Текст
СВАРНА-
разнородны..
металлов
и сплавов
т
fl
МОСКВА
« МАШИНОС'ТРОЕНИЕ »)
1984 ·
БЕК 34.641
С24
УДК 621.791 : 669.29
/
.s
Рецензент I с. М. FУРЕВИЧ I
/
С24 Сварка разнородных металлов и сплавов/В. Р. Ря-
бов, д. М. Рабкин, Р. с. Курочка, л. r. Стрижев..
ская.
.л,'\.: Машиностроение, 1984.
239 с., ил.
В пер.: 1 р. 20 К.
Рассмотрены условия образования и развития неоднородности
в зоне сплавления разнородных металлов, диффузионные процессы,
смачивание и растекание на rранице контакта. Показана зависимость
прочностных и пластических свойств сварных швов от значения и xa
рактера неоднородности. Приведены оптимальные режимы сварки раз
личных сочетаний металлов, дана оценка свойств сварных соединений
в различных условиях работы.
Для инженерно
технических работников, занимающихся проек
тированием и изrотовлением сварных конструкций.
с 2704060000
163 163-84
038(01 )..84
ББI( 34.641
6"4.3
@
Издательство «Машиностроение», 1984 r.
Введение
XXVI съезд КПСС поставил важнейшие задачи в области даль..
нейшеrо ускорения темпов научно"техническоrо проrресса, создания
и внедрения в производство принципиально новой техники и про..
rрессивной технолоrии, направленных на повышение эффективности
производства и качества продукции. Успешное выполнение постав..
ленных задач связано с развитием cOBpeMeHHoro машиностроения
в направлении снижения металлоемкости конструкций и аппаратов
при одновременном улучшении их технических характеристик и
повышении надежности в работе, что ведет к необходимости широкоrо
применения различных сталей и цветных металлов. Как правило,
из более дороrих и дефицитных материалов рационально изrотав"
ливать не все изделие, а лишь те узлы и участки, которые непосред"
ственно испытывают воздействие определенных наrрузок, темпера..
тур или сред. Поэтому во мноrих отраслях ПРОМЬЦIIленности широкое
применение находят композитные конструкции, а сварка разнород..
ных металлов относится к числу наиболее важных проблем сварочной
науки и техники.
За последние rоды, номенклатура сочетаний разнородных метал..
лов, используемых в сварных конструкциях, резко возросла и про..
должает расширяться. Наряду со сваркой различных марок сталей
между собой, которая применяется сравнительно давно, требуется
соединять сочетания меди и ее сплавов (латуни, бронзы) со сталями;
- титана со сталью, алюминием, медью; ниобия и молибдена с корро"
зионно"стойкой сталью, ванадием, медью и e сплавами, циркония
со сталью и друrими металлами и мноrие друrие.
Свариваются и «экзотические сочетания» металлов: палладий
со сталью, уран с титаном, цирконием; бериллий с медью, серебро
со сталью, золото с коваром, алюминием и т. п.
Вопросам свариваемости разнородных металлов уделяется боль..
шое внимание как в нашей стране, так и за рубежом. Поток инфор..
мации по сварке материалов с nезко различными физико"химичес..
кими свойствами и механическими характеристиками бурно нара..
стает. Так, только за два последних десятилетия в реферативных
журналах «Сварка» И «Металлурrия» опубликовано свыше 5000
сообщений по различным вопросам теории и практики металлурrии
и техники сварки разнородных металлов.
В предлаrаемой книrе освещены теоретические и эксперимен"
тальные данные последнеrо времени, а также приведено описание
практическоrо использования конструкций из разнородных метал..
лов в промышленности.
Авторы отдают себе отчет в том, что освещение всех аспектов
сварки разнородных металлов методически весьма сложная за..
дача. Поэтому возможно, что не все стороны этой проблемы пред..
ставлены с должной полнотой. Некоторые дополнительные сведения
можно найти в работах [48, ,79, 128].
1*
3
r ЛАВА 1
Особенности формирования CBapHb
соединений
разнородных металло
Стремление соединять разнородные металлы, т. е. металлы, об
ладающие различными физико
химическими свойствами и прочност
ными характеристиками, возникло на заре развития сварочноrо
производства. Первые сведения о сварке разнородных металлов были
получены еще Н. r. Славяновым во время работы ero на мотовили
ховских пушечных заводах в r. Перми. В пермском краеведческом
u u
музее хранится «славяновскии стакан»
мноrоrранник, сделанныи
из наваренных друr на друrа разных материалов: бронзы, нейзиль
бера (62 % Си, 18 % Ni, 20 % Zn), меди, чуrуна, стали, никеля,
томпака (рис. 1). На дне мноrоrранника имеется надпись: «Экспо
нат на Всемирную электротехническую выставку в r. Чикаrо (AMe
рика), изrотовлен Н. r. Славяновым, завод Мотовилиха, 1893 r.».
