
меди. Применение диффузионной сварки меди со сталью позво-
ляет сделать их составными. Учитывая масштабы производства
электродвигателей в нашей стране в связи с полной электрифи-
кацией, можно попять, какую огромную экономию средств и де*
фицитного цветного металла даст применение диффузионной
сварки, в особенности тех композиций материалов и конструкций,
которые невозможно или нерационально было сваривать ника-
кими другими способами.
254
Сварка алюминия со сталью. В связи с ростом применения
алюминия во многих отраслях промышленности возникла на-
стоятельная необходимость в разработке процесса сварки алю-
миния с железом и его сплавами. Как видно из диаграммы состо-
яния А1 — Fc, алюминии с железом образует растворы, интер-
металлические соединения и эвтектику. При концентрации
железа в алюминии до 40% при температуре 654° С возникает
эвтектика. При больших концентрациях железа возможно обра-
зование интерметаллидов Al3Fc (по некоторым источникам
Al6Fe), AlgFe и AlFe3. Растворимость железа в алюминии в твер-
дом состоянии незначительная (менее 0,06% при 650° С). Раство-
римость алюминия в железе при комнатной температуре состав-
ляет 32% и мало зависит от температуры; при 1230° С она до-
стигает *35 %.
При сварке алюминия со сталью в твердом состоянии (на-
грев ниже температуры плавления эвтектики) образование ин-
термегаллидов следует ожидать прежде всего па границе кон-
такта вследствие прямого химического взаимодействия. Какие
интерметаллиды и в какой последовательности они образовыва-
ются, предсказать пока невозможно. По данным В. 3. Бугакова,
на очередность образования интерметаллидов влияет теплота их
образования (раньше образуются интерметаллиды с более вы-
сокой теплотой образования). Многочисленные опытные данные
показывают, что при сварке в твердом состоянии алюминия с
железом наименьшая температура образования ннтерметалли-
дов составляет около 450е С. Этот факт установлен при изотер-
мической выдержке до 5,5 ч. Механизм возникновения соедине-
ния— реактивная диффузия. Температура образования изменя-
ется с изменением состава соединяемых сплавов. Образование
интерметаллидов может осуществляться и механизмом атомар-
ной диффузии: растворимость железа в алюминии примерно в
500 раз меньше растворимости алюминия в железо. Раствор же-
леза в алюминии перенасыщается и выделяется интер металл ид-
ная фаза в алюминиевой части образца.
При взаимодействии жидкого алюминия с железом резко ин-
тенсифицируется растворение железа в алюминии и алюминия в
железе. При этом в железной части образца даже при минутных
длительностях контакта жидкости с твердым металлом образу-
ется неровный слой интерметаллидов. Предупредить их появле-
ние при наличии контакта с расплавленным металлом практиче-
ски невозможно, а следовательно, невозможно сваривать алю-
миний со сплавами железа любым способом сварки оплавлени-
ем, в частности дуговой сваркой. Даже при небольшом содержа-
нии железа в алюминии (до 2%) образуется эвтектика А1 4
4- Al?riFen. В металле шва находится большое количество хруп-
кого соединения AlwFen. Кроме того, при отсутствии надлежа-
щей защиты интенсивно окисляется алюминий.
255
Сварка алюминия со сталью осуществляется с применением
промежуточной наплавки кромок медью и ее сплавами с после-
дующим заполнением шва нужным металлом. Однако шов при
этом получается недостаточно прочным и слабо устойчивым про-
тив коррозии.
Другой способ сварки алюминия со сталью — нанесение плен-
ки алюминия на предварительно тщательно очищенную поверх-
ность стали. Очистка может производиться опескоструиванием,
а нанесение пленки — металлизацией.
В СССР и за границей производят «вхолодную» прокатный
биметалл: алюминий — низкоуглеродистая сталь. Однако сум-
марная степень обжатия составляет около 70%, причем дефор-
мируется алюминий и сталь. Известны также опыты Хьюза, ко-
торый сваривал давлением без нагрева стальные стержни с алю-
минием при отсутствии заметной деформации стали. Но для ка-
чественной сварки деформация алюминия должна быть
ДО 80%.
Таким образом, промышленность не имеет достаточно надеж-
ного способа соединения алюминия с железом и его сплавами.
Поэтому появилась необходимость применить для этой цели но-
вые виды сварки.
Поставленная задача успешно решается способом диффузи-
онной сварки в вакууме. Исследования проводились па цилин-
дрических образцах диаметром 15 льи и высотой 30 лш. Мате-
риал образцов — алюминий АД1 и Ст. 3. Свариваемые поверх-
ности очищали от окислов шабером и промывали ацетоном. По-
средством индуктирования токов высокой частоты нагревался
стальной образец. От него вследствие теплопроводности тепло
передавалось алюминию. Температура измерялась хромель-
алюмелевой термопарой, спай которой помещался в алюминие-
вом образце на расстоянии 1—2 мм от стыка.
На рис. 149 и рис. 19, а приведены два типа структуры соеди-
нения, полученные при течмпературе 400° С (рис. 149) и 460° С
(рис. 19, удельном давлении кГ1мм\ выдержке 10 мин и
вакууме 1-10 3 мм рт. ст. Па рис. 19, а показано соединение с
образованием на границе между металлами прослойки интермс-
таллида. Микро твердость прослойки составляет 650—700 кГ/мм2.
Несмотря на отсутствие интермсталлидов при температуре 400° С,
относительно невысокая производительность процесса вызвала
необходимость повысить температуру до 550° С. Для предотвра-
щения образования интерметаллидов при такой температуре при-
менены промежуточные медные и никелевые прокладки с учетом
их взаимодействия с железом и алюминием (медь образует с
алюминием твердый раствор ограниченной растворимости; ни-
кель дает с железом непрерывный ряд твердых растворов; медь
с никелем также образует непрерывный ряд твердых растворов).
Получены обнадеживающие результаты.
256
Сварка титанового сплава с армко-железом. Сварка и пайка
титановых сплавов отличаются сложностью не только в связи с
повышенной склонностью к окислению металлов, но и вследствие
их свойств образовывать нитриды с азотом воздуха и поглощать
водород, что охрупчивает эти сплавы. Поэтому азот и водород
непригодны в качестве защитных сред для сварки и пайки тита-
новых сплавов. Для создания защитной атмосферы в этом случае
применимы гелий и аргон.
Существенное влияние на свариваемость титановых сплавов
оказывает состояние поверхности металла. При нагреве в возду-
хе на поверхности сплава обра-
зуется слой окалины, состоящий г< .
в основном из двуокиси тита-
на. Химическая стойкость се
очень высока — выше, чем у
титана. Практически двуокись
титана не растворяется в силь-
ных кислотах, щелочах и в
других агрессивных средах.
Кроме того, вследствие диф-
фузии кислорода и азота в
глубь металла под окалиной
образуется промежуточный
Рис. 149. Микроструктура зоны соеди-
нения алюминия АД1 со сталью Ст. 3;
режим сварки:
Т » 400° С, р = I кГ:мМ‘, t = 10 мин
хрупкий слой металла, содер-
жащий кислород и азот. Тол-
щина слоя в отдельных случа-
ях достигает 0,06—0,08 мм и
более. Подготовка поверхно-
стн механическим путем не
обеспечивает удаления верхнего слоя. Поэтому прибегают к хи-
мическому травлению сплава, причем основным фактором при
выборе травителя является поглощение им водорода.
Пайка титановых сплавов производится твердыми и мягкими
припоями с применением в некоторых случаях специальных флю-
сов. Опыты по пайке тигановых сплавов с. железными показы-
вают, что соединение неравнопрочно основному металлу. При
сварке этих сплавов между собой необходимо также учитывать
различие в физических свойствах: так, у титана коэффициент ли-
нейного расширения 8,5-10-6 град~\ а у железа 11.7-10“6 град~х.
Кроме того, титан склонен образовывать хрупкие соединения со
многими металлами.
Диффузионная сварка сплава ВТ5-1 с армко-железом прово-
дилась как непосредственно, так и через прокладки, В результа-
те экспериментов был выбран следующий режим: Т = 850° С,
р — 0,7 кГ/мм2, t = 10 мин, вакуум 1 • 10~3 мм рт. ст. Часть образ-
цов перед сваркой выдерживали в нагретом состоянии в вакуум-
ной камере. Такое вакуумирование, возможно, могло повлиять
17 Заказ 1355
на окисленную поверхность свариваемых металлов и хотя бы ча-
стично удалить окисный или насыщенный газами слой на по-
верхности. Стыкуемые поверхности предварительно шлифовали
и обезжиривали ацетоном. После сварки изготовляли микро-
шлиф для изучения микроструктуры и определения микротвердо-
сти зоны соединения.
Граница раздела между деталями отсутствует. В зоне кон-
такта образуются переходные слои (см. рис. 19, б и в), причем со
стороны армко-железа темный слой, вероятно, состоит из мель-
чайших карбидов зернистой формы, образование, которых мог-
ло быть возможно из-за несколько повышенного содержания уг-
лерода в армко-желсзе. Светлый слой со стороны ВТ5-1 имеет
строение, подобное эвтектическому. Микротвердость всех слоев
не превышала микротвердости основного титанового сплава.
Контакт по месту сварки полный, без непроваров.
Так как ванадий относится к металлам, не склонным давать
хрупкие соединения с титаном, и одновременно образует твер-
дые растворы с a-железом, решено было провести сварку сплава
ВТ5-1 через ванадиевую прокладку (см. рис. 20, в). Контакт
между металлами в зоне сварки полный при весьма невысокой
твердости этой зоны, что свидетельствует об отсутствии охруп-
чивания. Со стороны армко-железа имеется светлая полоса, ко-
торая, очевидно, является ферритом, сильно легированным ва-
надием, и которая затрудняла выявление границ зерен при
травлении.
Аналогичный результат демонстрирует рис. 150. а, где пред-
ставлена зона сварки сплава ВТ5-1 с армко-желсзом через вана-
диевую и титановую фольгу. Свариваемость полная. Интерне-
та л л иды отсутствуют.
При сварке гиганового сплава непосредственно со сталью 20
у места сварки со стороны ВТ5-1 появился новый слой, отличный
от тех, которые имели место при сварке железа. Существенную
роль в его возникновении сыграл углерод — этот слой обладает
повышенной твердостью (450—550 кГ/лгж2) и становится тем
заметнее, чем больше углерода в стали (рис. 150, б).
В настоящее время ведутся работы по сварке титановых
сплавов со сталями через промежуточные прокладки с тем, что-
бы добиться такой же надежной свариваемости, как при сварке
титановых сплавов с армко-желсзом.
Сварка латуни со сталью. Гайки микрометра в настоящее
время изготовляют целиком из латуни, но лагунная гайка чрез-
вычайно быстро выходит из строя, причем исключительно в той
части, где имеется резьба. Поэтому разработана конструкция со-
ставной гайки: рабочая часть гайки, представляющая собой
кольцо из латуни Л59 диаметром 9 лид толщиной стенки 1,5 мм.
соединяется со стальным кольцом того же диаметра с нарезан-
ной резьбой.
258
Основное затруднение при сварке плавлением латуни с ла-
тунью вызывается интенсивным испарением цинка, что приводит
Рис. 150. Микроструктура зоны соединения титанового сплава
марки ВТ5-1 со сталью:
с — с прокладками из ванадия и титана; б — без прикладки
к пористости, изменению свойств и химического состава латуни
При сварке стали с латунью медь окисляется,
чиной возникновения пор и трещин. Топко-
степность латунных деталей ведет к прожо-
гам при контактной сварке сопротивлением.
Небольшой диаметр и маленькая толщина
стенки обусловливают прожоги при дуговой
сварке.
Для изготовления составной латуни о-сталь-
ной гайки была применена диффузионная
сварка (рис. 151). В результате эксперимен-
тов установлен следующий оптимальный ре-
жим процесса: Г = 850° С, р = 0,1 кГ/мм2,
t == 20 мин. Соединение равнопрочно основно-
му металлу. Так как исключено повреждение
резьбы каплями расплавленного металла, то
стало возможным нарезать резьбу в гайке до
сварки, что упростило технологию производ-
ства.
Таким образом, применение диффузионной
Рис. 151. Гай-
ка, изготов-
ленная мето-
дом диффу-
зионной
сварки:
/ — латунь;
2 — сталь
сварки позволило увеличить срок службы детали, удешеви гь се
производство, сэкономить дефицитный цветной металл. Прак-
тически доказана возможность сварки латуни со сталью без
17*
259
Рис. 152. Обра-
зец, изготовлен-
ный диффузи-
онной сваркой:
1 — вольфрам;
2 — сталь
изменения химического состава соединяемых металлов, без об-
разования пор, трещин, прожогов, без последующей механиче-
ской обработки по снятию грата при получении равнопрочно-
сти с основным металлом.
Сварка вольфрама со сталью. В детали, представляющей со-
бой фильтр, фильтрующей частью которой является пористый
вольфрам, необходимо было обеспечить его плотное соединение
с втулкой из нержавеющей стали (рис. 152). Оценка режимов
диффузионной сварки производилась техноло-
гической пробой на отрыв. Удовлетворитель-
ным считался режим, обеспечивающий разрыв
по телу фильтра без отслаивания его по гра-
нице со сталью: Т = 1200° С, р = 0,3 кГ!мм\
t = 30 мин.
Сварка стали 12ХНЗА с оловянно-свинцо-
вистой бронзой. До последнего времени под-
пятниковые опоры изготовляли из алюминие-
вой бронзы. Дефицитность и дороговизна это-
го материала вызвали необходимость изготов-
лять биметаллические подпятники.
На рис. 153 показан корпус подпятника из
легированной стали 12ХНЗА с наружным диа-
метром 103 мм, высотой 57 мм, средней тол-
щиной стенок 15 мм и сферический вкладыш
из литейной антифрикционной бронзы Бр.
ОС-8-12 с наружным диаметром 45 мм, высо-
той 13 мм, толщиной стенок до 15 мм.
Сварка плавлением этих деталей не дала
хороших результатов. Некоторые стали при
сварке закаляются на мартенсит. Предвари-
тельный подогрев деталей перед сваркой нс
предотвращает появления мартенсита, но дол-
жен всегда применяться для того, чтобы перевести тетраго-
нальный мартенсит закалки в кубический мартенсит отпуска.
Однако наличие мартенсита в околошовной зоне связано с
опасностью появления трещин. Поэтому сталь необходимо сва-
ривать только после отпуска (или закалки и отпуска) и после
сварки подвергать высокому отпуску (600—650° С) для сня-
тия внутренних напряжений и ликвидации оставшихся участ-
ков мартенсита. Должны быть приняты все меры конструктив-
ного и технологического характера для уменьшения внутрен-
них напряжений при сварке. В то же время повышенная литей-
ная усадка бронзы -приводит к внутренним напряжениям свар-
ного соединения. К этому же приводит различие коэффициен-
тов линейного расширения этих металлов.
Ввиду большой жидкотекучести бронзы сварку ее необходимо
производить только в нижнем положении. Сварка по сферической
260
поверхности возможна лишь в специальных поворотных приспо-
соблениях, усложняемых необходимостью вести сварку при от-
Рис. 153. Биметаллический подпятник:
я стальная заготовка; 6 —- бронзовая заготовка; в — сварном подпятник
н разрезе
носительпо неоольшом радиусе сферы и в специальных формо-
образователях
Испарение олова и свинца при сварке бронзы приводит к по-
рам, к неплотности сварного
шва. Большое сродство меди к
кислороду при сварке под
обычными флюсами для стали
или в защитных газах приме-
няемой чистоты приводит к
окислению меди, к порам и
трещинам. После сварки бронз
их рекомендуется охлаждать в
воде во избежание растрески-
вания. Такой резкий перепад
температур в сильно закали-
вающейся стали приводит к
образованию трещин. По ука-
Рис. 154. Микроструктура оловян-
но-свинцовистой бронзы, сваренной
со сталью
занным причинам дуговая
сварка оловянистой бронзы со
сталью 12XII3A не дает поло-
жительных результатов.
Контактная сварка сопро-
тивлением по сферической поверхности вызывает прожоги; хо-
лодная сварка неприменима из-за очень высокой степени де-
261
формации (82—90%), невозможной для хрупкой бронзы. Свар-
ка стальных корпусов подпятников с бронзовыми вкладышами
стала возможной при применении диффузионного способа со-
единения.
В результате .проведенной работы установлена полная воз-
можность изготовления биметаллических деталей из указанных
материалов. Опимальный режим: Т = 800° С, р = 2 кГ!мм\ t =
-= 7 мин обеспечивает плотное соединение (рис. 154). Усилие
пуансона было рассчитано таким образом, чтобы его состав-
ляющие создали достаточное давление ио всей сферической по-
верхности. Метод диффузионной сварки в вакууме обеспечил
необходимую прочность соединения оловянно-свинцовистой брон-
зы со сталью 12ХНЗА при сохранении плотного слоя бронзы.
В результате внедрения диффузионной сваоки повышаются
технологические характеристики подпятников и экономятся де-
фицитные цветные металлы. Отпадает необходимость в предва-
рительном нагреве деталей, последующей термической обработ-
ке, в поворотных приспособлениях. Трещины исключены.
Глава VIII. СВАРКА НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ
МАТЕРИАЛОВ С МЕТАЛЛАМИ
D машиностроении, приборостроении, радиоэлектронике и дру-
гих отраслях промышленности находят широкое применение
различные неметаллические материалы: керамика, графит, стек-
ло и др. Получение падежного соединения этих материалов меж-
ду собой и с металлами имеет исключительно важное значение
при создании новых приборов, аппаратов и др.
Как показали научно-исследовательские работы и производ-
ственная проверка, наиболее перспективным способом соедине-
ния этих материалов является диффузионная сварка в вакууме.
Сварка минералокерамики с черными металлами. В СССР
и за рубежом широко ведется работа по использованию мине-
ра локерамических или оксидных материалов для изготовления
режущих инструментов [46, 60, 62, 64, 105].
За несколько последних лет советские ученые создали мате-
риал, обладающий достаточной твердостью, прочностью и изно-
состойкостью. Этот минсралокерамический режущий инструмен-
тальный материал представляет собой специальную кристалли-
ческую окись алюминия (Л12О3) -
Минералокерамический сплав марки ЦМ332 обладает высо-
кой твердостью, но его предел прочности на изгиб равен 35—
45 кГ/мм2. Предел прочности на сжатие выше аналогичного пара-
метра твердого сплава марки Т15К6. Все эти особенности мине-
ралоксрамического сплава следует учитывать при конструирова-
нии режущего инструмента и его эксплуатации. Минералокера-
мический материал может успешно работать при температуре
порядка 1200е С и более, что является его важным преимуществом
по сравнению с твердыми сплавами.
Большим преимуществом минералоксрамического материала
является его коррозионная стойкость, незначительная склонность
к адгезии с обрабатываемым материалом, что позволяет полу-
чить более высокое качество обработанной поверхности, меньшую
усадку стружки и предохраняет инструмент от выкрошивания и
быстрого износа.
Физико-механические свойства обрабатываемого и инструмен-
тального материала изменяются в процессе резания в зависимо-
263
сти от режимов резания (скорости, подачи и глубины) и геомет-
рических параметров инструментов. Безусловно, эти характери-
стики и определяют обрабатываемость металлов.
Проведенные автором настоящей работы исследования позво-
лили установить влияние температуры нагрева на изменение
твердости инструментальных материалов (рис. 155). С увеличе-
нием температуры твердость инструментального материала пони-
жается более интенсивно, чем твердость обрабатываемого мате-
Рис. 155. Изменение твердости материа-
лов инструмента и изделия в зависимо-
сти от температуры:
/ — ЦМ332; 2 — ВК2, 3 — Т30К4; 4 — T15K6;
5 — ВК8; 6 — TI5K10; 7 — Pl8; S—Р9:
9 — У10; 10 — 40ХНМА; 11 — 18ХГТ
риала. Твердость минера-
локерамического сплава
во всем диапазоне иссле-
дуем ых темп ер ату р (20—
1100° С) превышает твер-
дость всех изученных ме-
талл окер амических спла-
вов, в том числе и самого
твердого из них — марки
ВК2.
При температурах,
имеющих место в процес-
се резания, физико-меха-
нические свойства мине-
ра локсрамического спла-
ва, как и других инстру-
ментальных режущих ма-
териалов, резко отлича-
ются от свойств этих ма-
териалов в исходном
состоянии. Внедрение рез-
цов из минералокерами-
ческого сплава способст-
вовало росту производи-
тельности труда. Новато-
ры производства, исчер-
ности твердых сплавов, перешли на
павшие режущие возмож-
обработку цветных метал-
лов, чугуна и стали резцами с керамическими пластинами.
При обработке деталей минералокерамическими резцами на-
ряду с уменьшением машинного времени возрастает и количество
обработанных деталей. Тем не менее инструмент с керамически-
ми пластинами на многих заводах используется мало или совсем
не применяется. Одной из основных причин недостаточного при-
менения минералокерамического инструмента является отсутст-
вие надежного способа крепления керамических пластин к дер-;
жавкам инструмента.
Использование обычного метода напайки твердыми припоями
(латунь, медь и т. п.), применяемого при изготовлении твердого
264
сплава для минер алоксрамического инструмента, не дало поло-
жительных результатов, так как эти припои не смачивают по-
верхность минсралокерамикп и не обеспечивают прочного соеди-
нения керамики с металлом. Вопрос о падежном креплении ми-
нсралокерамических пластин к стальным державкам инструмен-
та долгое время'Нс находил разрешения. В связи с этим созданы
различные новые припои, клеи, цементы, а также различные кон-
струкции резцов с механическим кроплением и с креплением пай-
кой пластинок, предварительно металлизированных в вакуумной
камере.
Сравнивая по прочности на сдвиг соединения минералокера-
мических пластин со стальной державкой инструмента, видно,,
что: 1) прочность соединения напайкой пластин, предварительно
металлизированных в вакуумной камере при разрежении
2-10 2 лш рт. ст,. составляет 750—800 кГ/см2 или в 3—4 раза
превосходит прочность соединения при других методах; 2) при-
пой типа ПБФ обеспечивает прочность соединения на сдвиг око-
ло 200 кГ/см2; 3) механическое крепление обеспечивает проч-
ность около 160 кГ/см2.
В результате сравнительных испытаний установлено, что на-
пайка металлизированных в вакуумной среде медью или пермал-
лоем минер ал окср а мических пластин обеспечивает прочность
шва выше прочности керамики. При испытании образцов на
сдвиг разрушение происходит нс по шву, а по самой керамиче-
ской пластине.
Сущность процесса металлизации заключается в соединении
титана, нанесенного в виде пасты на поверхность керамической
пластинки. Учитывая, что титан при нагреве, легко соединяется
с азотом, водородом и чрезвычайно активно с кислородом (яв-
ляясь восстановителем), то процесс металлизации с применением
титана целесообразно проводить в вакуумной камере. При соот-
ветствующем разрежении также не окисляются металлы — медь,
пермаллой, железо, применяемые для металлизации.
В условиях вакуума происходит глубокая диффузия атомов
титана в керамику (с частичным восстановлением Л12О3) и проч-
ное соединение металлизированного слоя с поверхностью мине-
р а л окер а м ич ес кой пластин ы.
Перед металлизацией минералокерамические пластинки необ-
ходимо: обезжирить в мыльной теплой воде и ацетоне; после про-
сушки пластины покрыть пастой, состоящей из порошка метал-
лического титана (или гидрида титана) и 3%-ного раствора цел-
лулоида; наложить кусочки медной фольги толщиной 0,10—
0,15 мм; г) поместить пластины в вакуумную камеру и нагреть
до расплавления меди или пермаллоя.
В вакуумной камере заданное разрежение (2-10~2 мм рт.ст.)
достигается в течение 8—10 мин. пластинки нагреваются за 2 ч
до температуры плавления меди или пермаллоя на керамических
26S
пластинах. Однако после металлизации на поверхности минера-
локерамических пластин появляются пленки окислов, которые
препятствуют напайке пластин.
Пайка металлизированных минсралокерамических пластин на
державки инструментов производится по той же технологии, что
и напайка пластин твердого сплава. Припой, флюс, пластины,
припой и гнезда державок перед напайкой очищают от загряз-
нений и обезжиривают ацетоном или бензином. При напайке, по-
мимо соблюдения технологии по нагреву и охлаждению, обра-
щается особое внимание на то, чтобы не повышать температуру
до точки плавления металлизированного слоя, в противном слу-
чае напайка будет недостаточно прочной.
Процесс пайки составного мипералоксрамического инструмен-
та на основе металлизации керамики является весьма трудоем-
ким и не обеспечивает стабильных результатов. Автором, настоя-
щей работы еще в 1953 г. были проведены исследования как при
резании стали 45, так и при статическом соединении в вакууме
минералоксрамического сплава ЦМ332 со сталью 18ХГТ. Харак-
терно, что начало адгезионного соединения сплава ЦМ332 со
сталью 18ХГТ имело место уже при Г = 650° С, р = 0,36 кГ!мм2,
i = 10 мин и вакууме 1 • 10-5 мм рт. ст. Однако падежное соеди-
нение было получено при температуре 1135° С.
Из рассмотрения зоны контакта видно, что сгаль глубоко внед-
рилась в поверхность мипералоксрамической пластинки, образо-
вав с ним прочное соединение. Кроме указанных экспериментов
непосредственного соединения керамики с металлами, применял-
ся способ нанесения на опорную поверхность минералокерамики
и гнезда державки инструмента краски (пасты) из смеси гидри-
да титана с нитролаком. Краску наносили кисточкой или пульве-
ризатором. После этого производился отжиг в вакууме или среде
водорода при температуре порядка 1000° С. В начале нагревания
гидрид титана диссоциирует и на керамике остается чистый ти-
тан. Чистые поверхности при последующем соединении в вакууме
прочно соединяются между собой. Испытания на разрыв по-
казывают, что это соединение оказывается прочнее самой ке-
рамики.
Из всего вышеизложенного видно, что вместо многоступенча-
той технологии можно, применяя одну операцию, получить меха-
нически прочные соединения керамики с металлами.
Сварка керамики с коваром. Для вакуумно-плотных узлов
приборов сверхвысокой частоты широко применяются сочетания
различных металлов с разнообразными по составу марками мине-
ральной керамики [64, 105].
В настоящее время в электровакуумной промышленности из-
готовление металлокерамических узлов осуществляется пайкой
обычно по многоступенчатой технологии (с помощью металлиза-
ции и гидридов активных металлов) или по одноступенчатой тех-
266
нологии (пайка активными припоями). Как показала статистика
за несколько лет, выход электровакуумных ламп из строя из-за
натекания составляет значительную часть от всего количества от-
бракованных ламп (при использовании молибденовой металлиза-
ции). Существенно меньше процент брака из-за натекания при
использовании райки припоями, в состав которых входят актив-
ные металлы, например титан.
В промышленности применяются металлокерамические соеди-
нения как согласованные (т. с. с близкими коэффициентами ли-
нейного расширения у обоих соединяемых металлов), так и не-
согласованные. Поэтому были проведены эксперименты по пайке
керамики различных марок с помощью титана. Определение
прочности спая производилось по термостойкости (т. е. по пре-
дельному количеству теплоемок циклов изменения температуры
от максимума до минимума).
Получение активных спаев при применении алюмооксидной
керамики часто затруднительно. Несмотря па высокую механиче-
скую прочность этой керамики, металлокерамические узлы теряли
вакуум весьма быстро из-за появления трещин в месте спая. Алю-
мооксидная керамика является одной из самых перспективных
для производства вакуумно-плотных узлов высокочастотных
ламп. Это связано с характерными физическими и технологиче-
скими свойствами алюмооксидов: низкими диэлектрическими по-
терями в широком интервале температур, высокой механической
прочностью, нулевой водопоглощасмостью, способностью проти-
востоять резким тепловым ударам, сравнительной простотой изго-
товления.
Обе технологии изготовления металлокерамических соедине-
ний имеют ряд недостатков:
1. Наличие припоя приводит в согласованных металлокерами-
ческих спаях к возникновению дополнительных механических на-
пряжений, снижающих надежность готовых узлов, особенно тор-
цовой конструкции.
2. При сочленении металлокерамического узла с электрова-
куумным прибором температура нагрева не должна превышать
температуру плавления припоев, так как в противном случае воз-
можно нарушение вакуумной плотности мест спая. Это обстоя-
тельство создаст в некоторых случаях определенные технологи-
ческие трудности в разработке ряда приборов.
3. При пайке в вакууме с помощью активных металлов на
керамике нередко наблюдается налет расплавленного припоя,
что значительно снижает диэлектрические свойства керамики.
4. Растворение металлизирующих слоев припоями часто при-
водит к нарушению вакуумной и механической прочности из-
делия .
5. Надежность металлокерамических узлов, полученных отме-
ченными способами, не всегда удовлетворяет предьяпленным
267
к пим требованиям с точки зрения термомеханических
свойств.
Все отмеченные недостатки требуют либо усовершенствова-
ния существующей технологии пайки керамики с металлами, либо
поисков таких принципиально новых способов сочленения, кото-
рые позволили бы устранить отмеченные недостатки.
Проводилась работа по вакуумно-плотному сочленению как
металлизированной, так и пемегаллизированнон керамики с ме-
таллами способом диффузионной сварки в вакууме. Опыты про-
водили в вакууме и водороде. Для проведения экспериментов по
сварке керамических материалов с металлами была выбрана ши-
роко применяемая в электровакуумной промышленности высоко-
глиноземистая керамика.
Керамические изделия формовались методом горячего литья
под давлением. После обжига они проходили шлифовку. При про-
ведении экспериментов по сварке металлов с металлизированной
керамикой последнюю сначала покрывали слоем мелкодисперс-
ных порошков тугоплавких металлов (смесью молибдена с мар-
ганцем). Упрочнение и закрепление па керамике порошков про-
изводилось в защитной среде при высоких температурах. С кера-
микой сваривался ковар Н29К18 как один из наиболее распро-
страненных материалов, применяемых в сочленениях металл —
керамика.
Металлические детали перед сваркой с целью удаления по-
верхностных окисных пленок подвергали травлению, а затем от-
жигу в среде водорода. Ковар отжигали при температуре 800е С.
После этого контактные поверхности зачищали металлической,
щеткой, а затем керамику и металл обезжиривали в спирте или
ацетоне. Образцы сваривали по торцовой поверхности. Критерия-
ми оценки сварных соединений являлись следующие параметры:
механическая прочность, термостойкость, вакуумная плотность.
Для определения механической прочности сочленения были
изготовлены керамические полые цилиндры с внешним диамет-
ром 13 мм, внутренним 2,5—3 лш и высотой 45 мм, сваренные
через металл попарно в торец. Испытания проводили на статиче-
ский изгиб по схеме четырех точек. Такие образцы позволяли
контролировать вакуумную плотность области сварки и опреде-
лять механическую прочность. Качество и надежность сварных
соединений определяли путем попеременного нагрева и охлаж-
дения образцов на воздухе. Детали нагревали в муфельной печи
при температуре 600° С. Образцы загружали в печь, выдержива-
ли в течение 15 мин, а затем охлаждали на воздухе. Вакуумную
плотность контролировали гелиевым течеискателем ПТЙ-6, ка-
чество сварки — с помощью микрошлифов.
Эксперименты по сварке металлизированной керамики с ме-
таллом в основном проводили в вакууме. На способность соеди-
няться предварительно металлизированных керамических мато-
268
риалов с металлами прежде всего влияет температура процесса
сварки, а затем уже удельное давление, продолжительность вы-
держки деталей в сжатом состоянии, а также качество обработ-
ки контактных поверхностей. Для определения оптимального зна-
чения температуры сварки и ее влияния на качество сварных
соединений была проведена серия экспериментов по сварке меди
с керамикой. Температура при этом менялась от 500 до 850° С.
Давление и продолжительность выдержки при максимальной
температуре оставались постоянными и были равны соответствен-
но 1 кГ!мм2 и 15 мин. Нагрев деталей до максимальной темпе-
ратуры и охлаждение произ-
водились со скоростью 10—15°
в минуту. При достижении
температуры около 200е С в
процессе охлаждения нагрузка
снималась и дальнейшее по-
нижение температуры происхо-
дило без дополнительного сжа-
тия свариваемых деталей.
Результаты экспериментов
приведены на рис. 156. Каж-
дая точка на всех графиках
соответствует среднему из че-
тырех-пяти измерений. 11ри
температуре 600—650° С со-
единения не происходит; повы-
шение температуры до 900° С
приводит к в а куу м по -п л отн о-
0 0,5 1,0 1,5 р кГ/мм?-
I-....L . ... J __________I_____I______I
0 5 10 15 20 251 мин
му, механически прочному со-
единению. Итак, для сварки
ковара температура должна
составлять 900—950° С. Для
сварки ковара с керамикой при
Рис. 156. Зависимость предела проч-
ности соединения от *емпературыг
давления и длительности выдержки
при диффузионной сварке керамики
температуре 900—950эС удельное давление должно быть по-
рядка 1,0—1,5 кГ/мм2.
Наряду с экспериментами по выявлению влияния температуры
нагрева деталей и удельного давления проводились исследования
зависимости качества полученного соединения от продолжитель-
ности выдержки образцов под давлением при максимальной тем-
пературе. Температура и удельное давление при этом были опти-
мальными. Продолжительность выдержки менялась о г 1 до
30 мин. Увеличение продолжительности выдержки образцов под
давлением при максимальной температуре свыше 15 мин прак-
тически не влияет на качество соединения. Сокращение выдержки
до 1—5 мин приводит к более прочному соединению.
Оптимальные значения основных технологических параметров
режима сварки металлизированной керамики с коваром следую-
269
щие: 7'= 900-н 950° С, р = 1,0 ч- 1,5 кГ/мм2, / = 10 ч-15
вакуум 1 • 10-4 1 -10-5 мм рт. ст.
При испытаниях на изгиб разрушение таких соединений про-
исходило по керамике. Механическая прочность таких соедине-
ний составляла более 3000 кГ/см2. Механическая прочность спаев
аналогичных конструкций, полученных с помощью припоев, со-
ставляла 1300—1500 кГ/см2. Испытания на термостойкость пока-
зали, что количество тсплосмсн, выдержанное сварными узлами,
вдвое больше, чем максимальное число теплосмен для паяных
узлов.
При сварке металлизированной керамики с металлами диф-
фузионным способом качество сварного соединения во многом за-
висит от качества металлизации керамики, которая, в свою оче-
редь, определяется различными технологическими факторами.
К числу этих факторов относятся среда, влажность, температура
камеры, в которой производится процесс вжигания, гранулометри-
ческий состав исходных порошков и др. В связи с тем, что многие
из этих параметров в настоящее время нельзя контролировать и
поддерживать с достаточной для практики точностью, то полу-
чать стабильное качество вжигания затруднительно. Устранение
процесса металлизации керамики должно повысить выход и на-
дежность металлокерамических узлов. С этой целью была прове-
дена также работа по сварке пеметаллизированной керамики
с металлом указанным способом.
Эксперименты проводили в водороде и вакууме по той же
методике и на том же оборудовании, что и при изучении процес-
сов сварки металлизированной керамики с металлами. Точка
росы водорода изменялась в пределах от 4-20 до —35°. Вакуум
1 • 10-4 н- I • Ю-5 мм рт. ст. На качество сварного соединения, как
и в случае металлизированной керамики, существенное влияние
оказывают температура нагрева сочленяемых деталей, величина
удельного давления, продолжительность выдержки образцов при
максимальной температуре, а также, среда и качество обработки
поверхностей.
Ковар сваривается как в вакууме, так и в водороде.
Керамика с. более тонкой шлифовкой сваривается лучше, чем
керамика с грубой шлифовкой. Например, образцы, шлифован-
ные карбидом бора № 320, имеют большую механическую проч-
ность, чем образцы, пошлифованные более грубым порошком
№ 100. Разрушение образцов в первом случае происходило по-
керамике, а во втором по границе контакта. С увеличением каче-
ства обработки керамики соединение улучшается, очевидно, воз-
растает контакт между металлом и керамикой, прочность соеди-
нения повышается.
При просмотре микрошлифов в керамике, отчетливо видна
переходная область, что свидетельствует о наличии прочного
270
сцепления свариваемых деталей. Полученные соединения кера-
мики с коваром имели прочность 1000 кГ/см2.
На рис. 157 представлены вакуумно-плотные металлокерами-
ческие узлы торцовой конструкции, сваренные диффузионной
сваркой. Для каждого из узлов была использована неметалли-
зированпая керамика. Аналогичные узлы получены рассматривае-
мым методом и на основе металлизированной керамики.
Из всего сказанного можно сделать следующие выводы. Впер-
вые были получены надежные вакуумно-плотные и механически
прочные соединения, выполненные диффузионной сваркой, как
Рис. 157. Вакуумно-плотные узлы торцовой конструкции керамики
металлизированной, так и неметаллизированной керамики с ме-
таллами. На качество сварных соединений оказывает большое
влияние температура нагрева деталей, удельное давление, про-
должительность выдержки изделия при максимальной темпера-
туре, а также качество обработки сочленяемых поверхностей.
Механическая прочность металлокерамических образцов, полу-
ченных новым способом, более чем в 1,5 раза превышает проч-
ность образцов, полученных по существующей в настоящее время
технологии, т. с. с помощью припоев. Полученные узлы позво-
ляют повысить термомеханическую надежность, а также темпе-
ратуру обезгаживания электровакуумных приборов.
Сварка керамики с медью. Для сварки алюмооксидной кера-
мики с медью Ml применяли металлизированную и неметалли-
зированную керамику. Согласно многочисленным исследованиям,
в случае применения металлизации наилучшие результаты полу-
чаются при молибдено-марганцевом слое покрытия. Поэтому для
металлизации была выбрана молибдено-марганцевая смесь (на
271
нее гальванически наносили слой никеля, упрочнявшийся затем
в водороде при 1000°С). Эксперименты производились в вакууме
и в водороде. 1Медь перед сваркой протравливали, затем отжига-
ли в среде водорода при температуре 600° С. После зачистки
стальной щеткой детали обезжиривали спиртом.
Сварные соединения испытывали на разрыв, термостойкость
и вакуумную плотность. Образцы для механических испытаний
изготовляли такие же, как при сварке керамики с коваром. Ва-
куумную плотность контролировали тсчеискателем ПТИ-6. По
микрошлифам делали заключение о качестве провара.
При температурах ниже 600° С керамика с медью вообще не
соединяется, повышение же температуры свыше 600 до 650° С
обеспечивает механически прочные вакуумно-плотные соедине-
ния. При достижении температуры порядка 850—900° С и выше
механическая прочность образцов практически остается постоян-
ной, однако при этом наблюдается заметная деформация меди,
что свидетельствует о нецелесообразности использования таких
температур для сварки медь — керамика.
В процессе исследования зависимости прочности сварного сое-
динения металлизированной керамики с медью от величины
удельного давления при сварке температура и продолжительность
выдержки оставались постоянными и были равны 850° С и
15 мин. Удельные давления меняли от 0,5 до 2 кТ/лш2. На осно-
вании полученных данных можно полагать, что для сварки меди
с металлизированной керамикой-температура нагрева деталей
должна быть порядка 750—850D С. Механическая прочность свар-
ных соединений с увеличением удельного давления практически
не меняется. Оптимальное давление для сварки меди 0,5 -
0,75 кГ/мм2. Оптимальные режимы диффузионной сварки меди
с керамикой следующие: Т = 750 ч-800° С, р = 2 ч- 5 кГ/см2, ва-
куум 1 - 10-4 •- 1 • 10~5 мм рт. ст.
Минимальный предел прочности соединений, выполненных
диффузионной сваркой, был равен 2500 кГ/см2, что вдвое выше
прочности на разрыв аналогичных паяных узлов. При изгибе раз-
рушение происходило по керамике. Испытания сварных соедине-
ний на термостойкость также дали положительные результаты.
Так, керамические цилиндры диаметром 40 и 50 мм, сваренные
с медью толщиной 0,5 мм, выдерживали 10 теплосмен. Такие же
узлы, полученные с помощью пайки, выдерживали без нарушения
вакуумной плотности 5—6 теплосмен. Нагрев таких узлов до тем-
пературы 900° С в режиме пайки керамики с металлами нс нару-
шал их вакуумной плотности. Это обстоятельство свидетельствует
о том, что их можно запаивать в прибор припоями с более высо-
кой температурой плавления.
Покрытие молибденово-марганцевым слоем никеля при свар-
ке металлизированной керамики с металлами диффузионным спо-
собом является не обязательным. Прочность образцов, получен-
272
ных без никеля, практически не отличается от прочности образ-
цов, полученных с никелем. Ликвидация второго слоя значительно
упрощает технологию металлизации керамики. Сварка кера-
мики с металлами в водороде дает приблизительно такие же
результаты, как и в вакууме.
Имеющиеся результаты сравнительной оценки основных спо-
собов металлизации показывают, что механическая прочность ме-
таллокерамических соединений практически не зависит от спо-
соба металлизации и в основном определяется технологией изго-
товления узла. Вид излома характеризует не механическую
прочность соединения, а скорее всего дает относительную проч-
ность места контакта и граничащей с ним зоны керамики, зна-
чительно ослабленной внутренними напряжениями, возникающи-
ми при пайке металлокерамических узлов. Механическая
прочность спаев возрастает с уменьшением толщины слоя метал-
лизирующего покрытия, что доказано целым рядом исследований.
Преимущество диффузионной сварки заключается в том, что
опа позволяет вообще обойтись без металлизирующего слоя.
Диффузионной сваркой керамики с медью в водороде можно
создавать надежные, термостойкие, плотные, вибропрочные сое-
динения. Ориентировочные режимы сварки керамики с медью в
водороде: Т = 850-4-900° С, р = 0,7 -ь 0,8 кГ/мм2, t = 10-ь 15 мин.
Механическая прочность сварных соединений керамики
с медью на изгиб равна 2000—2300 кГ!мм2. Такие же результаты
могут быть получены при сварке медно-керамических узлов в ва-
кууме. Необходимо принять во внимание, что металлизация ми-
неральной керамики требует специальных высокотемпературных
печей с контролируемой газовой средой и температурой. Острый
недостаток таких печей тормозит сейчас широкое производство
металлокерамических узлов на основе алюмооксидов, исключи-
тельно необходимых для новых электровакуумных приборов.
К тому же диффузионная сварка в связи с относительной высо-
кой температурой процесса в разреженной атмосфере приводит
к наибольшей дегазации арматуры ламп и дополнительному акти-
вированию катода. Это повышает рабочие характеристики элек-
тровакуумных приборов.
Применение диффузионной сварки позволяет в широких мас-
штабах заменить наиболее распросграненную многоступенчатую
технологию более надежной одноступенчатой. Применение новей-
ших материалов с чрезвычайно высокими диэлектрическими и
термомсханпческими свойствами в сочетании с прогрессивной
технологией, основанной на диффузионном способе сварке, позво-
ляет решать, как показывает практика, новые принципиальные
задачи по конструированию электровакуумных приборов.
Сварка ковара со стеклом. В гидравлических и электрогич-
равличсских агрегатах управления применяют герметичные вво-
ды электропитания от основного источника к электромагнитному
[8 Заказ 1355
реле, расположенному в гидравлической камере изделия. От ка-
чества этого узла зависит точность работы агрегата в тяжелых
условиях эксплуатации [40, 62, 64].
Гермоввод старой конструкции представляет собой стальной
корпус с отверстиями, в которые вставлены конические резино-
вые пробки с протянутыми через них электрическими проводами.
Такая конструкция гермоввода сложна в сборке и регулировке,
не обеспечивает необходимой точности работы изделия и не отве-
чает требованиям по герметичности.
Для увеличения надежности в эксплуатации выпускаемых из-
делий была проведена следующая работа. Созданы новые кон-
Рис. 158. Гермовводы, полученные диффузионной сваркой
в вакууме
струкции герметичных электрических вводов, представляющих
собой стеклометаллические сварные узлы, в которых электропро-
водниками служат металлические контакты, заваренные в туго-
плавкое стерло (рис. 158).
Проведена экспериментальная работа по подбору стекломе-
таллической пары: тугоплавкое стекло ЗС5К и никель-кобальто-
вый сплав — ковар (50% Fe, 18% Со, 29% Ni) с близкими коэф-
фициентами линейного расширения (5*10-6), для того чтобы в
процессе остывания стеклометаллические узлы не разрушались
под действием внутренних напряжений.
Разработан и внедрен в производство процесс точной штам-
повки корпуса гермоввода из ковара с безокислитсльным нагре-
вом заготовок под штамповку при температуре 1200° С в газовой
печи с защитной атмосферой. Разработан и внедрен в серийное
производство новый технологический процесс диффузионной свар-
ки в вакууме стеклометаллических узлов в вакуумных печах. Это
позволило освоить изготовление новых гермовводов, обеспечиваю-
щих полную герметичность и надежную эксплуатацию изделий
в условиях высокого нагрева (до 200° С) и глубокого охлажде-
ния (до —60° С) при давлении рабочей жидкости 50 кГ/см2.