Еще в то время указывалось на трудности сваривания различных
пар металлов.
При непосредственной сварке разнородных металлов возникают
следующие затруднения:
1) при большом различии в температурах плавления соединяе..
мых металлов, например железа и серебра или вольфрама и молиб
дена, в момент достижения одним из Me
таллов температуры плавления друrой
находится еще в твердом состоянии;
2) большое различие в коэффициен
тах линейноrо расширения соединяемых
металлов обусловливает возникновение
значительных термических напряжений;
3) различие теплопроводности и теп-
лоемкости соединяемых металлов при-
водит к изменению температурных полей
и условий кристаллизации шва, обуслов"
ливает характер смачиваемости более
туrоплавкоrо металла;
4) резкое различие в электромаrнит-
u
ных своиствах соединяемых металлов мо"
жет привести к неудовлетворительному
формированию шва;
5) в ряде случаев, например при
сварке алюминия с друrими металлами,
значительные затруднения возникают
из..за находящихся в ванне туrоплавких
4
Рис. 1. сС.лавяновский. стакан»
мноrоrранник, изrото-
в..енцый из нааарецных Apyr на Apyra восьми разць(х ме..
Ta
,!JlOB
окисных пленок алюминия AImO n , создающих включения в сварном
шве. Применяемые для их растворения флюсы неприrодны для'
сварки более туrоплавкоrо металла;
6) на характер образования CBapHoro соединения решающее
влияние оказывает химический состав образующихся фаз (в случае
оrраниченной растворимости). Конrломерат интерметаллических фаз,
образующихся, например, при сварке ниобия со сталью, сохраняется
и при последующей термообработке, и все дальнейшее поведение
cBapHoro соединения определяется количеством, формой, xapaK
тером расположения и свойствами прослойки.
СВАРИВАЕМОСТЬ РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
Возможность соединения разнородных металлов с образованием
прочных связей определяется прежде Bcero физико"химическими
свойствами соединяемых металлов и применяемой технолоrией
сварки. Физические свойства металлов, от которых зависит их сва..
риваемость, MorYT существенно отличаться. В табл. 1 приведены
некоторые физические свойства металлов, наиболее часто ветре..
чающиеся в комбинированных соединениях. Соединяемые разнород
ные металлы MorYT быть одной основы (например, перлитная сталь +
аустенитная сталь) и различной основы. Металлурrические процессы
сварки разнородных металлов, особенно с различной основой,
более сложны и менее исследованы, чем процессы сварки однород..
ных металлов [128, 166].
Решающее влияние на свариваемость разнородных .металлов
оказывает металлурrическая совместимость, которая определяется
взаимной растворимостью соединяемых металлов и в жидком, и
в твердом состоянии, а также образованием хрупких химических
соединений
интерметаллидов. Практически не свариваются плав..
лением металлы и сплавы, которые .не MorYT взаимно растворяться
в жидком состоянии, например железо и маrний, чистые свинец
и медь, железо и свинец и др. При расплавлении таких пар металлов
образуются несмешивающиеся слои, которые при последующем
затвердевании MorYT быть сравнительно леrко отделены ДРуr от
друrа. Образуют сварные соединения металлы и сплавы, в состав
которых входят элементы, обладающие неоrраниченной взаимной
растворимостью не только в жидком, но и в твердом состоянии, т. е.
образующие, непрерывный ряд твердых растворов.
Взаимная растворимость элементов определяется подобием кри"
сталлических решеток растворителя
и растворяемоrо компонента,
разницей в атомных радиусах компонентов и величиной электро"
отрицательности, характеризующей энерrию связи между двумя
элементами [98]. На диаrрамме растворимости л. Даркена .и r. rурри
[18] (рис. 2) по оси абсцисс отложены атомные радиусы элементов,
а по оси ординат
электроотрицательность. Для определения пре
делов растворимости строят вспомоrательные эллипсы: внутренний
с большой осью размером + 0,2 единицы электроотрицательностц
И малой осью ;l;O,8 % разницы _ в атомных радиусах 11 внеЩfl}Iff
v
........
:::f
t::
\О
f---4
6
,
:r:ф ..
o. =U Q
f-< Q) t о.ъ i
g:Qat:: o
t:::r:
:s::
f-<
<l)
S
<1J
О.