274
Сопротивление изоляции — стекло гермовводов является абсо-
лютно надежным при относительной влажности до 98% под на-
пряжением постоянного тока до 500 /?. Стеклянная изоляция вы-
держивает перекрытие на пробой напряжением 500 в переменно-
го тока промышленной частоты (50 гц) при мощности 0,5 кет.
Разработаны конструкции установки для создания вакуума
1 • 10~2 мм рт. ст., вакуумных электрических печей для диффу-
зионной сварки ковара со стеклом, а также испытательные
стенды.
Таким образом, новый гермоввод представляет собой сварной
узел из сплава II29K18 со стеклом ЗС5К. Ковар обладает высо-
кими антикоррозионными свойствами и хорошей свариваемостью.
Стекло ЗС5К или ЗС8 обладает хорошими диэлектрическими
свойствами и высокой термос тонкостью.
Стеклометаллический гермоввод состоит из следующих дета-
лей: корпус с отверстиями, контакты, стекло. Технологический
процесс изготовления термов в ода прост, но необходима большая
тщательность сборки и чистота. Перед сваркой с поверхности
корпуса, стола и контактов удаляют различные загрязнения
(промывание в бензине, обезжиривание и химическое декаци-
рование).
Корпусы и контакты с целью дегазации подвергают вакуум-
ному отжигу в специальных высокотемпературных вакуумных пе-
чах. Печи обеспечивают хорошую герметичность и оборудованы
вакуумным насосом РВЫ-20. Отжиг производится при температу-
ре 950—1000° С, выдержке 40—50 мин и вакууме 1 -102 мм рт. ст.
Вакуум поддерживается при охлаждении печи после отжига и
снимается при 1000° С.
Сборка и сварка гермовводов производятся в графитовых фор-
мах. Для изготовления их применяется антифрикционный гра-
фит Е, РВ и АР В. Графит этих марок обладает достаточно вы-
сокой жаростойкостью и минимальной загазованностью. Это обес-
печивает получение герметичных стсклометаллическнх сварных
узлов строгой геометрической формы. Графитовые формы, так же
как и арматуру, в целях дегазации предварительно отжигают в -
электропечах в течение 5--10 мин при 800° С с последующим
охлаждением на воздухе.
Сварка гермоввода производится следующим образом. В гра-
фитовые формы встав ляют корпус и контакты, на контакты наде-
вают стеклянные трубки, оставшееся пространство засыпают
крошкой до строго определенной навески. Набор форм устанав-
ливают в специа льное приспособление и загружают в предвари-
тельно разогретую печь. Печь нагревается до рабочей гем пера-
туры 950—980° С при непрерывной работе вакуумного насоса
(вакуум достигается порядка 1-10 2 мм рт. ст.). При загрузке
форм вакуум снимается, а температура печи падает до 700—
800°С. После загрузки и герметичного закрытия крышки вновь
18* 275
включается вакуумный насос, который работает до момента до-
стижения температуры 950—980° С, после чего отключается. Глу-
бокий вакуум в период сварки нарушает геометрические формы
гермовводов. Выдержка при рабочей температуре в течение
30 мин. Затем сваренные гермовводы охлаждаются вместе с
печью до комнатной температуры.
В результате микроисследования травленых микрошлпфов
в местах спая стекла с коваром установлено, что резкой границы
раздела между стеклом и металлом не наблюдается. Этот факт
свидетельствует о том, что процесс сварки в данном случае яв-
ляется диффузионным. При этом наиболее вероятно, что проис-
ходит взаимная диффузия кремния и никеля, так как в интер-
вале температур сварки 980 1000е С коэффициент диффузии
кремния в железо возрастает до максимальной величины. Ско-
рость диффузии никеля при содержании его более 25% в нике-
левых сплавах резко увеличивается в данном интервале темпе-
ратур.
Наличие диффузионных процессов при сварке обеспечивает
прочность спая стекла с железо-никель-кобальтовым сплавом.
Готовые гермовводы подвергаются испытаниям на герметичность,
сопротивление и пробой изоляции. Проверка на герметичность
производится па специальном стенде при давлении 50 кГ/см2 и
в интервале температур —60 1-180.
Проверка на сопротивление изоляции при нормальной темпе-
ратуре и относительной влажности 95—98% осуществляется при
помощи индукционного мегометра с напряжением постоянного
тока 500 в. Гермоввод в собранном виде, т. с. с припаянными
электропроводами и вставленный в корпус, проверяется па про-
бой изоляции напряжением 500 в переменного тока с частотой
50 гц при мощности 0,5 кеа.
Многократные длительные серийные испытания и результаты
эксплуатации агрегатов управления со стеклометаллическими
гермовводами, сваренными методом диффузионной сварки в ва-
куумных печах, показали их полную эксплуатационную надеж-
ность.
Сварка вакуумной керамики с металлами* В электронной тех-
нике все более широкое применение находят различные керами-
ческие материалы. Одной из наиболее сложных проблем исполь-
зования керамики является трудность ее доброкачественного сое-
динения с металлами. В настоящее время эта проблема решается
с помощью пайки твердыми припоями, которая предусматривает
предварительную металлизацию керамики в среде водорода, или
пайки с использованием активных металлов. Однако любой тех-
нологический процесс, связанный с использованием восстанови-
тельной атмосферы (водорода), ввиду наличия в составе полу-
проводниковой керамики легко восстанавливаемых окислов ис-
ключается [123, 136].
276
Целью настоящей работы явилось исследование возможно-
стей диффузионной сварки в вакууме полупроводниковых кера-
мик с металлами и осуществление на основе этого сварки кон-
кретных деталей — металлических контактов с керамическими со-
противлениями.
Исследовались белая керамика на основе ZnO — TiO2 и чер-
ная на основе часовъярской глины с кремнием и карбидом крем-
ния. Отработка оптимальных режимов сварки белой и черной ке-
рамики с металлами была выполнена на сварочной диффузионной
установке типа СДВУ. Образцы в форме цилиндриков диаметром
18 мм и высотой 5 мм перед сваркой помещали в специальное
приспособление. Для механических испытаний сваривали три ке-
рамических образца, между которыми прокладывали металличе-
скую фольгу.
В ходе экспериментов было исследовано влияние температуры
сварки, давления на свариваемые поверхности и продолжитель-
ности сварки на прочность соединения. При сварке керамики на
основе ZnO — ТЮ2 с титаном ВТ1-1 изменялись температура,
давление на свариваемые поверхности и продолжительность свар-
ки, остаточное давление было постоянным (1-Ю"3 мм рт. ст.).
В интервале температур 600—1000' С при давлениях на свари-
ваемые поверхности 0,5; 1,0; 1,5 кГ/мм2 и продолжительности
сварки 5, 15, 30 мин соединение между керамикой и титаном не
образовывалось. В то же время, начиная с температуры 900° С,
наблюдалось значительное изменение свойств керамики, внешним
признаком которого являлось ее почернение.
Таким образом, получить соединение, сваривая керамику на
основе ZnO —TiO2 с титаном, не удалось. Поэтому возникла не-
обходимость предварительной металлизации керамики. Была
учтена способность к частичному восстановлению окислов
ZnO — Т1О2 в восстановительной атмосфере и даже в вакууме
при высокой температуре. Металлизацию проводили методом хи-
мического восстановления никеля из растворов его солей гипофос-
фитом.
Технология химического никелирования керамики заключает-
ся в следующем. Предварительно обезжиренную керамику обра-
батывают в растворе хлористого палладия, после чего высуши-
вают и погружают в раствор, содержащий 15—20 г/л хлористого
никеля, 20—25 г/л гипофосфита, 60—80 г/л пирофосфорнокислого
натрия и аммиак. В этом растворе никель восстанавливается на
поверхности керамики до металла. Процесс протекает при тем-
пературе 90—95° С со скоростью 12—15 мкм/ч. Толщина нанесен-
ного слоя никеля 8 -10 мкм. Титановую фольгу перед сваркой
обезжиривали органическим растворителем и декапировали в
растворе соляной кислоты.
Влияние температуры сварки, давления на свариваемые по-
верхности и продолжительности сварки на прочность соединений
277
химически никелированной керамики с титаном определяли в ин-
тервале температур 600—800° С. При более низкой температуре
сварки не происходило, при более высокой — изменялись свой-
ства керамики.
При давлении на свариваемые поверхности 0,5 кГ/мм2 в те-
чение 5 мин, температуре до 700° С прочность соединения не пре-
вышала 1 кГ/мм2. Повышение температуры до 750° С приводило
к резкому увеличению прочности соединения до 6,75 кГ1мм2. По-
вышение температуры до 800° С практически мало влияло на уве-
личение прочности соединения. Это, вероятно, можно объяснить
тем, что при температуре 750—800° С образуется достаточно про-
стое соединение титана с никелем, нанесенным на керамику, и
его прочность обусловливается прочностью сцепления никеля
с керамикой.
Увеличение давления на свариваемые поверхности до 1,0—
1,5 кГ/мм2 увеличивает прочность соединения при более низкой
температуре, и кривые прочности имеют более крутой подъем.
Однако максимальная прочность достигается при температуре
750—800° С, так же как при давлении на свариваемые поверхно-
сти 0,5 кГ!мм2.
Увеличение продолжительности сварки до 15 мин позволяет
получить прочное соединение при более низкой температуре. На-
пример. при давлении на свариваемые поверхности 1,0—
1,5 кГ/мм2 прочность соединения 7,0—7,5 кГ!мм2 достигается при
температуре 700° С. При продолжительности сварки 30 мин проч-
ность соединения 7,0—8,0 кГ/мм2 достигается при температуре
700е С при всех значениях давления на свариваемые поверхности
(рис. 159). Наблюдаемые при разрушении вырывы керамики
почти по всей поверхности свидетельствуют о том, что прочность
соединения достигает прочности самой керамики.
Таким образом, наибольшее влияние па прочность соедине-
ния оказывает температура. Давление сказывается на прочности
соединения при температурах, нс являющихся оптимальными, при
оптимальных температурах его влияние незначительно. Увеличе-
ние продолжительности сварки позволяет снизить оптимальную
температуру сварки, что особенно важно при соединении металла
с керамикой, имеющей определенные электрические свой-
ства.
Подобные зависимости прочности от параметров режима свар-
ки были получены при сварке химически никелированной кера-
мики на основе ZnO — ТЮ2 с нихромом Х20Н80. В отличие от
белой керамики черная сваривалась без предварительной метал-
лизации. При сварке черной керамики со сталью 0Х18Н9 наибо-
лее прочнее соединение получено при температуре 750—800° С.
Однако в этом интервале температур соединение происходило не
по всей свариваемой поверхности, в результате чего при испы-
тании наблюдались лишь отдельные вырывы керамики. Дальней-
278
шее увеличение температуры сварки приводило к изменению
свойств самой керамики, к ее охрупчиванию.
При небольших удельных давлениях на свариваемые поверх-
ности (0,3 кГ/мм2) керамика со сталью 0X18119 не соединялась.
Соединение, образованное при давлении 0,5 кГ/мм2, разрушалось
при небольшом усилии. Более прочное соединение получено при
давлении 1,5 кГ!мм2, но в процессе сварки в ряде случаев образ-
Рис. 159. Зависимость проч-
ности при срезе соединения
керамики с титаном ВТ1-1
от температуры сварки и
времени сварки:
а — 5 мин; б — 15 мин; в —
30 мин; давление на сваривае-
мые поверхности: 1 — 1.5 кПмм7;
2 — 1 КГ}ММ£; 3 — 0,5 К,Г{ММ?
цы растрескивались. Лучшие результаты получены при давлении
на свариваемые поверхности 0,75—-1,0 кГ/мм2.
При соединении черной керамики с титаном ВТ1-1 оптималь-
ная температура 800е С. Образцы, сваренные при этой темпера-
туре, разрушались по керамике, причем ее слой оставался на ме-
талле по всей поверхности соединения. При температуре сварки
ниже 800° С разрушение также происходило по керамике, но на
металле оставались лишь отдельные вырывы керамики. Давления
на свариваемые поверхности 0,3 и 0,5 кГ/мм2 при данном соче-
279
танин не оиссисчивали прочного соединения и при отрыве такие
образцы, как правило, разрушались по месту соединения. Опти-
мальным являлось давление 1 кГ/мм2.
При соединении черной керамики с нихромом Х20П80 опти-
мальной оказалась температура 850° С. Хорошее соединение по-
лучено и при температуре 800° С. Однако в первом случае при
разрушении соединения наблюдается оставшийся слой керамики
по всей поверхности, во втором — слой с отдельными вырывами.
Влияние давления на свариваемые поверхности при сварке
черной керамики с нихромом Х20Н80 аналогично описанному вы-
ше, с той разницей, что при давлении 0,75 кГ/мм2 соединение ме-
нее прочно
Продолжительность сварки существенно влияла на прочность
сварного соединения при сварке черной керамики с металлами.
Для всех трех сочетаний наблюдалась одинаковая картина: с уве-
личением продолжительности сварки качество сварного соедине-
ния повышалось. Если соединение, сваренное за 5 мин. не было
прочным, то при выдержке 10 мин наблюдались лишь отдельные
нспроваренные места. Для получения соединения необходимого
качества продолжительность сварки 15 мин достаточна, дальней-
шее увеличение продолжительности сварки не повышало каче-
ства соединения, а лишь удлиняло процесс. Таким образом, для
трех сочетаний черной керамики с металлами оптимальные тем-
пературы сварки 750—85O'J С.
Существенное влияние на прочность сварного соединения ока-
зывает давление. Его оптимальные значения находятся в преде-
лах 0,75—'1 кГ/мм2. При сварке керамики со сталью 0X1(8119 до-
статочно прочное соединение не было получено. Более качествен-
ные соединения были образованы при сварке керамики с
титановым сплавом ВТ 1-1 нихромом Х20Н80.
Результаты проведенных исследований дали возможность пе-
рейти к сварке конкретных деталей. Они имели форму полы.х ци-
линдров. Металлические контакты приваривали к ним с обоих
торцов. К деталям из черной керамики контакты приваривали
непосредственно, торцы деталей из белой керамики предвари-
тельно никелировали. Поверхности, не подлежащие никелирова-
нию, изолировали лаком, который после нанесения покрытия сни-
мали в ацетоне. Сварку производили в специальных приспособ-
лениях из стали Х18Н9Т. После изготовления детали отжигали
во влажном водороде при температуре 900—1000° С с целью по-
лучения на поверхности термостойкой пленки окиси хрома. На-
личие такой пленки исключало слипание свариваемых деталей
с приспособлением. Чтобы не происходило слипания между дета-
лями в процессе сварки, в качестве прокладок использовали
обезвоженную слюду.
Исследования влияния выдержки в вакуумной камере на со-
противление черной керамики при различных температурах
280
(рис. 160) показало, что сопротивление остается постоянным пос-
ле нагрева вплоть до 500е С независимо от продолжительности
выдержки. Дальнейшее повышение температуры до 600° С при-
водит к уменьшению сопротивления, так что после пятиминутной
выдержки оно составляет около 78% от исходного. Увеличение
продолжительности выдержки при заданной температуре не вы-
зывает дальнейшего падения сопротивления. После нагрева до
700° С измененное сопротивление составляет менее 50% от исход-
ного. Повышение температуры нагрева еще на 100° (до 800е С)
приводит к резкому падению сопро-
тивления (измененное сопро гивле-
ние около 1% от исходного). Падение
сопротивления объясняется измене-
ниями, происходящими в поверхно-
стном слое керамики. Сопротивле-
ние может быть восстановлено до
первоначального значения путем
удаления поверхностного слоя.
Сварка графита с металлами.
Благодаря высокой прочности меж-
атомной связи графит является
наиболее стойким материалом по
отношению к действию высоких
температур, поэтому он стал весь-
ма широко применяться как кон-
струкционный материал. Металло-
графический анализ показал, что
соединение электронного графита
при помощи диффузионной сварки
принципиально возможно. Правиль-
но выбранные прокладки имеют
низкую вязкость при температуре
Рис. 160. Зависимость сопротив-
ления керамики от выдержки в
вакуумной камере при различ-
ной температуре
сварки и хорошо заполняют макро- и микропоры, прилегающие
к шву. Такое растекание промежуточной прокладки в период
сварки по порам увеличивает площадь контакта прокладки с
графитом и повышает механическую прочность сварного сое-
динения.
Метод диффузионной сварки применен для сварки графита с
углеродистыми и нержавеющими сталями, титановыми сплавами,
молибденом и ниобием. В работе основное внимание уделялось
вопросам сварки нержавеющей стали Х18Н10Т с графитом. Эта
сталь и графит очень резко отличаются по коэффициентам тер-
мического расширения, использование припоев усложняет техно-
логию и снижает механическую прочность сварного соединения
при высоких температурах. Технология сварки стали XI81II ОТ
с графитом ЗОПГ и 50ПГ разрабатывали на цилиндрических об-
разцах. соединение происходило на торцовых поверхностях. Сжи-
281
мающие усилия составляли 0,1—0,2 кГ/мм2. Температура сварки
1250—1300° С контролировалась термопарой, которая приварива-
лась к металлической части образца с углублением в несколько
миллиметров. При этой температуре в результате реактивной
диффузии углерода в металл образуется переходная зона, являю-
щаяся раствором углерода в металле* За время выдержки при
температуре сварки (5 мин) она успевает проникнуть в графит
на глубину до 10 мм, при этом в графите заполняются поры и
он упрочняется в зоне сварки.
Сварку стали Х18Н10Т с графитом можно 1 производить на
воздухе, но при этом происходит очень интенсивное окисление
металлической детали вне зоны взаимодействия ее с графитом,
поэтому желательно применять защитную среду из инертных га-
зов. При остывании сварного образца от температуры сварки до
комнатной происходит термическое сокращение каждого из ма-
териалов на величину
Д£ = а£0Д7\
При равных Lq и Д7 у сварного образца Д£ определяется ко-
эффициентом термического расширения материала а. Для стали
Х18Н10Т а= 18-106, для графита а—(4-^6) 10~6, следователь-
но, стальная часть образца сокращается в несколько раз сильнее,
чем графитовая. Развивающиеся при этом напряжения в сварном
соединении релаксируют при температуре выше 900° С, ниже этой
температуры процесс релаксации практически прекращается.
Прочность графита но сравнению с прочностью стали при низ-
ких температурах сравнительно невелика, напряжения носят
ярко выраженный скалывающий характер и графитовая часть
образца откалывается от металлической. Это происходит при тем-
пературе 100—200 С.
Можно рассчитать, какая должна быть разница между коэф-
фициентами термического расширения графита и свариваемого
с ним металла, чтобы образец в процессе остывания не разрушил-
ся. Будем исходить из того, что разрушению графита предшест-
вует упругая деформация, определяемая модулем Юнга и проч-
ностью в данном случае па сжатие, и образец остывает от тем-
пературы сварки до комнатной. Возникающая при этом
относительная деформация е определяется по формуле
е -- АТ Да.
Из закона Гука е =
—с , где Е — модуль Юнга.
Да — —— = сж~
Е\Т
Для графита ЗОПГ Да = 4-10-6; для 50ПГ \а = 5-10~6. Раз-
ница в коэффициентах термического расширения стали X18II10T
и графита названных марок намного больше этих величин.
282
Возникшие трудности при сварке цилиндрических образцов
объясняются прежде всего их конфигурацией и сравнительно лег-
ко могут быть преодолены, если свариваемым деталям придать
такую форму, когда графитовая часть охватывается металличе-
ской. При этом графит будет работать в условиях, приближаю-
щихся к условиям всестороннего сжатия. Эти условия выполня-
ются в конструкции цапфы диаметром 60 мм, которая рассчи-
тана таким образом, чтобы выдержать определенный крутящий
момент при температуре 900° С и сжимать графитовую часть об-
разца с усилием, не превышающим предел прочности графита на
сжатие.
Была сварена серия образцов для испытания на предел проч-
ности при кручении при температуре 900° С и комнатной. Испы-
тания образцов проводились на моментной машине до разруше-
ния. При комнатной температуре разрушение происходило по
графиту и прочность образца определялась его прочностью.
В среднем предельный крутящий момент составил 37 кгм.
Испытания образцов при температуре 900°С проводили на
этой же машине. На неподвижный захват машины устанавливали
печь, внутри которой был размещен образец. Температура ме-
талла и графита была одинакова, что контролировалось термо-
парами. Сварная зона образца полностью прогревалась. К испы-
таниям при температуре 900' С допускались лишь тс образцы, ко-
торые при комнатной температуре выдержали нагружение до
30 кГм. В среднем образцы при температуре 900° С выдерживали
нагружение 22 кгм. Разрушение происходило по графику вблизи
линии сплавления.
Основной причиной понижения прочности образцов при 900° С
является, очевидно, снижение прочности эвтектической состав-
ляющей сварного соединения вследствие близости температуры
испытаний к точке плавления эвтектики. Прочность этих образ-
цов представляется возможным повысить за счет более разви-
той поверхности соприкосновения между металлической и графи-
товой деталями.
Молибден и ниобий сваривали с графитом в защитной среде
инертных газов. В месте контакта соединяемых материалов при
температуре сварки в результате реактивной диффузии углерода
в металл образуется слой карбида. Подобный слой образуется в
при сварке ниобия с графитом. Карбид молибдена очень хруп-
кий, и поэтому образовавшееся соединение легко разрушается
по карбиду молибдена. Образующийся при сварке карбид ниобия
плохо схватывается с графитом, и сварной образец обладает
очень низкой прочностью. Плохое схватывание карбида ниобия
с графитом, возможно, является следствием плохой защитной сре-
ды из технических инертных газов.
Весь опыт сварки графита с металлами и сплавами свидетель-
ствует о том, что прочное соединение свариваемых материалов
283
образуется тогда, когда металл проникает в графит. Это происхо-
дит, очевидно, вследствие капиллярного .эффекта, поскольку об-
разующаяся в результате плавления эвтектики жидкость хорошо
смачивает графит. При сварке графита с металлом этот механизм
возможен только тогда, когда температура плавления эвтектики
ниже температуры плавления металла’ Молибден и ниобий обра-
зуют эвтектики, температура плавления которых гораздо выше
температуры плавления металла.
Для соединения графита с молибденом и ниобием был опро-
бован метод сварки этих материалов с использованием промежу-
точного слоя из смеси порошкообразных хрома (80% вес.) и ни-
келя (20% вес.). Из этих компонентов наиболее тугоплавкую
эвтектику образует хром. При температуре сварки образуется
сложная эвтектика карбида .хрома, она проникает в графит на
значительную глубину и вдобавок хорошо смачивает молибден
и ниобий. Полученное таким способом соединение обладает хоро-
шей механической прочностью.
По описанной методике было сварено несколько цилиндриче-
ских образцов диаметром 60 мм. Сварка производилась по торцо-
вой поверхности диаметром 40 мм в защитной среде инертных
газов.' Температура сварки 1700е С ± 50°. Сжимающее усилие
0.1 кГ/мм2. Толщина слоя порошка из хрома и никеля 1 льк Про-
должительность выдержки при температуре сварки до 5 мин. Эти
образцы испытывали для определения их предела прочности при
кручении при комнатной температуре.
Стали типа XI7, титан и его сплавы хорошо свариваются
с графитом. Метод сварки такой же, как и для стали Х18Ш0Т.
По эти материалы имеют коэффициент термического расширения
значительно ниже, чем у стали XI81II ОТ, что позволяет применять
их в изделиях, где сварка происходит по плоской поверхности.
Температура сварки графита в зависимости от марки проме-
жуточной прокладки колебалась от 1200 до 2650° С, выдержка
30 мин, давление при сварке 1,7 кГ/мм2, вакуум 4-10-5 мм рт. ст.
В настоящее время отработана технология сварки графита
марки ЗОГП и 50ГП со сталью Х18Н10Т. сталью типа Х17. тита-
Таблиц а 37
Свариваемый материал г в °C f в мин р в кГ/мм2 Вакуум в pm. cm. Подгото bi; а поверхности
ВЗК + 1Х18Н9Т 1300 5—10 2 5-Ю-4 Протирка ацетоном или спиртом
ЗС5К + Н29К18 980 30 1 •! о-2 Промывка в бензине, обезжиривание и химиче- ское декапирование
ВК8 Ч- У8 Т15К6 4- сталь 45 1200 15 5 1 10“4 Обработка строганием, обезжиривание апетопом
284
Таблица 38
Сна ри н<] см ые v л тс р и а л ы Сталь 4 5 X1 кнот 1 и 1 а н и •ре* С 1 и "Z.I £0 1 T15KG ВК6 ] 8 X Г1 сс >> о !?1 JJ -п о
Минер а льни а керамика Керамика ЦМ-332 Керамика Си гал Стекло Кварцевое сюкло 1

1 "Г । +
1
Mei ал, юкерамика ВК8 Т15К6 Т30К4 Т5К10 В Кб ФМК-8 ФМК-И ФМК-845 -И 1 1 -|- 1 L J 1 “Г
ном и его сплавами. Оптимальные режимы диффузионной сварки
неметаллических материалов с металлами показаны в табл. 37.
В табл. 38 приведены данные по свариваемости керамических и
металлокерамических материалов между собой и с металлами.
Результаты проведенных исследований по сварке керамики с ме-
таллами послужили основой при разработке ряда приборов и
устройств.
Глава IX. СВАРКА МЕТАЛЛОКЕРАМИКИ
С МЕТАЛЛАМИ
Детали и узлы из металлокерамических материалов находят
широкое применение в приборостроении, авиационной про-
мышленности, в химическом, энергетическом машиностроении и
других отраслях промышленности. Эти материалы работают в
самых разнородных условиях и средах и поэтому к ним предъ-
являются особые требования [б, 12, 45, 60, 74, 85, 87, 90, 111, 126,
127, 136].
С помощью диффузионной сварки отработаны технологии
соединения большого числа композиций материалов, деталей,
узлов и изделий.
Сварка составных инструментов. Инструментальная промыш-
ленность освоила широкую номенклатуру современных режу-
щих инструментов, значительно увеличился выпуск высокопро-
изводительных твердосплавных инструментов.
Однако, как показывает опыт эксплуатации твердосплавного
режущего инструмента на ряде металлообрабатывающих заво-
дов, большинство режущего инструмента выходит из строя из-за
поломок, трещин и плохой пайки. Следовательно, при изготов-
лении резцов, оснащенных пластинами из твердых сплавов, осо-
бого внимания заслуживают способы пайки и сварки.
В настоящее время существует много способов припайки
пластин твердого сплава к державкам из стали. Каждый из них
имеет свои преимущества. И все же нельзя считать окончатель-
но разрешенной проблему соединения твердых сплавов со ста-
лями, так как все известные способы пайки имеют определенные
недостатки, сильно сказывающиеся на прочности соединения, а
следовательно, и на долговечности инструмента. Кроме того,
при каждом из этих способов пайки требуется флюс и припои.
После пайки выполняется очень трудоемкая операция — очист-
ка от окалины. Почти при всех видах пайки твердый сплав окис-
ляется.
Диффузионная сварка с применением индукционного нагрева
позволила избежать окисления и обезуглероживания поверх-
ностного слоя металла, перегрева и пережога металла, местного
перегрева и возникновения трещин в пластинках, большого рас-
286
хода припоев, флюсов, газов, трудоемкой операции очистки инст-
румента после сварки от шлаков, исключить вредность и взры-
воопасность производства, действие высоких температур.
Некачественное соединение твердого сплава со сталью зачас-
тую получается вследствие термических напряжений, возникаю-
щих в результате охлаждения изделия после, процесса пайки или
сварки. Обычно коэффициент линейного расширения твердого
сплава составляет половину от коэффициента линейного расши-
рения стали, что является причиной образования термических
напряжений в соединении и, как следствие, трещин в пластинке
твердого сплава.
Для снижения термических напряжений необходимо приме-
нять компенсационные прокладки из низкоуглеродистой стали,
железоникелевого сплава — пермаллоя, фольги, порошка никеля;
такие прокладки повышают прочность соединения и разгружают
место соединения от напряжений, возникающих в процессе осты-
вания резцов после сварки, уменьшают опасность возникновения
трещин в пластинках из твердого сплава.
К материалам прокладок предъявляются особые требова-
ния. Они должны иметь коэффициент термического расширения
средний между коэффициентами термического расширения твер-
дых сплавов и сталей державок. Прокладка не должна расплав-
ляться при сварке. Она призвана служить промежуточным уп-
руго-пластичным слоем между твердым сплавом и сталью кор-
пуса. Компоненты материала прокладки должны хорошо диф-
фундировать в оба свариваемые материала.
Большое значение для получения качественного соединения
имеет правильный режим нагрева и особенно охлаждения рез-
цов. При нагреве пластин в них всегда возникают температур-
ные напряжения: на поверхности сжимающие напряжения, а в
середине растягивающие; при охлаждении-—наоборот. Этим и
обусловливаются серьезные ограничения в выборе скоростей на-
грева и охлаждения.
Индуктор для нагрева державки и пластины необходимо вы-
брать такой конфигурации и с такими зазорами по отношению
к державке с помещенной на ней пластиной твердого сплава,
чтобы сначала равномерно прогревалась державка, а затем or
нее, путем теплопроводности, пластина твердого сплава. Для
этого направление витков индуктора должно совпадать с плос-
костями сварки.
Еще большее влияние па качество твердосплавного резца
оказывает скорость охлаждения сваренного инструмента, так
как при охлаждении па поверхности пластин возникают растя-
гивающие напряжения, которые твердый сплав переноси г зна-
чительно хуже Сжимающих. В связи с этим скорость охлажде-
ния должна быть не менее чем в 8 раз меньше скорости нагрева
тех же пластин.
287
При диффузионной сварке в вакууме образец в индукторе
располагался так, что непосредственному нагреву подвергалась
часть стального образца, контактирующая с твердым сплавом
Твердый сплав нагревался главным образом за счет теплопро-
водности. Нагрев производился равномерно путем импульсного
включения генератора. Такой порядок нагрева обеспечивает
уменьшение термических напряжений в твердом сплаве, а следо-
вательно, уменьшается и образование трещин.
Установленный в рабочей камере резец с пластиной твердо-
го сплава перед подачей сварочного давления некоторое время
прогревался в вакууме для возможно более полного удаления
абсорбированных и окисных пленок. Давление передавалось
только после того, как заготовки нагревались на заданную тем-
пературу. Временем сварки считалось время нахождения заго-
товки под давлением при заданной температуре. После прекра-
щения нагрева заготовки охлаждались под давлением в вакуум-
ной камере до температуры примерно 100—120° С.
Равномерное охлаждение предотвращало образование тре-
щин в твердом сплаве, вызываемых растягивающими термичес-
кими напряжениями, а остывание в вакууме исключало загряз-
нение сварного шва в процессе его охлаждения. Как показали
исследования, температура сварки должна быть выше темпера-
тур рекристаллизации металла державки и одновременно не
должна способствовать деформации (осадке) заготовок во вре-
мя сварки. Во избежание заметной деформации и растрескива-
ния твердого сплава выбирались небольшие давления.
Технология процесса сварки следующая. Гнездо резца обра-
батывают на фрезерном станке по v 4—Д° размеров плас-
тины из твердого сплава. Опорная плоскость гнезда должна быть
без выпуклостей или вогнутостей, без заусенцев. Пластинки
твердого сплава не должны иметь на поверхности загрязнений,
адсорбированных и окисных пленок, мешающих протеканию
диффузионного процесса. Окисные пленки удаляют шлифова-
нием на абразивных кругах. Гнездо резца и опорную плоскость
пластинки твердого сплава обезжиривают ацетоном, спиртом
или бензином с целью удаления грязи и жировых пленок.
Для уменьшения термических напряжений, возникающих в
процессе соединения пластинок твердого сплава со стержнями
резцов, целесообразно применять компенсационную прокладку
из порошкообразного никеля. Топким и равномерным слоем по-
рошка «припудривают» гнездо державки резца. Собранный ре-
зец устанавливают на плиту и в индуктор. Индуктор изготовлен
из медной трубки диаметром 6—8 ли/ по форме головки резца,
причем зазор между резцом и индуктором не должен превышать
2—3 мм. Индуктор располагают над плитой на расстоянии не
менее 20 мм. Инструмент по отношению к индуктору располага-
ют так, чтобы нагревалась непосредственно стальная державка,
288
а от нее уже посредством теплопроводности- пластинка твер-
дого сплава. На штоки для фиксации резцов но отношению к
индуктору подастся небольшое давление. Вакуум в камере
ЫО"4 мм рт. ст. Резец нагревают до оптимальной температуры
И00" С со скоростью 15—20с/се/< (за 1 -1,5 мин) от высокочас-
тотного генератора ЛЗ-67 (мощностью 60 кет, частотой тока
60- -74 кгц) или ЛЗ-37.
Полное давление на резцы подается из расчета удельного
давления 1,5 кГ/мм2; оптимальная температура и давление дер-
жатся в течение 3—7 мин в зависимости от марки твердого спла-
ва и толщины пластины. Температуру замеряют термопарой, спай
которой вставлен в отверстие диаметром 1 —1,5 леи, засверлен-
ное в одном из резцов на расстоянии 2—3 леи от места контак-
та. Охлаждаются сваренные резцы в камере под давлением в
течение 3 -4 мин, затем их переносят в ящик с сухим подогре-
тым песком или в камерную печь, нагретую до 250 С. Резцы
выдерживают в печи в течение 5— 6 ч, после чего охлаждаю!
вместе с печью.
Качество сварки оценивают механическими испытаниями на
сдвиг. Такой вид испытаний наиболее полно отражает сопротив-
ляемость инструмента нагрузкам в процессе эксплуатации. Про-
веденные испытания на прочность пайки и диффузионной свар-
ки твердосплавных пластинок В КВ со стальными державками из
стали 40Х дали результаты, приведенные ниже; проверка произ-
водилась на сдвиг пластинки относительно опорной поверхности
гнезда державки.
Способ соединения
Разрушающая
на! рузка
П к! -л:м£
Пайка медью
с очищением гнезда державки металлической щеткой
пластинки без притирки .........
с железной прокладкой 0,1 мм
с железной прокладкой 0,2 мм . .
с прокладкой железной сеткой ....
с опылением . . ...
с. риской в гнезде
без рисок
Пайка
сплавом ТПФ
латунью Л62................
Диффузио1 гное соединен iie
бесцрнпойпос . . .....
с прокладкой пермаллоя . . .
с порошком никеля ..........
9,4
16,1
11,0
15,2
14,2
13,8
11,5
15,3
16,8
17,6
17,2
20.0
23 26
Из приведенных данных видно, что прочность соединения,
полученного диффузионным способом, выше, чем пайкой.
19 Заказ 1335 289
к.1/ммл. юмпература сварки
Рис. 161. Сборная фреза с ножами,
наваренными методом диффузионной
сварки в вакууме
Приварка составных ножей к сборным фрезам. Материал дер-
жавки ножа—сталь У8, размеры 23 X 30 X 10 мм. Пластинка
твердого сплава ВК8.
Приварка партии ножей к сборным фрезам производилась
на установке СДВУ-2. Разрежение в камере — 5-10-3 мм. рт. ст.
Была применена прослойка из порошка никеля. Контактную
поверхность державок (1,35 сл/2) обрабатывали фрезой, а по-
верхности твердосплавных пластинок — карбидом бора. Удель-
ное давление на контактную поверхность составляло 1,5 и
)°С. После сварки образцы
остывали в камере под ва-
куумом до температуры в
среднем 120° С.
Партия фрез с приварен-
ными ножами (рис. 161) бы-
ла передана на завод для
производственных испыта-
ний. Результаты производ-
ственных испытаний пока-
зали, что ножи, приварен-
ные по оптимальному режи-
му, удовлетворяют техниче-
ским условиям по стойкости
и прочности.
Сварка составных зубо-
врачебных твердосплавных
боров. Твердосплавные зу-
боврачебные боры состоят
из твердосплавной рабочей
части (ВК6М) и стальной державки (Ст. 3). По своей стойкости
и функциональным свойствам зубные боры из сплава В1\6М
значительно превосходят выпускаемые в настоящее время боры
из стали ХВГ. Так, для сверления зубной эмали врачу необхо-
димо один, а иногда и два стальных бора, тогда как бор из
сплава ВК6М выдерживает 500 и более сверлений.
В технологическом процессе изготовления, например, шаро-
видного твердосплавного бора одна из ответственных опера-
ций— припаивание твердосплавного наконечника к стальной
державке.
Твердосплавные боры работают на высокооборотпой борма-
шине, развивающей скорость до 200 000 мин и более. Поэтому
качество соединения твердого сплава со сталью в значительной
степени определяет и функциональные свойства зубоврачебного
бора. Кроме того, учитывая многомиллионную программу вы-
пуска боров (около 10 млп. шт. в год), очень важно максимально
механизировать операцию соединения двух составных его
частей.
290
Раньше припаивание твердосплавного наконечника к сталь-
ной державке производилось на высокочастотной установке
ЛГЗ-10А припоем марки ПрМНМц 68—4-2 с температурой плав-
ления 930—950° С. При пайке применялся флюс, состоящий из
безводной буры, борной кислоты и фтористого кальция. Этот
процесс обеспечивал хорошие прочностные свойства, но авто-
матизировать его было трудно. Поэтому был опробован метод
диффузионной сварки в вакууме.
Конструктивно заготовки для сварки как рабочей части бора,
так п державки не отличались от заготовок, применяемых для
пайки.
Сварка производилась па установке СДВУ-2 с примене-
нием приспособления для фиксации заготовок в вертикальном
положении по режиму: Т — 950° С, t == 10 мин, р = 0,36 кГ{мм2,
вакуум 1 • 10-4 мм рт. ст.
Всего было сварено более 100 боров. Исследование на изгиб
и их микроструктуры показало, что предел прочности их не
уступает пределу прочности паяных боров и равен 80—
90 кГ!мм2. При дальнейшей механической обработке сваренные
боры имели ряд преимуществ по сравнению с паяными. Они лег-
че обтачивались ввиду отсутствия наплывов флюса от пайки и
менее засаливалась алмазная шайба при шлифовании.
Применение нового способа диффузионной сварки позволит
получить годовую экономию более 1 млн. руб. Этот способ мо-
жет также применяться в медицинской промышленности и там,
где совершенно недопустима коррозия и затруднено соединение
разнородных металлов, например стали с легкими сплавами,
чугуна с титаном и т. д.
Сварка зубков угольных комбайнов. Сварку производили на
установке СДВУ-2. -Материал державки сталь 35ХГСА, пластин-
ка твердого сплава ВК8, компенсационная прокладка из порош-
ка никеля. Контактные поверхности зубков обрабатывали фре-
зой. Поверхности пластинок зачищали карбидом бора, обезжи-
ривали ацетоном. Режим сварки: Т 940 4- 1100°С, / = 8-г
4- 12 мин; р — 1,5 кГ)мм2; охлаждение под давлением в вакууме
до температуры 100° С. Резцы были испытаны в наиболее тяже-
лых условиях работы — блокированное резание, нагрузка близ-
ка к ударной, скорость резания 0,77 м!сек, глубина стружки
0,7—3,6 мм; горные породы, по которым производились испыта-
ния,— песчанистые сланцы средней крепости с включениями
прослойки песчаника.
Из 14 штук испытанных резцов у пяти разрушились пластин-
ки (остался слой твердого сплава на державке); семь имели ско-
лы режущих кромок и два резца остались совершенно целыми
со следами затупления. Для сравнения следует указать, что на
таком расстоянии проходки комбайна серийные резцы ШМБ,
армированные твердым сплавом ВКП, в породах указанной
19* 291
крепости на 50% выходят из строя из-за поломок пластинки и на
50% подлежат замене в связи с полным затуплением.
Один резец был испытан па сдвиг (для сравнения с пайкой):
Среднее усилие сдвига и кГ
Диффузионная сварка в вакууме . . 5900
Латунь J162 . . .... 3130
Медь М2 3150
Гуниль БМПА 6-1,5 . . . . 3550
Куниалъ Б с сечкой 6200
Пермаллой 45% ... . 6600
Удельный расход резцов такой же конструкции п геометрии,
паянных латунью Л62, по линии резания составил:
Пайка лап’ныо Л62.........
Диффузионная сварка в вакууме
шт /м
23,3
16,0
%
100,0
68,6
Результаты испытаний показали, что диффузионная сварка
вакууме обеспечивает большую прочность, чем пайка латунью
Рис. 162. Зависимость предела прочности
сварного соединения твердого сплава ВК8
со сталью 40Х от длительности сварки
Л 62. Прочность соеди-
нения возрастает с по-
вышением температу-
ры сварки. Так, при
v вел ичении тем пера-
гуры с 1000 до И 00° С
прочность при прочих
равных условиях уве-
личивается на 10—15%
(рис. 162).
Прочно ст ь соед и н е -
имя увеличивается с
увел иченнем продол-
жительности выдержки, при увеличении которой от 1 до 3 мин
прочность на сдвиг при температуре 1000° С повышается па
12- 15%, а при увеличении от 3 до 6 мин - - повышается еще па
11-35%.
Предел прочности соединения при ущельном давлении
1,5 кГ/мм2 на 10—15% выше, чем при давлении 1,0 и 2,0 кГ/мм2
(рис. 163). Прочность соединения е применением демпфирую-
щих прокладок значительно увеличивается, достигая в отдель-
ных случаях значении до 23 кГ/мм2 для прокладки из никеле-
вого порошка и до 20 к/ {мм2 для прокладки из пермаллоя
(рис. 164). Для получения соединения с достаточной прочно-
стью необходимо разрежение в рабочей камере порядка
1 • 10“4 мм рт. ст. Подготовку соединяемых поверхностей лучше
292
и проще выполнять фрезерованием стали (V 4), шлифованием
опорной поверхности твердого сплава и обезжириванием стали
и пластин твердого сплава ацетоном.
Сварка антифрикционных сплавов со сталями. В связи с раз-
витием машиностроения непрерывно повышаются требования к
материалам тормозных устройств, в особенности для случаев
сухого трения, в связи с тем, что баббит, бронза и т. n.jiacTO нс
соответствуют требованиям современной техники. Все шире
применяется во фрикционных парах металлокерамика [127].
К фрикционным металлокерамическим материалам предъ-
являются весьма жесткие требования. Эти материалы должны
быть весьма износоустойчивыми, обладать достаточно высокой
Рис. 163. Зависимость предела
прочности сварного соединения
твердого сплава марки ВК8 со
сталью 45 от удельного давле-
ния при диффузионной сварке
Рис. 164. Влияние материала прокла-
док на прочность сварного соеди-
нения:
1 — без прокладки, 2 — пермаллой;
3 — никель
механической прочностью, иметь высокий коэффициент трения.
В современных металлокерамических материалах в качестве
основы применяется медь или железо. Для повышения коэффи-
циента трения в состав материалов вводят различные окислы,
асбест, тугоплавкие соединения; в качестве компонентов, обра-
зующих сухую смазку, применяются графит, свинец, нитрид
бора и др.
Фрикционные материалы на медной основе применяются
главным образом для работы в масле. Фрикционные материа-
лы па железной основе используются в условиях сухого трения,
когда температура нагрева, развивающаяся при торможении,
может доходить до 1200° С.
На металлокерамических фрикционных материалах на же-
лезной основе образуются пленки, содержащие окислы железа.
На качество такой пленки оказывает большое влияние се хи-
мический состав, тесно связанный, в свою очередь, с химиче-
ским составом основного материала. Фрикционные материалы
293
на железной основе нашли промышленное применение для тор-
мозов самолетов; фрикционные диски на медной основе приме-
няются для гидромуфт в танках, автомобилях и других ма-
шинах.
На железной основе выпускаются две марки металлокера-
мики: ФМК-cS (состоит из железа, никеля, вольфрама, хрома,
графита) и ФМК-И (состоит из железа, меди, графита и бар-
рита). Материал ФМК-8 отличается более высокими прочност-
ными показателями, чем ФМК-11, но уступает последнему по
ста би л ьи ост и ф р и кци -
Рис. 165. Тормозной сектор из металлокерами-
ки и стали 20. полученный методом диффузи-
онной сварки в вакууме и его излом после
испытаний
энных характеристик
и имеет склонность к
схватыванию (свари-
ванию) в конце тормо-
жения. Технология изго-
го влеп и я фрикд ион-
пых дисков относи-
тельно проста и сво-
дится к приготовлению
шихты путем переме-
шивания, прессованию
заготовок (сегментов)
и их припеканию под
давлением па стальной
диск в атмосфере во-
дорода. Процесс припе-
кания длится несколь-
ко часов.
Тормозной сектор,
показанный на рис. 165,
представляет собой
пластинку из метал-
локерамики ФМК-11.
укрепленную для жесткости стальной подложкой из ста-
ли 20. Сварка производилась через прокладку из никеля. В ре-
зультате серии экспериментов был подобран оптимальный диа-
пазон режимов диффузионной сварки. Твердость определяли
прибором Роквелла стальным шариком при нагрузке 16 кГ. Ре-
жимы сварки и твердость металлокерамики приведены в
табл. 39.
Первоначальный контроль осуществляли изломом тормоз-
ного сектора. Секторы ломались по продольной и поперечной
оси симметрии. Разрушение металлокерамической пластинки
переходит в разрушение стальной подложки. Деталь ломается
как монолитный металл. Отслоения металлокерамики нс на-
блюдается. Твердость исследованных секторов удовлетворяет
требованиям технических условий.