=
е
Е-
а)
:;;
=
Е-
(J
::s::
<:)
=
(J
а)
::S::
(J
а)
=r
::S::
('1')
::S::
..er
.....
.....
О
:r:
:х:
<1J
t:Q
f-<
и
:х:
Q.
f-<
C.J
О
О.
t::
t::
::s::
........
, .а I J
of-< u.
c.JO с....
О о
=o-...-.
o.
ФI:; t::(
I , V
=f-<' = .""""'
o&=00f-<=U.
0& Ф C.J 0..0
(I)=t::O°t:: o -"'-'
O::f o..:x: C'lE:;-
t:: р:)
а)
:а
Q.
е
Е-
е
а)
:с
o
· с.... = I
=f-<Om u.......
-8-=:r:o.0 Х
.e-<1J:>::S;: о
m=Ф==О...
O::r:z: S 0.°1
=c.Jt::......u
1:; t\! о
Р.
, ..се
't:Q Uo
..,.. О = (1;0 ......
:a f-t=ox
O::r::C'I...,.
Q)Фо.ф
1::("'" t::;:;: =,;..
O o.
C.J t::0
'C\J ..
(1)0.' tJ:;
Е; ==u
фf-< ::r::о
t::
?.й u е':
:)Е-о=
C.J 0.0 '-....
0t::Oc....
t:::c C'I
C\J
f-<
<1J
О ООО """"ОООФ Ф ФФ
фОфО ф ф ф
ОО ОО ОФ ОО О Ф ФФ
::r:
G;::I:
:I:
:I: 0
о..
::s::
00..
0..Е--<
::s::::r:
0..(1)
E--<:::f
::r: 1
(1)0
:::f:I:
(I):::S
:r:(I)
tO
0..\0
о
tJ:::
с)с)
(1)(1)
::r::r(l)
::s::::s::
\0\0 :*
>'o
f---4
о ФО
00 <.о lC
00 1.C
о ооф
О Ф Ф
о оФlC
.. .. ... ... ....
OO ........
................
Ф.. Ф Ф t'--.. с'-!.
C'.l lCФ<D
ОlCОФlC
ф """" ф
<Dt'--
........ c"t') ........ ........
00000
00000
t'-- О 00 Q")
С'1с'оФt'--ОО
........
:s::
::S:: ::S:: Е--<
::s::о..о.д
:E €-ogst::
Q t::
t:: о з
р:н:о
:r:
O::.д
t::
C)C)C)C)::r: с)
(I) 2tJ:::
::S::::S:::S:: ::S::
\О \О \О \о o..:r: \О
>' >' o
f---4 f---4
....
:I:
:I:
J:Q
О
t::
О
::I:
Е--<
О
t::
t::
tJ:::
:r:
.д
t::
:r:
о
с)
(1)
t:J:: I
са O
:I: :r:o..
G;::r:G:::r:::S::
o..
J:Q Е--<
:r:o:r:o::I:
::I: o..:r: о.. (1)
= =7
o..oo..o
0..E--<0..E--<:r:
::s:::r:::s:::r::::s
0..(1)0..(1)(1)
E--<:::fЕ--<:::ftO
::r:6:r:6\O
(I):r:(I):r: O
:::f:E::::!:E
(1)(1)(1)(1)
::r:tO::I:tO
\O \O
E-оЕ-о
OOO O
00 ф 00 c"t')
c"t')
о c'\l 00 c'\l
ФlC 1.С<D
cf:) ........
lC......lCC'\lO
... ... .. ... ...
ф lC c"t') <D ...-4
...-4 ........ c'\l
*
Ф........оо........tC
........ ф .....:
...-4 ...-4
c"t') lC lC tC с\1
00 с\1 lC c"t')
ОФ
........ C'.I ........ с\1
00000
00000
ф с\1 Q") 1.с cf:)
00 О 00 00 t'--
........
::r::
(1)
.д :s::
\Ot::::S::o
.д::S::(I)\О
t:: oo
(l)0::S::::S::t::
:t:r:O
t:J:::
::r::
:I::
са
О
о..
=
о..
Е--<
::r:
(J)
:::f
6
::r:
::Е
(1)
t;C
\о
О
ООФОО
t---
c'\l ........ lC
ОФ
С\1LO""""
t:J::
::r:
::I:
J:Q
О
t::
О
:r:
Е--<
о
t::
t::
tJ:::
:r:
.д
t::
::r:
о
с)
:*
(1)
lCФФlC
.. ... ...
ФООФ
........
* ..
w
фф *
0.........C'\l0
......... 00
t---оФо
ФФC'\l
c"t') Ф еР 00
с\1 ........