294
Таблиц а 39
Т » °C t в лшн р в Вакуум в pm. cm. Прснолжи- 1ельность охлаждения Б мин Твердость в кГ/мм?
850 1060 Ю CjC 0,85 1,3 5-10-3 1JO-’ 15 87
830 900 3 1,5 1.0 1,0 h- ОС' Г*3 h— о о — W 25 90
800 850 5 2 1,0 1,0 610-3 4-10—’ 23 84
700 800 3 2 1,0 1,5 ОС 4^ • ♦ о о 1 1 to W 20 82
700 800 3 2 1,0 1,5 4-10 3 НО-1 25 79
870 5 1,5 5-Ю-3 17 81
Прослойка никеля в виде светлой полосы (рис. 166), без
резкой границы, переходит в основной металл. Со стороны ме-
таллокерамики наблюдается диффузионная зона глубиной до
500 мкм, в которой отсутствуют
скопления графита (он раство-
рился в железной основе), что
увеличивает пластичность сое-
динеиия. Применение диффу-
зионной сварки для соедине-
ния металлокерамического
фрикционного сплава со ста-
лью улучшает качество, упро-
щает и удешевляет процесс
изготовления тормозных сек-
торов.
Сварка фрикционных спла-
вов со сталью, алюминием,
медью. Соединение пористых
фрикционных металлокерами-
ческих сплавов с металлами
значительно расширяет мае-
Рис. 166. Микроструктура зоны сварки
металлокерамики ФМК-11
со сталью 20
штабы их применения. Получение таких соединений значительно
облегчается при применении диффузионной сварки в вакууме.
Качество сварки металлокерамических материалов с ком-
пактными металлами зависит от чистоты поверхности сваривае-
мых деталей и параметров сварки. Сопряженные поверхности,
покрытые слоем масла или окислов, не свариваются. При опти-
мальных условиях происходит прочное соединение пористой
металлокерамики с металлами и сплавами.
295
На рис. 167, а приведена микрофотография зоны сварки
металлокерамики (пористого железа) со сталью Ст. 3 {Т —
Рис. 167. Микроструктуры зон
диффузионной сварки металло-
керамики с металлами:
а, б, г, д - <500; в — Х100
= 800° С, i 5 мин, р = 0,7 кГ/льи2, вакуум 1 • 10 3 льн рт. ст.).
Граница раздела между материалами отсутствует.
На рис. 167, б показан микрошлиф сварного соединения ме-
таллокерамики композиции железо — графит со сталью Сг.З
296
(Т = 1000°С, I — 5 мин. р = 0,7 кГ/мм2. вакуум 1 * 10-3лшрт. ст.).
Размер пор постепенно уменьшается, их количество снижается
и металлокерамика плавно переходит в сталь без видимой ли-
нии раздела. Аналогичная картина (рис. 167, в) наблюдается
при сварке металлокерамики композиции железо — сера со
сталью Ст.З (7'^ 900° С, t = 10 мин, р — 0,5 кГ!мм2, вакуум
I • 10-3 мм рт. ст.).
Па рис. 167, г приведена микрофотография структуры зоны
сварки пористого железа и компактного алюминия после нагре-
ва образцов в вакууме в течение 1 = 5 мин при р = 0,5 кГ/мм2.
Т = 650° С. В месте контакта ясно видна диффузия алюминия
с образованием светлых участков алюминида железа.
Микрофотография, приведенная на рис. 167, д, показывает,
что при контактировании пористой меди с компактным алюми-
нием алюминий диффундирует в медь. На стороне меди обра-
зовалась тонкая светлая керамика (очевидно, алюминиды ме-
ди), отличающаяся по цвету от алюминия, причем в обоих
случаях процесс полной сварки отсутствует. Между контакти-
руемыми поверхностями имеется широкая линия раздела и со-
единение произошло только в отдельных местах — мостиках.
Увеличение времени выдержки увеличивает количество про-
диффундировавшего алюминия и не улучшает сварку. Увели-
чение давления до 10 кГ)см2, продолжительности выдержки до
20 мин и снижение температуры до 550е С привело к образова-
нию прочного контакта между медью и алюминием и алюми-
нием и железом.
При контактировании пористого железа с подложкой, изго-
товленной из стали Ст.З, на поверхность которой перед сваркой
был электролитически нанесен слой меди, при сварке под дав-
лением 5 кГ)см2 и нагреве ниже температуры плавления меди
(900—950° С) произошло достаточно прочное соединение меди
с пористым железом. Между подложкой и медным слоем отсут-
ствует полный контакт. С увеличением выдержки с 5 до 15 мин
и температуры процесса до 1100° С прочность контакта между
подложкой и слоем меди увеличилась, линия раздела исчезла.
Медь продиффундировала в пористый каркас.
При исследовании шлифов под микроскопом в диффузион-
ной области было замечено увеличение пористости в пористом
металлокерамическом материале и образование пор в плот-
ном металле (рис. 168). Очевидно, образование пор может быть
объяснено различием их парциальных коэффициентов диффу-
зии. Явление порообразования у компактных материалов на-
блюдали многие исследователи в системе медь — латунь,
медь — никель и др.
Испытания на разрыв образцов, изготовленных ш металло-
керамики и компактного металла, показали, что разрыв проис-
ходит по наименее прочному звену металлокерамики. Получен-
297
ные данные, надо полагать, найдут практическое применение
при изготовлении различного рода сложных изделий из мате-
риалов и дадут возможность повысить прочность металлокера-
мического изделия путем прочного соединения его с подложкой
из компактного металла, ограничивающего развитие пластиче-
ских деформаций в металлокерамическом слое.
Изготовление секторов. В настоящее время процесс соедине-
ния металлокерамики со сталью производится в два этапа: сна-
чала в водородных печах спекается пластина металлокерамики,
затем спеченная пластина припекается через подслой никеля и
Рис. 168. Микроструктура сварного
соединения двух металлокерамичес-
ких образцов
меди к стальному каркасу.
Общий цикл изготовления
тормозных секторов состав-
ляет 12—14 ч. Диффузион-
ная сварка в вакууме поз-
воляет совместить процесс
спекания металлокерамики
и соединения ее со сталью в
одну технологическую опе-
рацию и сократить общий
цикл изготовления дисков до
10—15 мин, сохранив при
этом фрикционные свойства
металлокерамики. Металло-
керамические секторы спе-
кались при сварке в ваку*
уме из спрессованных не-
спеченных прессовок с кар-
касами серийного произ-
водства.
Секторы проверяли па твердость, исследовали их микро-
структуру, привариваемоегь и фрикционные свойства. Замер
твердости показал малые колебания твердости и ее высокое
значение (НВ 85—86). Привариваемость проверяли методом
излома. Результаты удовлетворительные. Микроисследования
показали отсутствие непроваров и науглероживания стального
каркаса. При испытании на сухое трение выпадов коэффициен-
та трения не отмечено. Износ составил: для металлокерамики
ФМК-11 0,17 мм, для чугуна ЧНМХ 0,35 мм.
Таким образом, диффузионная сварка позволила совме-
стить процесс спекания металлокерамических пластин с привар-
кой их к металлическому каркасу, сократив время, необходи-
мое для этого, в 60—70 раз. Технология производства значи-
тельно упрощается, трудоемкость резко снижается, обеспечива-
ется необходимое качество продукции. Переход на новую тех-
нологию только на одном из заводов позволит получить услов-
ную годовую экономию 4 600 000 руб.
298
Сварка нагревателей из дисилицида молибдена. За последние
годы резко возросла потребность в материалах, обладающих
повышенной прочностью при высоких температурах, стойко ра-
ботающих в самых различных агрессивных средах. Возмож-
ность применения тугоплавких металлов (вольфрама, молибде-
на, ниобия, тантала) в качестве высокотемпературных материа-
лов ограничена в связи с их неудовлетворительной стойкостью
против окисления при высоких температурах и повышенной
способности к газопоглотцению в этих условиях [52].
В настоящее время одним из основных тугоплавких мате-
риалов, отвечающих этим требованиям, является дисилицид
молибдена, получаемый из смеси 63% Ио и 37% Si. Основное
его свойство — высокая стойкость против окисляемости вплоть
до температуры 1700е С. Он не загорается даже в струе кисло-
рода, устойчив против воздействия углекислого газа, сернисто-
го ангидрида и других агрессивных газов и, как правило, не
растворяется в кислотах и расплавленных металлах. Объясня-
ется это образованием на его поверхности чрезвычайно стойкой
пленки окиси кремния (рис. 169).
В то же время дисилицид молибдена очень тверд, весьма
хрупок и имеет хорошую проводимость (удельное сопротивле-
ние при 4-20° С равно 21,5 мком • сл/).
Удельное электросопротивление нагревателей из дисилици-
да молибдена быстро растет при увеличении температуры. Зна-
чит, при постоянном напряжении по мере повышения темпера-
туры потребление энергии уменьшается. Это способствует быст-
рому получению желаемой температуры печи и предохраняет
нагреватели от перегрузки. При температуре 1500° С нагрева-
тели из дисилицида молибдена работали более года, а при
1700° С — свыше 3250 ч. Сопротивление нагревательных эле-
ментов в процессе эксплуатации не меняется. По этой причине
новые и используемые элементы могут быть без ущерба соеди-
нены параллельно или последовательно.
Печи с такими нагревателями применяются при проведении
различных технологических процессов: спекании и обжиге спе-
циальной керамики и металлокерамики, изготовление ферри-
тов, нагреве под ковку, штамповку и прокатку высоколегиро-
ванных сплавов на основе молибдена, ниобия, ванадия и т. п..
выращивании монокристаллов, варке специального стек-
ла и др.
Нагреватели выпускают двух видов: прямые, длиной 900 мм,
и V-образные с расстоянием между осями 50 мм. Состоят они
из двух частей: тонкой рабочей части диаметром 5 мм и выво-
да с поперечным сечением диаметром 12 мм. Если применять
нагреватели с постоянным сечением, то потребовалось бы ох-
лаждение водой места подвода тонкопроводящих шип, что сни-
299
зил о бы их работоспособность. Следовательно, нагреватели
нужно изготовлять из отдельных составных частей с последу-
ющим их соединением, причем переходное сопротивление в пло-
скости соединения должно отсутствовать. При решении этой
задачи пайка исключается, так как нагреватели должны рабо-
тать в диапазоне температур 1600—1700е С. Сварка плавлени-
ем, в частности дуговая, также неприменима, ибо в связи с не-
достаточной термостойкостью дисилицмдмолнбдсновыс мате-
риалы разрушаются.
Рис. 169. Нагреватели из дисилицида молибдена, полученные диффузи-
онной сваркой в вакууме
Пробная сварка в водороде, нейтральных газах и в ваку-
уме показала, что только диффузионная сварка в вакууме по-
зволяет получить соединения, равнопрочные с основным мате-
риалом. В настоящей работе проведено исследование оптималь-
ных режимов такой сварки. При сварке в вакууме образуется
прочное соединение, качество которого определяется площадью
истинного контакта и взаимным диффузионным проникновени-
ем, а также растворением компонентов соединяемых тел. При
диффузионных процессах соединения частей из дисилицида
молибдена практически не обнаруживаются физическая грани-
ца и изменение физико-механических свойств соединяемых ма-
териалов в зоне сварки, которые раньше не соединялись.
300
Установка для сварки стержней в вакууме проста по конст-
рукции и состоит из индуктора диаметром 40 мм. а также квар-
цевой трубки длиной 1000 лш и диаметром 25 леи, па одном кон-
це которой смонтирован сильфонный вентиль для поджатия
свариваемых частей, а па другом — загрузочный патрубок со
штуцером для откачки воздуха. Необходимое разрежение соз-
дает форвакуумный насос ВН-1 или ВН-2Г. Индукционный на-
грев места сварки производится с внешней стороны через квар-
цевую трубку (Т = 1400 ч- 1500° С, р = 20 ч-50 кГ/см2. t —
5 7 мин). Перед сваркой торцы изделий шлифуют на тор-
цешлифовальпом станке и обезжиривают спиртом или аце-
тоном.
Качество сварки, по отзывам потребителей, удовлетворяет
необходимым техническим требованиям. Разрывы в месте свар-
ки происходили главным образом из-за плохой шлифовки тор-
цов (плохая параллельность) или из-за низкого вакуума.
В настоящее время широкому развитию порошковой метал-
лургии препятствует, в частности, высокая стоимость штампов
для прессования, особенно для прессования крупных и слож-
ных по форме деталей. В металлокерамических изделиях нс
допускаются острые углы и пересечения, так как это приводит
к незаполнепию формы при обычно применяемых давлениях.
При повышении же давления из-за хрупкости изделие разру-
шается. При конструировании деталей, изготовляемых методом
порошковой металлургии, избегают также резких изменений
сечения во избежание трещин. В этом случае при спекании топ-
кая часть дпали нагревается быстрее массивной, из-за нерав-
номерности нагрева возникают внутренние напряжения, приво-
дящие к растрескиванию. Этому, вероятно, способствует и кон-
центрация напряжений в местах резких изменений формы в
процессе собирательной рекристаллизации.
При применении диффузионной сварки положение меняется
коренным образом. Появляется возможность создания штампо-
сварных изделий из металлокерамики сколь угодно сложной
формы и любых размеров. Самые различные детали можно бу-
дет изготовлять из стандартных металлокерамических элемен-
тов. В ряде случаев возможно объединить процесс спекания
металлокерамики со сваркой. Открывается путь к созданию
каркасных металлокерамических конструкций с металлическим
каркасом. Все это приведет к появлению новой технологии из-
готовления принципиально новых изделий.
При диффузионной сварке в вакууме и при оптимальном ре-
жиме полностью отсутствует физическая граница раздела меж-
ду свариваемыми материалами, т. с. структура зоны сварки не
отличается ог структуры исходного дисилицида молибдена. По-
ристость составляет 2,1%. Величина пор 2—70 At/си, а зона
сварного соединения дисилицида молибдена равнопрочна ос-
301
новному материалу. Испытания в промышленных условиях по-
казали, что нагреватель из дисилицида молибдена, сваренный
диффузионной сваркой в вакууме, простоял 3000 ч при темпе-
ратуре 1650—1700° С. В результате разработки и внедрения но-
вой технологии сварено более 25 тыс. нагревателей и получена
большая экономическая эффективность, порядка 600 000 руб.
за 1961—1966 гг.
Сварка металлоподобных тугоплавких соединений с тугоплав-
кими металлами. Непрерывно растет использование металлопо-
добных соединений (на основе тугоплавких и редких металлов)
в новой технике. В связи с этим необходимо разрабатывать ме-
тоды соединений как однородных, так и разнородных материа-
лов в самых различных сочетаниях [16].
Один из перспективных методов соединения — диффузион-
ная сварка в вакууме 1 • 10'3 ч- 1-10 6 мм рт. ст. при темпера-
турах и давлениях, обеспечивающих взаимную диффузию ато-
мов соединяемых материалов в твердой фазе с образованием
между свариваемыми плоскостями прочного и качественного
соединения.
Исследования диффузионной сварки в вакууме карбидов
между собой, а также с тугоплавкими металлами проводились
на цилиндрических образцах диаметрами 6—8 мм и высотой
10—12 мм. Образцы карбидов готовили методом горячего прес-
сования. Пористость горячепрессовых образцов определяли гид-
ростатическим взвешиванием (пористость 3—10%). Образцы
тугоплавких соединений и металлов тщательно шлифовали по
торцам, полировали, затем обезжиривали и помещали в уста-
новку.
Диффузионная сварка в вакууме карбидов титана, молиб-
дена и вольфрама самих с собой и с тугоплавкими металла-
ми— молибденом и вольфрамом проводилась — на обычной ла-
бораторной вакуумной установке при нагреве прямым пропус-
канием тока через образцы. Степень разрежения 1 * 10~2 ч-
4- 1 - Ю~3 мм рт. ст., температура контролировалась оптиче-
ским пирометром. Образцы вставляли в специальные молибде-
новые держатели, имевшие углубления, соответствующие диа-
метру образца, и плотно прижимались друг к другу молибде-
новыми штоками.
Исследование условий диффузионной сварки в вакууме кар-
бидов циркония и ниобия с тугоплавкими металлами — ниоби-
ем, танталом, молибденом и вольфрамом — проводилось на
установке СДВУ-6. Сварка производилась при давлении 0.5—
3 кГ/мм2 в вакууме 1 * 10 3 мм рт, ст. После этого образцы на-
гревали т. в. ч. до температуры 1300—-2000° С. Выдержка при
заданной температуре составляла 5—15 мин (чаще всего
10 мин). Качество сварного шва контролировалось металлогра-
фическим исследованием. Для металлографического анализа из
302
сварных образцов готовился шлиф перпендикулярно плоскости
контакта. Для выявления природы фаз, образующихся в ре-
зультате реакционной диффузии при высоких температурах,
измерялась микротвердость.
Не всегда сварка наблюдалась во всем температурном ин-
тервале. В ряде случаев, хотя образцы сваривались, при метал-
лографическом анализе обнаруживалось недостаточно хорошее
качество сварного соединения (поры, трещины вдоль линии кон-
такта). Карбид титана с вольфрамом не удалось сварить даже
при температуре 2000° С. Сварка карбида титана производилась
в интервале температур 1200—1900° С. При температурах ниже
1400° С образцы не сваривались. Сравнительно плохого каче-
ства был сварной шов, полученный при температурах 1400—
1600° С. С повышением температуры качество шва улучшалось
и, наконец, при температуре 1900"С шов был практически не-
различим (рис. 170. а).
Аналогичная картина наблюдалась при сварке карбидов
молибдена и вольфрама. Сварка карбида молибдена произво-
дилась в интервале температур 1400—1900° С. Оптимальной
температурой сварки можно считать 1700° С (рис. 170, б).
Сварка карбида вольфрама производилась в интервале темпе-
ратур 1400—2000° С. Однако при 2000е С сварной шов был не-
достаточно качественным (рис. 170, в). Увеличение выдержки
до 30 мин нс дало желаемого результата. По всей вероятности,
для улучшения качества сварного соединения следовало увели-
чить температуру сварки и давление, что в данной установке
невозможно было осуществить.
Следовательно, температура плавления карбида не являет-
ся определяющим фактором при выборе оптимального режима
сварки. Не менее важным фактором для качества сварного
шва, помимо температуры сварки, является природа вещества
(характер межатомных сил связи, диффузионная подвижность
И т. д.).
Диффузионная сварка карбида титана с молибденом произ-
водилась в температурном интервале 1300—1900е С, при темпе-
ратуре ниже 1600° С образцы не сваривались, с повышением
температуры качество сварного шва улучшалось. При темпера-
туре 1900е С (рис. 171, а) появляется новая фаза в виде топкой
светлой полоски вдоль линии контакта. Микротвердость этой
фазы {1800 кГ/мм2) близка к значению микротвердости карби-
да молибдена Мо2С. Карбид молибдена мог образоваться за
счет свободного углерода, содержащегося в карбиде титана в
количестве 0,6%. Образование карбида молибдена за счет свя-
занного углерода мало вероятно, поскольку карбид титана об-
разуется с гораздо большей убылью свободной энергии, чем
карбид молибдена Мо2С.
зоз
Исследование условий сварки карбида циркония с ниобием
и р ов од и л ось в и н т ср в а л с тс м и ср а ту р 1400— 1800° С. Сварива-
ние происходило уже при температуре 1400° С, сварной шов
был хорошего качества. При 1600е С качество сварного шва

Ж1
мин
Рис. 170. Микроструктура
сварного соединения
карбидов между собой:
и _ TiC - TiC, 1900° С,
10 ш/н, -ч115; б — МсъС —
МогО. 1700° С, 10 лшя. Х2О0;
f? VVG - WC. 2000' С,
улучшилось и появилась новая фаза в виде белой полосы меж-
ду металлом и карбидом (рис. 171, б). При 1800е С новая фаза
видна совершенно отчетливо. 1М.икротвердость новой фазы близ-
ка к значению микротвердости карбида ниобия (1900 кГ/мм2).
Карбид ниобия, вероятно, образуется в основном за счет сво-
бодного углерода, содержащегося в карбиде циркония, кото-
рый, как известно, термодинамически более устойчив, чем кар-
бид ниобия.
304
Микротвердость металла с приближением к границе ме-
талл— карбид увеличивается и при температуре 1800° С дости-
гает значения 4900 кГ/мм2. По всей вероятности, это твердый
раствор углерода в ниобии. Микротвердость карбида с прибли-
жением границы контакта несколько уменьшается. В связи с
отсутствием компактного тантала исследование условии свари-
вания карбида циркония (и карбида ниобия) производилось с
горячепрессованными образцами тантала (пористость
Сваривание произошло при температуре 2000° С. На границе кон-
такта образуется узкая светлая полоска с новой фазой
(рис. 171, в), микротвердость карбида циркония у границы кон-
такта не изменилась.
Исследование условий сваривания карбида циркония с мо-
либденом производилось в температурном интервале 1300—
2000° С. Сваривание происходило во всем температурном ин-
тервале, но с повышением температуры качество сварного шва
улучшалось. Четкая* граница между карбидом и металлом со-
хранялась во всем температурном интервале; образования но-
вой фазы не наблюдалось (рис. 171, а). Микротвердость метал-
ла вблизи границы с карбидом несколько выше, чем в центре
образца; микротвердость карбида, наоборот, уменьшается при
приближении к границе карбид — металл. По-видимому, умень-
шение твердости карбида связано с уменьшением содержания
углерода в нем. Углерод диффундирует в молибден, образуя
твердый раствор (очевидно, очень разбавленный), что приводит
к увеличению твердости металла.
Изучение условий свариваемости карбида циркония с
вольфрамом проводилось в интервале температур 1400—
1800° С. При температурах ниже 1800° С образцы не сварива-
лись. При 1800° С наблюдалось довольно пористое соединение.
Граница между металлом и карбидом сохраняется, новая фаза
не обнаружена (рис. 171, d).
Микротвердость металла и карбида мало изменяется с при-
ближением к границе контакта. Здесь также можно предполо-
жить образование твердого раствора углерода в металле на гра-
нице контакта за счет уменьшения его содержания
в карбиде.
Сваривание карбида ниобия с ниобием исследовалось в тем-
пературном интервале 1300—1800° С. Сваривание происходит
во всем температурном интервале. При 1600° С наблюдается
образование новой фазы белого цвета, твердость которой изме-
рить не удалось (рис. 171, е). Микротвердость ниобия у грани-
цы контакта с карбидом регулярно возрастает, очевидно, за
счет образования твердого раствора углерода в металле. Исхо-
дя из этого, можно предположить, что образующаяся на гра-
нице контакта фаза представляет собой низший карбид
ниобия.
20 Заказ 1355
305
306
Рис. 171. Микроструктура сварного соединения карбидов с металлами:
л — TIC Мо, 1900е С. 10 мн» 0,5 к/7ллг, хЗОО; б—ZrC— Nb, IG0()d С, 10 мин, 1,05 кГ/лл**',
Х70; в — ZrC —Та, 2000° С, 10 мим, 0,5 кГ(мм\ Х200; г — ZrC — Мо, 1500=* С, 10 мин,
1,5 л77лл-. Х200; д — ZrC — W, 1800= С, 10 мин, 1,5 кГ/мм\ Х200; е - NbC — Nb, 1800" С,
10 мин, 0,5 кГ/мм\ Х200; ж — NbC — Та, .1700° С, 10 мин, 0.5 кГ/мм*, Х200; J — NbC — Мо,
1600" С. 10 мин, 1,5 кГ/мм'\ Х200; и — NbC • *W, 1800-С, 60 мин, 0,5 кГ/лм* Х200;
к - МогС-Мо, 1701ГС, 10 мин, 0,5 кГ/ллг*. Х270; л — Мо2С — W, ЮТ С, 10 лмн.
0,5 кГ/мм\ Х270; м — WC — Мо, 1900° С, 10 мин, 0,5 кГ,мм\ Х270; н — WC — W,
1800 С, 10 мин, 0,5 кГ/лле2, Х20О
Карбид ниобия с танталом был сварен при температуре.
1800° С и давлении 0,5 кГ]мм2 в течение 10 мин. Па границе
контакта образовалась новая фаза (рис. 171, е), микро гвер-
дость которой 22Н кГ/мм2, что значительно выше микротвер-
дости карбида тантала (1600 кГ/мм2). По всей вероятности, эта
фаза представляет собой твердый раствор.
Сваривание карбида ниобия с молибденом изучалось в ин-
тервале температур 1600—2000° С. Сваривание наблюдалось
уже при 1600° С. С повышением температуры качество соедине-
ния улучшается. Четкая граница между металлом и карбидом
сохраняется во всем температурном интервале, (рис. 171, з).
Микротвердость металла у границы контакта несколько повы-
шается, в то время как у карбида ниобия, наоборот, падает,
что связано, по-видимому, с образованием твердого раствора
углерода в металле и уменьшением концентрации его в погра-
ничном карбидном слое.
Исследование условий свариваемости карбида ниобия с
вольфрамом проводилось при температуре 1800° С и давлении
0,5 кГ/мм2 в течение 10, 20, 30 и 60 мин. Сваривание произошло
при выдержке 60 мин. Качество сварного соединения было
удовлетворительным, наблюдалось образование новой фазы
(рис. 171, и). Микротвердость новой фазы составляет
1819 кГ]мм2. Природа этой фазы пока остается неясной. Микро-
твердость металла повышается с приближением к границе раз-
дела металл — карбид. Микротвердость карбида с приближе-
нием к границе контакта уменьшается.
Условия свариваемости карбида молибдена с молибденом
исследовались в интервале температур 1200—1800° С. Оказа-
лось, что даже при низких температурах сварки (1300—1400° С)
наблюдается хорошее соединение вдоль сварного шва карбида
с металлом, отсутствуют трещины, раковины. Четкая граница
между металлом и карбидом сохраняется до температуры
1800е С, но глубина выступов металла в область карбида с по-
вышением температуры увеличивается. При температуре
1500е С металл начинает проникать в карбид по межзереппым
границам и порам (рис. 171, к), а при 1800е С наблюдается вы-
деление металла и внутри зерна. Микротвердость металла
практически не изменяется с повышением температуры, в то
время как микротвердость карбида вблизи контакта с повыше-
нием температуры уменьшается, что, очевидно, объясняется
проникновением металла в карбид. Заметное изменение микро-
твердостп карбида наблюдается при температуре 1800° С, т. е.
в том случае, когда наиболее эффективно протекает процесс
в з а и м одой ств ия.
Исследование условий диффузионной сварки карбида мо-
либдена с вольфрамом проводилось при температуре 1300—
1700° С. При температуре 1300е С сваривания нс происходило.
308
яри температурах 1400° С и выше наблюдалось хорошее свар-
ное соединение (рис. 171, л). При микроструктурном исследо-
вании не обнаружено образования новой фазы вдоль линии
контакта. Характер сварного соединения карбид молибдена —
вольфрам очень напоминает уже рассмотренные соединения
Мо2 — С — Мо. Четкая граница между карбидом и металлом
сохраняется до температуры 1700° С. Наблюдающиеся измене-
ния микротвердости у липни контакта со стороны металла и
карбида происходят, очевидно, благодаря диффузии свободного
углерода из карбида молибдена.
Исследование диффузионной сварки карбида вольфрама с
молибденом проводилось в интервале температур 1400—-
2000° С, сваривание начиналось лишь с температуры 1600° С,
причем сварное соединение хорошего качества наблюдалось
при температуре 1850° С. Сварной шов (рис. 171, л/) представ-
ляет собой широкую двухфазную область с резко отличной
структурой и твердостью. Фаза па границе с молибденом напо-
минает по структуре и твердости карбид молибдена Мо2С. Фа-
за, граничащая с карбидом вольфрама с микротвердостью
3250 кГ/мм2, является сложным молибдено-вольфрамовым
карбидом.
Диффузионная сварка карбида вольфрама с вольфрамом
исследовалась в температурном интервале 1500 -1900°С; сва-
ривание происходит во всем температурном интервале, но свар-
ной шов хуже, чем при соединении карбида молибдена с молиб-
деном, большее количество пор и трещин (рис. 171, я). Па мик-
рофотографии четко видно образование новой фазы. Микротвер-
дость новой фазы при температурах 1800—1900° С выше микро-
твердости карбида WC. Очевидно, в результате диффузии угле-
рода из карбида вольфрама в вольфрам происходит обеднение
карбида углеродом, что сопровождается снижением его твердо-
сти. Твердость металла в результате растворения в нем углеро-
да растет. Новая фаза, образующаяся на границе карбид воль-
фрама — вольфрам, по-видимому,— карбид вольфрама W2C,
имеющий более высокую твердость, чем WC, или смесь двух
карбидов WC и W2C. Известно, что карбид вольфрама WC обра-
зуется с поглощением энергии и является неустойчивым соеди-
нением. Эта неустойчивость проявляется в его практическом
распаде по реакции
2WC W2C + С,
а также в способности растворяться в химически более прочных
кубических карбидах (титана, циркония, ниобия, тантала). Воз-
можно, что в случае контакта карбида вольфрама с вольфра-
мом при высоких температурах происходит разложение карбида
WC па W2C и углерод. Последний диффундирует в металл, по-
вышая его твердость. Образование пор и раковин вдоль границы
309
контакта объясняется, вероятно, различием удельных объемом
фаз WC и \V2C.
В результате исследования доказана возможность диффу-
зионной сварки исследованных композиций при сравнительно
низких температурах и в условиях невысокого вакуума
(1-10 2 4- 1 * IO-3 мм рт. ст.).
Диффузионная сварка зеркал рентгеновских трубок. Туго-
плавкие металлы являются трудносвариваемыми материалами.
К основным причинам этого можно отнести следующие: высокая
температура плавления требует мощных источников нагрева при
всех видах сварки плавлением, малый коэффициент линейного
расширения вызывает значительные внутренние напряжения в
соединениях с другими материалами, высокая температура пе-
рехода из пластичного состояния в хрупкое при комнатной тем-
пературе, вызванная кристаллической структурой тугоплавких
металлов, создает опасность возникновения трещин [127, 136, 137].
Тугоплавкие металлы являются химически активными. Они
образуют химические соединения со всеми газами, кроме инерт-
ных. Следствием этого является обычно наблюдаемое сниже-
ние пластичности сварных швов из-за растворения в нем кис-
лорода и азота.
В связи с высокой температурой плавления тугоплавких ме-
таллов для сварки их пригодны лишь источники с наиболее
высокой концентрацией нагрева. В настоящее время тугоплавкие
металлы сваривают дуговой сваркой вольфрамовым электродом
в среде защитных газов; дуговой сваркой угольным электродом
в жидкой среде (четыреххлористый углерод), электронным лу-
чом и контактной свйркой на установках с накоплением энер-
гии или па обычном оборудовании при коротком времени свар-
ки. Существует предположение, что при температурах сварки
границы зерен Мо смачиваются эвтектикой молибден — окисел
молибдена. Окисел молибдена улетучивается при температурах
сварки, что вызывает образование пористости в нераскисленном
молибдене. Поры и трещины по границам зерен резко снижают
пластичность шва.
Получение прочного шва обычно не вызывает затруднений,
в то время как пластичность его обычно остается низкой. Силь-
ное влияние на пластичность молибдена оказывает температура
нагрева между температурой рекристаллизации (870—1000еС)
и 2100° С. Отжиг при температуре 1900—2100° С вызывает умень-
шение предела прочности, но пластичность при этом достигает
наивысших значений. При дальнейшем повышении температуры
отжига пластичность снова падает почти до нуля. Указанное
повышение пластичности объясняется сфероидизацией, главным
образом окислов, а также карбидов, а последующее пониже-
ние — образованием эвтектики молибден — окись молиб-
дена.
зю
Схематически температурные зоны располагаются так: 20—
400° С — снятие напряжений, 950—1200° С — рекристаллизация,
1200— 1950° С — рост зерна, 1950—2100° С — сфероидизация,
2100 2625° С — образование эвтектики, свыше 2625° С плав-
ление.
В интервале температур 1200—1950° С время приобретает
решающее значение, так как рост зерен и хрупкость могут раз-
виваться в течение минут и даже секунд. Так как при сварке
всегда имеют место все температурные зоны, то появление круп-
нозернистости, снижающей пластичность, неизбежно. Ниже по-
казана зависимость между содержанием кислорода в сварном
шве и температурой хрупкого разрушения.
Содержание кислорода в шве в % Температура хрупкого разрушения в °C 0,002 —30 0,004 -1-10 0,006 55 0,008 4-83 0,010 -г 105 0,012 + 110
Можно считать, что при снижении содержания кислорода ме-
нее 0,002% сетка окислов по границам зерен теряет сплошность.
Ниже показано влияние хрупкого разрушения азота, содержаще-
гося в сварном шве, на температуру.
Содержание азота в шве в % ....
Температура хрупкого разрушения в °C
Вероятно, при содержании азота свыше 0,03% выделения ни-
тридов по границам зерен становятся непрерывными, что пре-
пятствует перемещению дислокаций, вызывая хрупкое разруше-
ние. В результате включений окислов и нитридов, увеличения
зернистости, а также встречающихся нередко трещин и пор пла-
стичность сварных соединений низка: угол загиба составляет
21—100°.
Применяемая термическая обработка лишь незначительно
повышает пластичность: она предназначена в основном для сня-
тия внутренних напряжений. Так как шов отличается хрупко-
стью, то для уменьшения протяженности хрупкой зоны на сва-
риваемую деталь как можно ближе к месту сварки помещают
массивные охлаждающие пластины. Если условия эксплуатации
позволяют, то применяется прокладка в виде никелевой, цирко-
ниевой, платиновой или танталовой фольги толщиной 20—
40 мкм при точечной сварке. С той же целью применяют пайку
специальными припоями—эвтектикой молибдена с палладием,
эвтектикой молибдена с платиной и др. Однако эти дорогостоя-
щие меры не обеспечивают необходимой пластичности сварных
соединений молибдена по указанным выше причинам.
311
Основная трудность при сварке вольфрама сопряжена с
высокой температурой плавления и требуемой чистотой металла
сварного шва. Вольфрам интенсивно адсорбирует кислород при
температуре 1000° С, если давление воздуха превышает
1 10“2 мм рт. ст. Дуговая сварка вольфрама производится в
струе смеси сухого воздуха и водорода, например, угольным
электродом, а также через прокладку из фольги другого металла
или сплава. Молибден с вольфрамом паяют молибденоругелие-
вой эвтектикой в смеси азота с водородом и другими припоями.
Пайка ограничивает работоспособность вольфрамовых соедине-
ний температурой плавления припоя. Применяемые способы
сварки, приводя к насыщению вольфрама кислородом, повыша-
ют хрупкость соединения.
Очень перспективна электроннолучевая сварка в вакууме для
соединения тугоплавких металлов, однако она неприменима
для соединения по относительно большой поверхности. В этом
случае наиболее рациональна диффузионная сварка в ва-
кууме.
Диффузионная сварка тугоплавких металлов проводится в
вакууме, чем обеспечивается максимальная защита высокоак-
тивных тугоплавких металлов от кислорода и азота. Вакуум име-
ет ряд преимуществ по сравнению с защитной атмосферой. Ва-
куум представляет собой защитную атмосферу высокой частоты
и однородности, так как в течение всего процесса непрерывно
откачиваются выделяющиеся газы.
Создание и поддержание вакуума значительно дешевле, чем
защитных атмосфер. В вакууме лучше физические и технологи-
ческие свойства обработанных материалов. Многие материалы
(титан, ниобий, цирконий и др.) могут обрабатываться только в
вакууме. Вакуум ускоряет химические реакции, зависящие от
температуры и давления, так как способствует диссоциации
окислов и карбидов при сравнительно низких температурах.
Диффузия газов в раскаленную поверхность изделий исклю-
чена.
В связи с этим все большее распространение получают спо-
собы сварки в вакууме. Так как в вакууме сетка окислов и ни-
тридов по границам зерен исключена, то этот способ предупреж-
дает хрупкость соединения. Аналогичным образом путем соот-
ветствующего режима можно предотвратить быстрый рост зер-
на, что будет способствовать меньшему охрупчиванию сварного
соединения.
Для отработки режимов диффузионной сварки в вакууме
применялся вольфрам ВЧ (пруток 16 X 16) и молибден МЧ
(пруток диаметром 12 мм). Окончательно технологию диффу-
зионной сварки разрабатывали применительно к описанным вы-
ше материалам на образцах диаметром 35 мм, из вольфрама
ВЧ (б = 1,5 хм), вольфрам-реиия ВР-10 (б = 1,5 мм и молибде-
312
на МЧ (6 = 5,5 мм). Химический состав в % применяемых ма-
териалов указан в табл. 40.
Таблица 40
Материал М(> W Rc Fe Si N i SiO3 СиО+MgO
МЧ . . . вч . ВР-10 . . . 99,5 99,5 90-1-1,0 OJl ,0 0,05 0,05 0.03 0,005 0,003 0,005 0,003 (1,005 0,008 0,02
Сварка образцов и деталей осуществлялась на сварочной
диффузионной вакуумной установке СДВУ-15 (см. рис. 46).
Для создания относительно высокой температуры (до
2500еС), необходимой для сварки тугоплавких металлов, ис-
пользовался высокочастотный генератор Л3-67. Гидравлическая
система обеспечивает давление при применении мультипликато-
ра до 17 т. Вакуумная система обеспечивала разрежение
1- 10 2-4-1-К)-4 мм рт. ст. Измерение вакуума осуществлялось
вакуумметром ВИТ-1, давления — манометром МДС-100, темпе-
ратуры — термометром ОППИР-09 или термопарой ВР-5/20»
регулировалась температура потенциометром ПСР-1 в пределах
3—2500е С. Образцы испытывали: на изгиб, на угол загиба до
170°, проводили металлографические исследования, ультразвуко-
вой кронтроль, технологический контроль (штамповка), эксплуа-
тационную проверку.
Для определения режимов диффузионной сварки в вакууме,
обеспечивающих равпопрочность сварного стыка и основного
металла, сварные образцы длиной 50 мм сечением 12X12 испы-
тывались на изгиб, на машине фирмы Лозепхаузен (максималь-
ная нагрузка 25 т). Режим сварки считался удовлетворительным,
если разрушение происходило по основному металлу. Испыта-
ние па растяжение по применяли из-за неудовлетворительной
механической обрабатываемости вольфрама при комнатной
температуре.
Биметаллические диски диаметром 35 мм штамповали на ко-
нус с углом 17° на пятитонном эксцентриковом прессе при тем-
пературе 1300— 1400" С. Угол был выбран таким образом, чтобы
при оптимальном режиме сварки обеспечивалась последующая
штамповка плоских заготовок зеркал для получения заданного
угла загиба 17°. Качество сварки считалось удовлетворительным
при отсутствии трещин в основном металле и расслоения по пло-
скости сварки. Металлографические исследования проводились
при помощи микроскопа MIIM-8 с целью изучения зоны соеди-
нения и выявления дефектов сварного шва. Ультразвуковой кон-
троль проводили по методике IIMIIXPLMMAIll при помощи де-
313
фсктоскопа УДМ-1М для выявления непроваров на плоских сва-
ренных заготовках зеркал диаметром 100 мм.
Эксплуатационная проверка биметаллических (зеркал) ано-
дов проводилась при температуре 2500—2000° С и 9000 об!мин.
Сварка считалась удовлетворительной, если при этом не насту-
пало расслоения и изменения формы рабочей поверхности.
Для сварки прутковый металл разрезали на заготовки дли-
ной 25 мм и стыковали попарно. Предварительно свариваемые
поверхности механически обрабатывали (шлифовали на шкурке
до V 6) и обезжиривали спиртом-ректификатом. Листовой металл
подвергали травлению в селигрощеточной ванне (95% КОН или
NaOH и 5% KNO3 или NaNOs) для снятия окалины. Температу-
ра расплава 450° С. После травления металл промывали в горя-
чей воде и сушили. Перед сваркой соединяемые поверхности
подвергали химической обработке.
В ряде случаев между свариваемыми поверхностями поме-
щали промежуточный слой (прокладки). Материал прокладки
и форма его нанесения указаны в табл. 41.
Таблица 41
Материал прокладки Толщина в мкм Способ нанесения
Молибден 50 Фольга
» . 250 Газопламенное напыление
Тантал 50 Фольга
Молибдено-вол ьфрамовый сплав 70 Газопламенное напыление
Рений . . 3—5 Электролитическое нанесение
После механической и химической обработки свариваемых
поверхностей детали помещали в сварочную камеру, где на них
подавали установочное давление 0,5 кГ)мм2. После откачки до
заданной степени разрежения и разогрева до необходимой тем-
пературы на детали передавалось сварочное давление. Во время
сварки температура и давление выдерживались постоянными. По
окончании сварки генератор отключался и температура посте-
пенно снижалась за счет теплоотвода. Охлаждение в камере
происходило до 200° С. При этом давление составляло
0,5 кГ}мм2. Затем выпускался воздух, давление снималось и де-
тали выгружали из сварочной камеры. После охлаждения свар-
ные прутковые образцы испытывали на изгиб, дисковые биме-
таллические образцы подвергались штамповке и металлографи-
ческому исследованию, а зеркала — ультразвуковому контролю
и (выборочно) металлографическим исследованиям.
Для отработки технологии диффузионной сварки в вакууме
молибдена с вольфраморениевым сплавом в связи с дефицитно-
стью последнего вначале определяли параметры диффузионной
314
сварки молибдена и вольфрама. Затем режимы сварки коррек-
тировали применительно к соединению молибдена и вольфра*
морепиевым сплавом.
Выбор оптимальных режимов диффузионной сварки в ваку-
уме является основой для разработки промышленной техноло-
гии, которая должна обеспечить стабильность оптимальных
параметров сварки и равномерность их распределения по всей
поверхности контакта свариваемых деталей на протяжении всего
процесса сварки.
Соединение молибдена с вольфрамом (и вольфраморение-
вым сплавом) происходило в вакууме ЫО-3 ч- 1 • 10~4 мм рт. ст.
Для ускорения процесса соединения и понижения температуры
сварки использовали промежуточную прокладку между свари-
ваемыми поверхностями.
Реальные свариваемые поверхности всегда загрязнены плен-
ками и имеют неровности, вызванные механической обработкой.
Для определения необходимой чистоты свариваемых поверхно-
стей были опробованы различные виды обработки поверхностей.
Результаты экспериментов по сварке биметаллических диско-
вых образцов диаметром 35 мм молибдена и вольфрама при
различном состоянии контактных поверхностей изложены ниже:
Состояние поверхности
Свариваемость при диффу-
зионной сварке
Опескоструенная ...
После прокатки ....................
После отжига в водороде (Т = 1200° С,
t = 20 мин) ...................
Шлифованная . . .
Полированная ......
Эл ектропол ирова иная
Нсудовлетворш ел ьна я
Хорошая
Неудовлет верительная
У довлетворительная
У довлетворител ьна я
У довлетворительная
Все образцы поставляли после травления их селитрой. Режим
сварки постоянный: Т — 1900°С; р= 1,5 кГ)мм2\ t = 15 мин.\
комплексная химическая обработка. Прослойки наносили после
указанной подготовки поверхности. Наилучшей в данных усло-
виях оказалась поверхность, полученная прокаткой. В последу-
ющей работе при переходе на сварку реальных зеркал вольфра-
мовые и вольфраморснисвые заготовки сваривали непосредствен-
но по поверхностям, полученным прокаткой (V5), а молибдено-
вые заготовки обрабатывали на токарном станке до V 6-го
класса — с целью улучшения прилегания сопрягаемых заготовок.
Целью комплексной химической обработки непосредственно перед
сваркой являлось снятие поверхностной пленки, которая всегда
образуется па металле, соприкасающемся с воздухом.
315
Для определения оптимального режима сварки заготовки из
пруткового материала сваривались встык. Качество сварки оце-
нивалось испытаниями па изгиб. Режимы диффузионной сварки,
позволившие получить положительные результаты при разре-
жении 1 * 1()"3 льи рт. ст., приведены в табл. 42.
Таблица 42
Свариваемые материалы Т в сс р Б КГ/ММ* t В Л ин Примечание
1700 9 5 ш
1800 8 5 ш
W 4- w 1900 7 5 ш
1900 10 3 ш
1900 15 2 ш
1500 4 15 ш—м
1700 3 15 м—ш
Мо 4- Мо 1800 2 15 м-ш
1900 1,5 15 м
1600 5 15 ш
W 4- Мо 1700 1800 4 3 15 15 ш ш
1900 2 15 ш
1600 4,5 15 Ш—м
1700 3,5 15 ш—м
1800 2,5 15 м-ш
1900 2,0 15 м
1900 1 5 ш
WRe 4- Мо 1900 9 5 ш
1900 3 5 ш
1900 4 5 ш—м
1900 5 5 ш—м
1900 6 5 м
1900 7 5 м
П р и меча н и е: ill — разрушение
М — разрушение
Ш-М- разрушение
по шву.
по основному металлу.
по шву и основному металлу.