0000
0000
ф
........ОФ
........ ......... ........
:::f 8. t::
(1) \о са ::r:
::I:(I)E--<
=0..:I::
ca(l) =
UUf---1f---1
(1)
о
f---4
=r::
::r:
са
о
t::
О
:r:
Е--<
о
t::
t::
tJ:::
::I:
.д
1:;:
:r:
о
с)
(1)
о
t---
c"t')
ф
00
t---
......... ........
,.........
00
О lC
О I
c"t')
tci'
Q")
lC
ОХ.
*
.........
еР О
......... lC
t---
........
О О
О О
......... lC
t--- со
::s::
::s::
:I::
о
:r: о..
= =
::r ::[
u
о
<:::)
=
о..
t::
Ф
у
О
'*
'*
u
о
00
==
о..
t::
Ф
=
::r::
(1)
t:Q
=
f-<
О
Р.
t:
О
C.J
О
Р.
f-<
Ф
т
2/f
2,2
2,O
в
о
1,8
б
t"rS 1. *
'1
1.2
1 й10
""'\ '}
0,12 0,11/- пт
Атомныи paiJu!Jc
а)
2,'1
Аи
о
2,2
2,0
8
б
lf аВе
1.2
, о. 10
.,
0,1'1-
5}
0,12
о, 15 /1т
Рис. 2. Влияние aTOMHoro радиуса и электроотрицательности на растворимость различных
.леrирующих элементов в твердом состоянии в железе (а) и в ниобии (6)
с большой осью + 0,4 единицы электроотрицательности:и малой
осью + 15 % разницы в атомных' радиусах. В пределах малоrо эл..
липса находятся металлы, образующие н оrраниченные твердые
растворы с данным металлом..растворителем. Между малым и боль..
тим эллипсами располаrают металлы с оrраниченной раствори..
мостью в металле"матрице. За пределами большоrо эллипса валент..
ный и размерный факторы неблаrоприятны для образоваflИЯ твердых
растворов.
Исключение из описанной полуэмпирической теории раствори
мости составляют ,системы туrоплавких металлов: вольфрам хром,
ванадий хром и друrие, в KO OpЫX может наблюдаться образова
ние промежуточных фаз, хотя их кристаЛЛ,ические решетки подобны,
а их электроотрицательность блаrоприятна для образования ряда
не содержащих вакансий твердых растворов. Возможность приме..
нения этих данных описана на примере сварки ниобия с хромонике..
левой сталью 12Х18НI0Т [18]. Как известно, предпосылок образо..
вания твердрrо раствора между железом и ниобием нет. Вместе
с тем возможно соединение этой стали с ниобием без образования
в шве интерметаллических фаз, если с помощью электронноrо луча
расплавляют только сталь и смачивают ею ниобий. Эта технолоrия
трудно осуществима и требует точноrо соблюдения определенных
параметров сварки. Даже в случае незначительных отклонений
механические свойства cBapHoro соединения {ухудшаются; так, при
уменьшении температуры или нарушении контакта между жидким
и твердым металлом MorYT появиться дефекты смачивания.
Можно предположить, что при сварке двух разнородных метал..
Лов в зону сплавления необходимо вводить такой барьерный эле..
7
мент, который бы находился йнутри маЛых эллипсов на. rрафиках
растворимости в твердом состоянии для обоих свариваемых метал
лов растворителей.
Представленная на рис. 2 диаrрамма растворимости для железа
и ниобия позволяет определить подходящий, промежуточный металл
для соединений хромоникелевой стали 12X18HIOT (сплава железа)
и ниобия. Находящийся на краю BHYTpeHHero эллипса ванадий
обладает предпосылками для образования не содержащеrо вакансий
твердоrо раствора как с железом, так и с ниобием. Из леrирующих
элементов в аустенитной стали, как следует из соответствующей
диаrраммы состояния, хром неоrраниченно растворим в ванадии,
никель оrраниченно. Ванадий может быть нанесен на ниобий
как наплавкой, так и осаждением из паровой фазы или с помощью
катодноrо распыления. Соединения ниобия и высоколеrированной
хромоникелевой стали 12Х 18Н 1 ОТ получены электронно..лучевой
сваркой с использованием ванадия в качестве промеЛ\уточноrо ме..
талла [18, 195].
При сварке металлов с оrраниченной растворимостью в твердом
состоянии или сплавов, содержащих оrраниченно растворимые леrи..
рующие элементы и примеси, возможность образования качествен..
Horo соединения зависит от степени развития внутрикристалличе..