Добавка рения повышает пластичность вольфрама, это по-
зволяет уменьшить давление при сварке.
Пятиминутная продолжительность диффузионной сварки
вольфрама обеспечивает равпопрочиость сварного стыка и ос-
новного металла ври Т — 1700° С и р = 9 кГ/льи2, при Т = 1800° С
и р = 8 кГ/мм2, а также при Т = 1900° С и р — 7 кГ/мм2.
Увеличение продолжительности сварки вольфрама при про-
чих равных условиях приводит к однородности структуры свари-
316
ваемых образцов в зоне сварки. Это подтверждает микрострук-
тура зоны сварки вольфрама, полученная при Т = 1850е С, р =
== 5,0 кГ/мм2, t = 20 мин. Равнопрочная микроструктура в зоне
сварки молибдена с молибденом получена при Т = 1700° С,
р = 4,0 кПмм2, I = 15 мин.
Повышение температуры при неизменной продолжительно-
сти сварки позволяет уменьшить необходимое давление при
сварке одноименных металлов.
Учитывая, что испытания на изгиб не дают полной характе-
ристики сварного соединения, то сваренные образцы подверга-
лись металлографическому исследованию.
Соединение вольфрама с молибденом производилось при
Т = 1600° С, р = 5,0 кГ/мм2 и t = 15 мин. Указанный режим свар-
ки обеспечивает равнопрочность при испытании на изгиб. При
промышленной эксплуатации биметаллические зеркала работа-
ют при температурах до 2200е С, возникающих за 0,1 сек. Боль-
шие градиенты температур, естественно, вызывают внутренние
напряжения переменного знака, которые складываются с напря-
жениями, обусловленными центробежной силой. В таких усло-
виях работы зеркала наличие видимой под микроскопом полосы
раздела недопустимо.
Следовательно, некоторые режимы, проведенные в табл. 42.
не могут быть рекомендованы как оптимальные. Это нашло под-
тверждение при испытании зеркал у заказчика. При сварке
вольфрама с молибденом по режиму, обеспечивающему равно-
прочность сварного стыка основному металлу (Г=1800°С, р =
= 3,0 кГ/мм2, t = 15лшн) наблюдалась широкая темная полоса на
границе раздела, что не позволило оценить полученное сварное
соединение как качественное. При увеличении давления до
4,0 кГ/мм2 процесс создания монолитного соединения ускоряется,
однако даже давление 4,0 кГ!мм2 не всегда обеспечивает одно-
родность зоны соединения.
Режимы диффузионной сварки вольфраморениевого сплава с
молибденом не намного отличаются от режимов диффузионной
сварки вольфрама с молибденом.
Диффузионная сварка вольфраморениевого сплава с молиб-
деном позволила получить равнопрочное сварное соединение но
данным механических испытаний при • Т == 1700° С, р
= 3,5 кГ!мм2у I — 15 мин. Однако на микрофотографии отчем в
во выделяется темная полоска на границе раздела между во»н.
фраморсииевым сплавом и молибденом. Даже увеличение дпв.н -
ния до 5,0 кГ/мм2 при прочих равных условиях не устраняем ука-
занных включений на границе раздела.
Таким образом, в случае применения комплексной химпче
ской обработки ни на одном из режимов не удалось получить
качественного соединения заготовок из-за наличия ня поверх-
ностях адсорбированных слоев газов и других веществ
21 Заказ 1355 3^7
Учитывая, что предварительные эксперименты при химиче-
ской обработке поверхности не дали желаемых результатов, по-
следующие исследования проводили при более высоких темпе-
ратурах с применением промежуточных прокладок, обеспечива-
ющих взаимную диффузию компонентов соединяемых металлов.
При сварке вольфрама с молибденом применялась прослой-
ка из танталовой фольги. Сварка производилась при Т = 1900° С,
р = 2,0 кГ)мм2 и t = 20 мин.
Исследования показали, чго микроструктура зоны соединения
двух сваренных дисковых биметаллических образцов измени-
лась. На границе сварки четко выявляется полоска танталовой
фольги, со стороны вольфрама волнистая, а со стороны молиб-
дена пилообразная. Отчетливо видимый непровар в зоне контак-
та вызван, очевидно, наличием окислов на поверхности тантала
при степени разрежения Ы0~3~ 1-10 4 мм рт. ст. (вместо реко-
мендуемой для тантала 1 • 10-5 мм рт. ст.) Несмотря на эти недо-
статки, сварное соединение обладало удовлетворительной штам-
пуемостью, выдержав формовку на конус под углом 145° при
1400е С в штампе.
Увеличение продолжительности сварки до 60 мин при прочих
равных условиях не изменило характера соединения в зоне свар-
ки. Между четко выделяющимся слоем фольги и свариваемыми
деталями при металлографическом исследовании обнаруживает-
ся несплошность. Однако при штамповке на конус под углом 17°
расслоения не произошло. В месте перегибов слой вольфрама
треснул из-за повышенной хрупкости в результате развития ре-
кристаллизации, но сварное соединение осталось без изменения.
При применении прокладки из молибденовой фольги был из-
менен режим сварки вольфрама с молибденом: Т = 1900° С,
р = 4,0 кГ/мм2 и t == 15 мин.
Микроструктура зоны сварки вольфрама с молибденом через
молибденовую фольгу показала, что граница между фольгой и
вольфрамом четко видна, однако, несплошность отсутствует. Со
стороны вольфрама имеются участки исчезнувшей границы.
Зерно молибдена крупное. Заготовка выдержала формовку в
штампе при температуре 1400° С (при этом у края образца обра-
зовалась трещина длиной 3 мм). Граница волнистая, имеется
трещина длиной 0,6 мм со следами фольги. Граница между воль-
фрамом и фольгой четкая, однако толщина ее в основном не
превосходит толщин межзеренных границ вольфрама. Молибден
крупнозернистый.
Как показывает сопоставление результатов испытаний, дан-
ный режим сварки нс обеспечивает стабильность качества свар-
ного соединения. Микрофотография зоны сварки при Т = 1900“ С,
р = 2,0 кГ!мм2 и i = 30 мин показала, что граница между воль-
фрамом и фольгой отсутствует, ее можно определить только по
разности величин зерен.
318
Микрострукгура зоны соединения, полученного при сварке
по режиму: Т = 1900° С, р — 2,0 кГ/мм'2 nt — 60 мин, покупала,
что фольга при металлографическом исследовании не обнару-
живается. Контактная поверхность определяется на некоторых
участках по несколько утолщенным границам зерен.
При использовании прослойки из молибдена, полученной га-
зопламенным напылением, режим сварки: Т = 1900° С, р =
= 4,0 кГ]мм2 и t = 30 мин. Микроструктура зоны сварки молиб-
дена с вольфрамом показывает, что со стороны молибдена гра-
ница почти незаметна. Со стороны вольфрама граница опреде-
ляется только по разной величине зерен напыленного слоя и
вольфрама. На границе напыленного слоя с вольфрамом в неко-
торых местах есть поры.
При использовании прослойки из сплава МВ-50, нанесенной
газопламенным напылением, режим сварки: Т =1900° С, р =
= 4 кГ1мм2 и t — 30 мин. Микрострукгура зоны сварки молиб-
дена с вольфрамом показывает, что напыленный слой металло-
графически не обнаруживается. Граница слоя со стороны молиб-
дена отсутствует, а со стороны вольфрама определяется лишь по
разной величине зерен слоя и вольфрама.
При применении прослойки из рения, нанесенного электроли-
тическим путем, при сварке вольфраморениевого сплава с мо-
либденом режим диффузионной сварки: Т = 1900° С, р —
= 2,0 кГ/мм2 и i = 30 мин. Образец без расслоения выдержал
формовку в штампе при температуре 1400° С. Микроструктура
зоны сварки вольфраморениевого сплава с молибденом показа-
ла, что электролитически нанесенный рений металлографически
не обнаруживается. Линия раздела отсутствует. Соединение ка-
чественное.
Мощность рентгеновского излучения увеличивается за счет
мощности электронного пучка, при этом значительно снижается
доза облучения организма при рентгенографии и рентгенотера-
пии. Повышение мощности электронного пучка обусловило необ-
ходимость защиты анода от расплавления. С этой целью были
созданы рентгеновские трубки со скоростью вращения анода до
10 000 об jмин. При этом линейная скорость вращения составляет
около 150/ои/ч.
Тепло, возникающее при ударах электронов о поверхность
анодов, должно очень быстро охладиться. Это является очень
существенным условием, позволяющим увеличить мощность рент-
геновского излучения.
При указанных выше условиях работы анода каждый эле-
мент фокальной дорожки шириной в 1 мм при нагрузке 500 кет
находится под воздействием луча в течение 25 мксек. В такое
время от данного участка поверхности к глубинным слоям ано-
да может быть отведено очень малое количество возникшего
тепла. Задержка тепла поверхностью опасна, так как она приво-
21* 319
дит к значительным внутренним напряжениям между соседними
слоями .анода, которые стремятся оторвать горячие -слои и рас-
тянуть холодные. Если внутреннее напряжение превысит проч-
ность на разрыв материала анода, то поверхность растрески-
вается, становится шероховатой; в этом случае часть электронов,
приходящих на анод, попадает в трещины и углубления, возбуж-
дая бесполезные рентгеновские лучи. В этих условиях лучше
всего может работать вольфрам как наиболее тугоплавкий ме-
талл, однако он хрупок и имеет большой удельный вес, что за-
трудняет его применение для массивных вольфрамовых анодов.
/Молибден имеет относительно высокую теплопроводность и в
2 раза меньше удельный вес, чем у вольфрамового сплава. По-
этому принято рабочую (наружную) часть анода у зеркала из-
готовлять из сплава вольфрама с 10% рения, а внутреннюю
часть из молибдена, соединяя их друг с другом по площади
5800 мм2. Для соединения анода была избрана диффузионная
сварка в вакууме, технология которой изложена выше.
В результате проведенных исследований и проверки опытной
партии сваренных зеркал выбран следующий режим диффузион-
ного соединения: Т = 1900° С, р = 2,0 кГ!мм2 и t = 60 мин.
Лучшие результаты при сварке молибдена с вольфрамом
получены при сварке через молибденовую фольгу толщиной
50 мкм. а при сварке молибдена с вольфраморениевым спла-
вом — через слой рения, нанесенный электролитическим путем.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
р езультаты настоящей работы кратко могут быть изложены
следующим образом:
1. Автором настоящей работы предложен новый способ
сварки — диффузионная сварка материалов. позволяющий
соединять самые разнородные металлы, сплавы, металлокерами-
ку, а также металлы с кристаллическими неметаллами. Новый
способ сварки позволяет без расплавления металла получать
сварную конструкцию законченных форм и размеров, свобод-
ную от внутренних напряжений. При вакуумировании в резуль-
тате дегазации материала повышается его прочность.
2. Разработаны теоретические и технологические основы но-
вого способа сварки, создана методика подбора режима процес-
са в зависимости от материалов и конфигурации изделий, а так-
же основных параметров: температуры, продолжительности
сварки, удельного давления, степени разрежения и подготовки
поверхности.
3. Разработаны, изготовлены, освоены в эксплуатации сва-
рочные диффузионные установки различных назначений и про-
изводительности для соединения деталей предложенным спосо-
бом— установки для индивидуального, серийного и поточно-
массового производства (в частности, роторные, шлюзования,
сварки в кассете), с ручными, полуавтоматическим и автомати-
ческим программным управлением, однокамерные и многокамер-
ные, однопозиционные и многопозиционные, с общим и местным
вакуумом, установки с различными источниками нагрева, с на-
ложением ультразвука, с наложением электрических колебаний.
Всего создано свыше 40 типов установок. Введены в эксплуата-
цию более 300 установок.
4. Па основе лабораторной и промышленной проверок спо-
соб и устройства внедрены в производство, что даст возможность
получить на многих предприятиях значительную экономию при
выполнении неразъемных соединений деталей и узлов. Предло-
женным способом сварено 400 композиций материалов, в том
числе такие, которые невозможно или нерационально было сое-
динять другими способами сварки. Применение диффузионной
321
сварки позволило создать новые приборы, станки, изделия,
принципиально новые технологические процессы,
5. На основе проведенных теоретических исследований и по-
лученных экспериментальных данных, которые, возможно, не
исчерпывают всего комплекса вопросов, уже в настоящее время
позволили автору сформулировать диффузионную теорию сое-
динения.
Получение данного вида монолитного соединения объясняет-
ся возникновением металлических связей в результате локальной
пластической деформации при повышенной температуре, макси-
мального сближения поверхностей и взаимной диффузии в по-
верхностных слоях контактирующих материалов.
Установлено, что диффузия играет решающую роль в созда-
нии качественного соединения. Окисные, адсорбированные, газо-
вые и масляные пленки не могут препятствовать образованию
соединения, так как в результате отжига в вакууме они частично
возгоняются (испаряются), частично диффундируют в тело де-
тали.
6. Способ диффузионной сварки в вакууме позволяет свари-
вать детали и узлы из разнородных металлов и сплавов, которые
нельзя соединять другими способами сварки; получать вакуумно-
плотные, термостойкие и вибропрочные соединения ие только ме-
таллов с металлами, но и с керамикой и стеклом; соединять дета-
ли не только по плоскости с высокой размерной точностью, но
и по коническим, сферическим и сложным рельефным поверх-
ностям.
Диффузионная сварка в вакууме по сравнению с другими
способами сварки и пайки имеет следующие преимущества: на-
грев свариваемых деталей и узлов в вакууме при непрерывном
удалении из камеры газов обеспечивает возможность удаления
из них адсорбированных газов и поверхностных окисных пленок;
отсутствует коробление деталей и изменение свойств металла в
зоне соединения, так как соединение частей деталей между собой
происходит при температуре, равной 60—80% абсолютной тем-
пературы плавления, и сжимающем давлении до 1—2 кГ}мм2\
отпадает необходимость в применении припоев, электродов,
флюсов, защитной газовой среды и других вспомогательных
средств и материалов. При диффузионной сварке в вакууме не
происходит выделение лучистой энергии, газов и мелкодисперс-
ной пыли, что важно для охраны труда работающих.
7. Вследствие дегазации материала при вакуумировании и
нагреве происходит заращивапие полостей, пор, субмикроскони-
ческих трещин и других дефектов и металл становится более
пластичным и прочным.
Диффузионный метод и конструкции установок позволяют
совмещать процесс сварки с последующей термической обработ-
322
кой в вакууме всей детали» что упрощает технологический про-
цесс и повышает качество изделий.
Мы обращаем внимание конструкторов на этот новый техно-
логический процесс» поскольку практика показывает, что диф-
фузионная сварка позволяет весьма просто решать многие очень
сложные конструкторские задачи.
8. Новый способ сварки — диффузионная сварка материалов
дает возможность расширить применение сварки в самых раз-
личных отраслях техники, приводит к возникновению принци-
пиально новых технологических решений и созданию новых кон-
струкций машин, приборов и аппаратов. Вся совокупность полу-
ченных результатов работы может быть использована для даль-
нейшего развития теории и практики получения неразъемных
соединений самых разнообразных материалов.
9. Следующий этап развития диффузионной сварки в ва-
кууме должен быть направлен на расширение номенклатуры
свариваемых материалов (например алмазов, графита, стекла,
керамики с металлами, окиси бериллия со сталью, нитрида бора с
ниобием и др.), на широкое применение ее во всех отраслях про-
мышленности. Это позволит решить задачи сварки кристалличе-
ских материалов быстрее, прочнее, точнее и экономичнее, чем
при других способах сварки.
10. Диффузионная сварка может быть эффективным спосо-
бом соединения металлоконструкций в условиях космического
пространства.
Основанием для такой оценки являются наличие естествен-
ного сверхвысокого вакуума (1-10-13 мм рт. ст.) уже на высоте
22000 км; возможность использования солнечной системы для
подогрева деталей при сварке.
ЛИТЕРАТУРА
1. Афанасьев И. В., Худышсв А. Ф. Исследование диффузион-
ной сварки применительно к электровакуумным приборам, «Автоматическая
сварка», 1962, № 5, стр. 57—63.
2. Ахматов А. С. Молекулярная физика граничного слоя. М., Физ-
м атгиз, 1963.
3. Балакин В. И., Хренов К- К. Роль вакуума при холодной свар-
ке. «Автоматическая сварка», 1966, № 2. стр. 7—9.
4. Балицкий А. В. Технология изготовления вакуумной аппаратуры.
Госэнергоиздат, 1959, 216 стр.
5. Б а к in и О. А., Шрон Р. 3. Прочность при статическом растяжении
сварных соединений с мягкой прослойкой. «Сварочное производство», 1962,
№ 5, стр. 6—10.
6. Б а л ь ш и н М. Ю. Порошковая металлургия. М., Машгиз, 1948,
282 стр.
7. Богданов В. Н. Пути развития сквозного нагрева заготовок в куз-
нечных цехах токами высокой частоты. Сб. «Передовая технология машино-
строения». Изд-во АН СССР, 1955, стр. 244—269.
8. Б ок штейн С. 3. Диффузия и структура металла. Сб. «Процессы
диффузии, структура и свойства металлов», М., «Машиностроение», 1964
9. Б о ч в а р А. А. Основы термической обработки сплавов. М., Метал-
лургиздат, 1940.
10. Бимс Дж. Современная вакуумная техника. Изд-во иностр, лит.,
1963.
11 Бравинекий В. Г., Иванов В. П., Метл ин Г. А. Сравнитель-
ная оценка основных способов металлизации. «Электроника», вып. 4, 1959.
12. Брукер X. Р., Битсон Е. В. Пайка в промышленности. Оборон-
гиз, 1957, 295 стр.
13. Бухман Н. А., Имшенник К- П. Пайка твердосплавного инстру-
мента. Машгиз, 1951.
14. Б э р р ер Р. Диффузия в твердых телах. М., Изд-во иностр, лит.,
1948.
15. Бугаков В. 3. Диффузия в металлах и сплавах. Гостехиздат,
1949.
16. Бурыкина А. Л., Евтушенко О. В. Диффузионная сварка в
вакууме металлоподобных карбидов с тугоплавкими металлами. «Порошко-
вая металлургия», 1965, № 1, стр. 87—95.
17. В а пин В. С. Сварка и пайка металлов в тлеющем разряде «Авто-
матическая сварка», 1962, № 4, стр. 23—25.
18. Вологдин В. П. Поверхностная индукционная закалка. Оборонгиз,
1947.
19. В о р о и и н Р. Ю. и др. Диффузионная сварка биметаллических пла •
тинотигановых анодов. «Технология судостроения», 1966, № 9—10, стр 61—64.
20. Билль В. И. Сварка металлов трением. М.—Л., Машгиз, 1959, стр. 87.
20а. Высокотемпературные неорганические соединения. Сб. «Паукова
думка» Киев, 1965.
21. Гейнце В. Введение в вакуумную технику. Физические основы ва-
куумной техники, т. I. Госэнергоиздат, 1960, 512 стр.
324
22. Герцрикен С. Д. и др. Влияние всестороннею сжатия h>i пори
метры самодиффузии железа. «Украинский фнзичный журннл». 1958, т 111.
№ 5.
23. Г с р ц р и к е и С. Д. Исследование влияния типа кристаллической ре-
шетки и всестороннего сжатия па параметры для самодиффузии железа.
«Украинский фнзичный журнал», т. III. 1958, № 2.
24. Герцрикен С. Д., Дехтяр И. Я. Диффузия в металлах и сплавах
в твердой фазе. М.. Физматгиз, 1960, 564 стр.
25. Глух а но в К. П. Физические основы высокочастотного нагрева.
Машгиз. 1954.
26. Г о р б v н о в Н. С. Диффузионные покрытия на железе и стали. Изд-во
АН СССР, 1958. 208 стр.
27. Гуревич С. И., Харченко Г. К. Новый источник нагрева для
диффузионной сварки. «Автоматическая сварка», 1965, № 2, стр. 76—77.
28. Г о л о в а н е н к о С. А., М е а п д р о в Л. В. Производство биметаллов.
«Металлургия», 1966. 304 стр.
29. Данилин Б. С. Конструирование вакуумных систем. Госэнергоиздат,
1959. 272 стр.
30. Д-анилин Б. С. Вакуумные насосы и агрегаты. Госэнергоиздат, 1957.
31. Днестровский И. 3.. Померанцев С. Н. Краткий справочник
цветных металлов и сплавов. Металлургиздат, 1958.
32. ДэшманС. Научные основы вакуумной техники. Изд-во иностр, лит..
1950. 296 стр.
33. Еременко В. Н. Титан и его сплавы. Металлургиздат, 1955.
34. Ж у р к о в С. Н., С а и ф и р о в а Т. П. Связь между прочностью и пол-
зучестью металлов и сплавов. ЖТФ, 28, № 8. 1958.
35. Журков С. Н._ Санфирова Т. П. Изучение временной и темпера-
турной зависимости прочности. ФТТ, 2, № 6, I960.
36. Журков С. Н., Б е т е х т и н В. И.. Слуцкер А. И. Разориентация
блоков и прочность металлов. ФТТ, 5, № 5, 1963
37. Займовский А. С., Усов В. В. Металлы и сплавы в электротех-
нике. Госэнергоиздат, 1949.
38. Зайт В. Диффузия в металлах. Изд-во иностр, лит., 1958, 381 стр.
40. Зайцев М. М., Рябинина Р. М. Сварка стеклометаллических
электровводов. Изд. ЦБТИ МГСНХ «За новую технику», 1964, № 40.
41. 3 о л о т ы х Б. Н. Физические основы электроискровой обработки ме-
таллов. Госиздтехтерлит, 1953.
42. Иванов А. А. Электровакуумная технология. Госэнергоиздат, 1944,
464 стр.
43. И о ф ф е А, Ф. Физика кристаллов. Изд-во АН СССР, 1929.
44. К а з а к о в Н. Ф. Способ диффузионного соединения различных метал-
лов, сплавов и материалов в вакууме и устройства для осуществления этого
способа. Автореферат диссертации на соискание ученой степени доктора тех-
нических паук, АН УССР, 1962, 48 стр.
45. Казаков Н. Ф. Способ соединения керамических и металлических
деталей, например режущих пластинок с державками. Авторское свидетель-
ство № 112460, 1956.
46. Казаков Н. Ф. Влияние диффузии и адгезии па износостойкость
твердосплавного инструмента. Сб. «Передовая технология машиностроения».
Изд-во АН СССР, 1955, 439—460 стр.
47. Казаков Н. Ф. Сварка в вакууме. «Техника молодежи», 1957. № 5,
стр. 7—8.
48. Казаков П. Ф. Диффузионная сварка в вакууме «Автоматическая
сварка», 1958, № 8, стр. 6—18.
49. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка металлов, сплавов, в вакууме.
«Научные доклады высшей школы». «Машиностроение и приборостроение»,
1958', № 2, стр. 138—147.
50. Казаков Н Ф. Диффузионная сварка в вакууме металлов, сплавов
н неметаллов. НИЛДСВ, 1962, 69 стр.
325
51. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка в вакууме. «Электропромыш-
ленность и приборостроение», I960, № 6, стр. 36—38.
52. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка нагревателей из дисилидмо-
либдепа. «Порошковая металлургия», 1963, № 4, стр. 106—110.
53. Казаков Н. Ф., Новиков И. А. Диффузионная сварка магнитных
сплавов. «Вестник машиностроения», 1963, № 10, стр. 84—86.
54. Казаков Н. Ф. Сварочная диффузионная вакуумная установка.
«Автоматическая сварка», 1960, № 2, стр. 44—50.
35 Казаков Н. Ф. Конструкции, изготовляемые с применением диффу-
зионной сварки. Сборник докладов па Всесоюзной конференции по проектиро-
ванию сварных инструментов. Изд. ИЭС им. Е. О. Патона АН УССР, 1963,
стр. 231—245.
56. Казаков Н. Ф. Установка для диффузионной сварки металлов. Ав-
торское свидетельство № 137605, 1959.
57. Казаков Н. Ф., Алексеев И. Д. Устройство для диффузионной
сварки металлов. Авторское свидетельство Ns 136837, 1960.
58. Казаков Н. Ф,, Львов А. С., С т у д е н о в Е. А. Устройство для
диффузионной сварки металлов в вакууме. Авторское свидетельство № 118926,
1958. '
59. К а з а к о в Н. Ф. Состояние и основные направления развития высоко-
производительного резания металлов. Сб. «К сорокалетию Советской власти»,
1957. стр. 166—185.
60. Казаков И. Ф. Радиоактивные изотопы в исследовании износа ре-
жущего инструмента. М., Машгиз, 1960. 328 стр.
61. Казаков Н. Ф, Диффузионное соединение деталей в вакууме. Сб.
«Сварка в приборостроении и радиоэлектронике». ЦИПТИэлектропром 1962,
стр. 3—13.
62. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка в вакууме. «Знание», 1966,
48 стр.
63. К а з а к о в Н. Ф. и др. Приспособление для диффузионного соединения
деталей из титана и стали с платиновой фольгой. «Электронная обработка ма-
териалов», 1967, № 1, стр. 80—82.
64. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка в вакууме металлов, сплавов
и неметаллических материалов-. ПНИЛДСВ. 1965, 104 стр.
65. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка в вакууме металлических и
неметаллических материалов. ЛДН ГП, 1965, 32 стр.
66. Казаков Н. Ф. Сварка давлением в вакууме разнородных металлов
«Сварочное производство», 1958, № 8, стр. 23—24.
67. Казаков Н. Ф^ и др. Диффузионное соединение в вакууме стали с
платиновой фольгой. «Электронная обработка материалов» 1966, № 4,
стр. 82—93.
68. К а з а к о в Н. Ф. Диффузионная сварка в вакууме стали 45. «Свароч-
ное производство», 1962, № 8. стр. 31—34.
69. К а з а к о в И. Ф., Щ е п е т и н а Г. А. Соединения металлокерамиче-
ских пластинок с державками инструмента. «Автоматическая сварка», 1962,
№ 7, стр. 12—17.
70. Казаков Н. Ф., Ушакова С. Е. Диффузионная сварка в вакууме
некоторых марок высоколегированных сталей. ЛДНТП, 1964, 20 стр.
71. К а з а к о в Н. Ф., М а л ю т и н А. В. Соединение титана диффузионной
сваркой. «Авиационная промышленность», 1963, № 12.
72. К а з а к о в Н. Ф. и др. Диффузионная сварка титана. «Автоматическая
сварка», 1963, № 10, стр. 82—86.
73. Казаков Н. Ф. и др. Диффузионное соединение в вакууме поверх-
ностей жаропрочного сплава ЭИ602. «Электронная обработка материалов»,
1966, Ns 1, стр. 62—66.
74. Казаков Н. Ф. Исследование износостойкости резцов методом ра-
диоактивных изотопов и излучений. Известия АН СССР, 1954, № 1, стр. 41—53.
326
75. К а з а к о в Н. Ф. и лр. Диффузионное соединение магнитных сплавов
в вакууме. «Электронная обработка материалов», 1965, № 4, стр. 41—45.
76. Казаков Н. Ф., Чарухина К. Е. Диффузионная сварка в ваку-
уме разнородных металлов. ЛДНТП, 1964. 24 стр.
77. Казаков Н. Ф. и др. О диффузионной сварке термобиметаллов в
вакууме. «Цветные металлы», 1964, № 10, стр. 60—67.
78. Казаков И. Ф. и др. Приспособление для диффузионного соединения
деталей из титана и стали с платиновой фольгой. «Электронная обработка
материалов», 1967, № 1, стр. 80—82.
79. К а з а к о в Н. Ф. Способ диффузионного соединения различных метал-
лов и материалов в вакууме и устройства для осуществления этого способа.
Патент в Бельгии № 601175. 1961.
80. Казаков II. Ф. Способ диффузионного соединения различных метал-
лов, сплавов и материалов в вакууме и устройства для осуществления этого
способа. Патент в Англии № 949, 979, 1961.
81. Казаков Н. Ф. Способ диффузионного соединения различных метал-
лов, сплавов и материалов в вакууме и устройства для осуществления этого
способа. Патент во Франции № 1280415, 1961.
82. К а з а к о в Н. Ф. 1. Способ диффузионного соединения металлов, спла-
вов н неметаллических материалов. Патент в США № 3158732. 2. Устройство
для диффузионного соединения металлов, сплавов и неметаллических мате-
риалов. Патент в США № 3257539.
83. Казаков Н. Ф. Способ диффузионного соединения металлов, спла-
вов и материалов в вакууме и устройства для осуществления этого способа.
Патент в Японии № 428777.
84. Казаков Н. Ф. Способ диффузионного соединения металлов, спла-
вов и материалов в вакууме и устройства для осуществления этого способа.
Патент в Швеции № 195187.
85. Казаков II Ф., Золотых Б. Н. Способ соединения керамических
и металлических деталей. Авторское свидетельство К? 124784, 1959 г.
86. Казаков Н. Ф. Способ соединения керамических и металлических
деталей с наложением ультразвука. Авторское свидетельство № 163874.
87. Казаков Н. Ф. Способ соединения керамических и металлических
деталей. Авторское свидетельство ?Гг 156403. 1961.
88. Каппов Н. А. Электрические явления в газах и вакууме. Гостехиз-
дат, 1947, 808 стр.
89. 1\ а и ц о в Н. А. Физические явления в вакууме и разреженных газах.
ОНТИ НКТП, 1937, 440 стр.
90. Киффер Р., Шварцкопф П. Твер тые сплавы. Металлургиздат.
1956, 664 стр.
91. Кпд ин И. Н. Термическая обработка стали при индукционном на-
греве. Металлургиздат, 1950.
92. Корнилов И. И. Железные сплавы. Изд-во АН СССР, 1951.
93. Королев Б. И. Основы вакуумной техники. Госэнсргоиздат, 1958,
480 стр.
94. Кочергин К. А. Новые процессы сварки. Лениздат, 1964, 124 стр
95. Кривошей А. В., Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка некото-
рых тугоплавких металлов. «Сварочное производство», 1964, № 7, стр. 13—15.
96. Кришталл М. А., Д'! и р к и н И. П. Ползучесть и разрушение спла-
вов. М., «Металлургия», 1966, 192 стр.
97. Л а н и с В. А., Левина Л. Е. Практические основы вакуумных испы-
таний. Госэиергоиздат, 1955.
98. Лозинский М. Г. Строение и свойства металлов и сплавов при вы-
соких глшературах. Металлургиздат, 1963, 535 стр.
99. Манасевич А. Д. Физические основы напряженного состояния и
прочности металлов. М., Машгиз, 1962.
100. Мар мер Э. Н., Ферштер А. М. Расчет и проектирование ваку-
умных систем электропечей. Госэнсргоиздат, 1960, 100 стр.
327
101. Машкова Н. А., Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка быстро-
режущей стали Р18. «Сварочное производство», 1963, № 12, стр. 22—23.
102. Меньшиков М. И. «Приборы и техника эксперимента», 1959. №4.
103. Леськин В. В. Магнитные сплавы. «Сталь», 1947, № 5.
104. «Металловедение и термообработка». Справочник, Машгиз, 1956
105. Метелкип И. И. и др. Диффузионная сварка керамики с. металла-
ми. Сб. «Сварка в приборостроении и радиоэлектронике», ЦИНТИ, Электро-
пром, 1963, стр. 18—24.
106. Минц А. Л., Кристи II. М. О некоторых особенностях динамиче-
ских вакуумных систем. ЖТФ. т. XXVI. 1956, № 8.
107. М и р т о в Б. А. Тепловой манометр для измерения давления газа до
50—60 мм рт. ст. ЖТФ, т. 25, вып. 3, 1955.
108. Миркин И. Д. Структура и свойства металлов и сплавов. М.. Маш-
гиз, 1941.
109. Мовчан Б. А. Микроскопическая неоднородность в литых сплавах.
АН УССР, 1962, 340 стр.
ПО Мовчан Б. А. и др. Некоторые технологические особенности свар-
ки электронным лучом в вакууме. «Автоматическая сиарка», 1959, Ав 8,
стр. 12—13.
111. М о ж а е в С. С., С а р о м а т и н а Т. Г. Скоростное и силовое точение
сталей повышенной прочности. М., Обороигиз, 1957, 276 стр.
112. Мортон К. Смит. Основы физики металлов. Металлургиздат, 1962,
456 стр.
113. Назаренко О. К- и др. Электроннолучевая сварка. М., «Машино-
строение», 1966, 128 стр.
114. Н а з а р о в А. С. и др. Геторно-иопный насос с прямо-напольны-
ми испарителями титана и хрома. «Приборы и техника эксперимента». 1963,
№ 5.
115. Николаев Г. А., Ольшанский Н. А. Новые методы сварки ме-
таллов и пластмасс. М., «Машиностроение», 1966. 180 стр.
116. Ольшанский Н. А. К вопросу образования соединения при ультра-
звуковой сварке металлов. «Автоматическая сварка», 1961, № 3, стр. 3—11.
117. Окно в М. Г. О растворении тугоплавких металлов в легкоплавких.
«Металлург», 1935, № 2, стр. 17—30.
118. О к н о в М. Г., М о р о з Л. С. Механизм диффузии при цементации
железа и никеля химическими соединениями. ЖТФ, т. XI, вып. 8, 1941,
стр. 689—699.
119. П а з у х и н В. А., Ф и п г е р А. Я. Вакуум в металлургии. Металлург-
издат, 1956.
120. Патон Б. Е. Сварка будущего. Сб. «Наука и человечество», т. III,
«Знание», 1963, стр 504—513.
121. Патон Б. Е. Сварка в мире будущего. «Автоматическая сварка»,
1963, № 2, стр. 1—9.
122. Па то п Б. Е. Современное состояние и пути развития сварочной тех-
ники в СССР. «Сварочное производство», 1960, Ав 2.
123. Поводворский Ю. Б. Технология молибдено-маргапцевой метал-
лизации керамики. «Электроника», вып. 4. 1959.
124. Погод ин - Алексее в Г. И. Теория сварочных процессов. Маш-
гиз, 1950, 416 стр.
125. Пипко А. И. и др. Оборудование для откачки вакуумных приборов.
М.— Л., «Энергия», 1965, 364 стр.
126. Раковский В. С., Крюков Н. И. Наплавочные твердые сплавы
и их применение. Машгиз, 1947.
127. Раковский В. С. Металлокерамические твердые сплавы и их при-
менение. Машгиз, 1951.
128. Ребиндер П. А., Лихт мац В. И. ДАН СССР, 1947, № 7.
129. Рибо Г. Оптическая пирометрия. Гостсхтсориздат, 1934.
130. Ровинский Б. М. Журнал технической физики, т. XII, вып. 10,
1942; т. XII, вып. 11—12, 1942.
328
131. Рыжов Э. В. Основы расчета стыковых поверхностей деталей ма-
шин на контактную жесткость. М., Машгиз, 1962.
132. Рыкалин Н. Н._ Клебанов Т. Н. Новое в обработке и соедине-
ние материалов. Сб. «Химия — творец новых материалов», «Знание», 1965,
стр. 44—48.
133. Сави некий К. А. Высоковакуумные насосы и агрегаты Поимене-
ние вакуума в металлургии. Труды совещания по применению вакуума в чер-
ной металлургии. Изд-во АН СССР, 1954.
134 Савин ск ий К. А. Высоковакуумпыс насосы. «Заводская лаборато-
рия», 1957, № 1.
135. Самарин А. М. Вакуумная металлургия. Металлургиздат. 1958.
136. Самсонов Г. В., Уманский У. С. Твердые соединения тугоплавких
металлов. Металлургиздат, 1957.
137. Сверхчистые металлы. М-, Металлургиздат. 1966, 230 стр.
138 Семенов А. П. Схватывание металлов. Машгиз, 1958, 280 стр.
139. С л у х о ц к и й А. Е., Р ы с к п н С. Е. Индукторы для индукционного
нагрева машиностроительных деталей. Машгиз, 1954.
140. Соколов В А. Молекулярные сита и их применение. «Химия». 1964.
141. Спринг С. Очистка поверхности металлов. М., «Мир», 1966, 349 стр.
142. Сторожей М. В., Попов Е. А. Теория обработки металлов давле-
нием. Машгиз, 1957.
143. Судснков Е. Г., Моисеев В. Н. Диффузионная сварка чугуна
со сталью «Автоматическая сварка», 1964, № 1, стр. 78—81.
144. Тепловые процессы при контактной сварке. Под ред. Рыкалина Н. Н.
Изд-во АН СССР, 1959.
145. Техника электронного нагрева. М,, ВИИИЭМ, 1964, 50 стр.
146. Тягунов Г. А. Основы расчета вакуумных систем. Госэнсргоиздат,
1948.
147. Уаст Берк Дж. Бериллий. Изд-во иностр, лит.. 1960.
148. У м а и с к и й О. и др. Физическое металловедение. Физматгиз, 1957.
149. У иксов Е. П Инженерные методы расчета усилий при обработке
металлов давлением. Машгиз, 1955.
150. Ушакова С. Е. Исследование диффузионной сварки в вакууме не-
ржавеющей стали 2X13. «Автоматическая сварка», 1963, № 6, стр. 41—44.
151. Ушакова С. Е. Применение диффузионной сварки при изготовле-
нии некоторых деталей. «Сварочное производство», 1963, № 5, стр. 20—21.
152. Успехи физики металлов. М., Металлургиздат, т. I, 1956, 456 стр., т. II,
1958, 462 cip.
153. Френкель Я. И. Введение в теорию металлов. М„ Физматгиз, 1950,
368 стр.
154. Хавкин Л. П. Номограмма для расчета компрессорных маномет-
ров. «Заводская лаборатория», 1954, А» 4.
155. Хауффе К. Реакции в твердых телах и па их поверхности, ч. 2-я.
Изд-во иностр, лит., 1963.
156. Хренов К. К. Сварка, резка и пайка металлов. М.— Киев. Маш-
гиз, 1959.
157. Хирст Д., Паунд Г. Испарение и конденсация. М., «Металлур-
гия», 1966, стр. 196.
158. Худышев А Ф. Диффузионная сварка в вакууме деталей и узлов
электровакуумных приборов. ЛДНТП, 1965, стр. 23.
159. Чалмерс Б. Физическое металловедение. М., Металлургиздат. 1963,
стр. 435.
160 Чернов Д. К. Записки императорского русского технического обще-
ства, 1868.
161. Шин я ев А. Я. Исследование диффузии железа в сплавах системы
железо — хром — «Металлургия и металловедение». Всесоюзная конференция
по применению изотопов и ядерпых излучений». Изд-во АН СССР, 1958.
329
162. Шишакова И. А., А н д р е е в В. В., Андрющенко Н. К. Строе-
ние и механизм образования окисных пленок на металлах. Изд-во АН СССР,
1959.
163. Al bom М. J. Solid state welding of reactive and refractory metals —
«.Material in Design Engineering», 1965, vol 61, № 4.
164. Barre R., Geller R., Mongoni n G. Le degasage a tempera-
ture ambiante des materiaux «Lc vide», 1957, a 12, № 69.
165. Becker O. Vacuum—Diffusionshweissen «Schweisscn und Schei-
den», 1964, Bd 16, № 8.
166. Cl a rk E. J. Vacuum diffusion joining of titanium. «Welding Journal»,
1959, vol. 38, № 6.
167. Da viesR. J., Stephenson N. Diffusion Bonding and Pressure Bra-
zing of Nimonic 90 Nickel — Chromium — Cobalt Alloy «British Welding Jour-
nal», 1962, v. 9, № 3.
168. H a m L. Metallic cohesion in high vacuum—«ASLE Transactions»,
1963, vol. 6, № 1.
169. Hoffman R. E„ P i k u s F. W., W a r 1 d R. A. Self — Diffusion in
Solid Nickel. «Journal of Metals», 1956, vol. 8, N 5.
170. Huntington H. B. Seitz Frederick. Energy for Diffusion by Direct
Interchange «Hie Phisical Revew», 1949, vol. 76, № 11.
171. Irving R. R. Joining dissimilar metals «Iron Age», 1965, vol. 195,
№ 13.
172. Jacqnes F. «Jonclions diffuslez Zircaloy 2 — acier ioxydable Rapp.
СЕА», 1964, № 2634, 62.
173. Kinsel A. B. Adams Lecture — Solid Welding «Welding Journal»,
1944, vol. 123, N 12.
174. Lee С. M., Maddinal R. The Effect of Torsional Strains on Self —
Diffusion in Silver Single Crystals. «Transaction of the Metallurgical society
of А1МЕ», 1959, vol. 215. N 3.
1/5. «Materials and metods», 1950, vol. 31, № 60. Erasing and
Soldering of Aletals by induction Heating 'Methods Induction Dielectric Heating
Apparatus Section NEMA.
176. P a p г о c k i S. J., Hodge E. S. and G r p s h о v e r P. J. Gas pres-
sure bonding «Light Metal Age», 1961. vol. 19, N 11—12.
177. Porcmbka S. W. Joining ceramics to metals for high temperature
service «Bcttclle fechn. Revew», 1964, vol. 13, N 9.
178. P о w e r B. D. Sourers Measu Measurement and Control of Backstrea-
mong in «Oil Vapour Vacuum Pumps. «Vacuum», 1954, v. IV, N 4.
179. Platte W. N. Joining of refractory- metals. «Jornal of Metals», 1962,
vol. 14, N 3.
180. S 1 о n h t e r G. M., Patriarca P. and Ma inly W. D. Bonding of
cermet value components to metals. «Welding Journal», 1958, vol. N 6.
181. Terril J. R. The R — 260 alloy bonding process for joining alumini-
um «Welding Journal», 1962, vol. 41, N 9.
182. T у 1 e с о R. F., II о w a D., F u г m i g с I. E. Ehe Influence of Sur face
Felms on The Pressure Welding of metals «British Welding Journal», 1958,
vol. 5, N 1.
183. V i k a r s E. C. An efficient joining techniqur... diffusion boanding «Me-
lat Progress», 1965, vol. 87, N 4.
184. Vo dick a L. Zpuzob diffusniho sdrizovani (platovani) kovu uvnitz
trubek a dutych teles 491, 5 (В 23P) № 106732.
185. W a c h t e 11 K-, Lighten H. W. /Metal diffusion technique «Electrical
Pesing News», 1961. vol. 6.
186. Young W. R. and Jounes E. S. Joining of reffractory me tals by
brazing and diffusion bonding. General Electric Company, ASD Tech. Rept.,
63—88, Air Force Contract.
187. Zcyen K. L. Nene Erkeuntnisse, Neuentwicklungen, SchweiBmetal lur-
gie und Anwcndungsbeispiele bei den gcwalzten Eisen und Nichteisen — me-
tallen. «Schff und Hafen», 1961, Bd. 13, N 10.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Введение ...... 3
Глава I. Физические основы диффузионной сварки 9
Основные закономерности процессов диффузии в металлах
и сплавах ... .... 9
Физические процессы и основные параметры диффузионной
сварки в вакууме . . ’9
Физические методы исследования сварных соединений . 29
О расчетном методе определения параметров диффузионной
сварки ... 4/
Глава II. Общие принципы создания установок для диффузионной
сварки в вакууме 54
Вакуумные системы 54
Классификация установок 72
Вакуумные системы СДВУ . . 79
Основные источники нагрева 87
Системы для создания давления на свариваемые детали 100
Автоматическое регулирование режима диффузионной сварки 104
Глава III. Сварочные диффузионные вакуумные установки (СДВУ) 108
Глава IV. Основные технологические параметры диффузионной
сварки . 153
Общие вопросы . . . 1ьЗ
Температура и давление при сварке . .158
Продолжительность сварки и охлаждения 164
Вакуумирование при сварке . . . . . 166
Нагрев в вакууме . . . 168
Подготовка поверхности перед сваркой . 168
Глава V. Сварка черных металлов 173
Сварка конструкционных сталей . .173
Сварка легированных инструментальных сталей с конструк-
ционными 181
Сварка жаропрочных сплавов ... 193
Сварка высоколегированных нержавеющих сталей . . 200
Сварка магнитных сплавов . 203
Сварка чугуна со сталью . 215
Глава VI. Сварка цветных и редких металлов и их сплавов . 22-1
Сварка однородных металлов . 224
Сварка разнородных металлов ... 236
Глава VII Сварка черных металлов с цветными . 253
Глава VIII Сварка неметаллических материалов с металлами 263
Глава IX. Сварка металлокерамики с металлами . 286
Заключение . .... 321
Литература , . 394
1Iиколай Федотович Казаков
ДИФФУЗИОННАЯ СВАРКА В ВАКУУМЕ
Редактор издательства Черешнма Т. Е.
Технический редактор Гордеева Л. II. Корректор Воробьева В. А.
Сдано в набор 12/ХП 1967 г. Подписано в печать 22/IV 1968 г. Т-06918. Тираж 8000 эка.
Печ л. 20,75 Бум. л. 10.38 Уч.-изд. л. 22,0 Форма! 60 X 90'/10 Цена I р. 37 к. Зак. № 1355
Издательство «-МАШИНОСТРОЕНИЕ», Москва, Б-66, 1-й Басманный пер., 3
Экспериментальная типография ВНИИПП
Комитета по печати при Совете Министров СССР
Москва К-51, Цветной бульвар, 30