екой ликвации в процессе первичной кристаллизации металла шва
и от характера последующих фазовых и структурных превращений
в нем в твердом состоянии. Не,которые фазовые и структурные пре
вращения, протекающие в полиморфных металлах и сплавах в про..
цессе охлаЛ\дения твердоrо раствора, при сварке MorYT приводить
к образованию холодных трещин. Как правило, такие превращения
сопровоЛ\даются значительными искажениями кристаллической pe
тетки и объемными изменениями (мартенситное превращение в CTa
лях перлитноrо и мартенситноrо классов, rидридное превращение
в титане и ero сплавах).
Образование rорячих трещин при сварке разнородных Металлов............
менее характерный дефект, так как обычно предусматриваются меры
предотвращения их появления [128]. При сварке металлов, сильно
различающихся тепловыми свойствами (теплопроводностью, тем..
пературой плавления), возникают трудности, связанные с разли..
чиями в площади проплавления, обусловленными различными тепло..
емкостью, охлаждающей способностью. Кроме Toro, различия в Mar..
нитных свойствах приводят к изменениям rлубины проплавления и
стабильности rорения дуrи, что затрудняет получение однородной
зоны сварки. Поэтому необходимо уделять внимание предваритель..
ному HarpeBY, способам перемещения электродов, образованию
дуrи.
Правильный выбор способа, режимов и технолоrии сварки в co
четании с металлурrическими средствами воздействия в большинстве
случаев позволят полностью устранить или свести к минимуму
вредные последствия оrраниченной растворимости.
РаССМОТРИlVl наиболее характерные 'случаи сваривания двух раз
нородных металлов с использованием диаrрамм состояния, которые
8
рис. 3. Система с полной взаимной paCTBO Т О
римостью компонентов в жидком и твердом ,
состояниях
известны в большинстве для
двух, в оrраниченных случаях
для трех металлов.
Свариваемые металлы образуют
непрерывный ряд твердых растворов.
Металлы, 'образующие системы с Heo
rраниченной взаимной растворимостью
компонентов как в жидком, так и
в твердом состоянии, например Cu Ni,
леrко диффундируют друr в друrа
с образованием твердых растворов
переменной концентрации. (Как медь,
так и никель имеют rранецентриро
ванную кубическую решетку.) Если
два таких металла соединить между
собой в твердом состоянии, HarpeTb
до температуры [ 1 , лежащей несколько
ниже температуры плавления более
леrкоплавкоrо компонента, и выдержать при этой температуре достаточное время
то в результате процесса взаимной атомной диффузии по обе стороны от пло
скости соединения образуются твердые растворы с плавно изменяющейся KOH
центрацией по кривой ,тсn (рис. 3), т. е. начнется процесс сваривания под
давлением [83].
Иная картина наблюдается в случае, если диффузионный процесс идет при
температуре [ 2 , лежащей выше температуры плавления более леrкоплавкоrо компо
нента. Коrда температура достиrнет температуры плавления более леrкоплавкоrо
металла, в создании cBapHoro соединения начнет принимать участие и жидкая фаза.
В этом случае максимальная концентрация компонента М 1 в твердом М 2 может быть
не более С2. Дальнейшее повышение концентрации М 1 в М 2 невозможно, так как
при температуре t 2 , как это видно из диаrраммы состояния, кристаллы более высо"
кой концентрации (например, с) в твердом состоянии существовать не MorYT.
Характер изменения концентрации твердоrо раствора по мере продвижения
внутрь металла М 2 будет определяться (при данной постоянной температуре) време..
нем В,заимодействия и значениями коэффициентов диффузии D М 1 И D М 2 . В общем
случае изменение концентрации может быть выражено кривой С2n.
Одновременно с диффузией компонента М 1 в твердый М 2 происходит раство"
рение компонента М 2 в жидком М 1 . В результате этоrо растворения расплав по
степенно насыщается компонентом М 2 , и при достаточном времени взаимодействия
металлов расплав может достичь концентрации сl. Дальнейшее насыщение pac
плав может достичь концентрации Сl. Дальнейшее насыщение расплава компонен
том М 2 вызовет образование равновесных при данной температуре кристаллов с 2 .
Формируясь на поверхности твердоrо металла, эти кристаллы MorYT образовать об
щий неотделимый слой с кристаллами Toro же состава С2, образовавшимися на по
верхности металла М 2 в результате атомной диффузии в Hero компонента М 1 .
При охлаждении системы двух взаимодействующих металлов произойдет кри"
сталлизация расплава состава Сl. Обраэующиеся при температуре ликвидуса
первые кристаллы будут иметь состав С 2 ; при дальнейшем охлаждении состав кри
сталлов будет меняться по кривой солидуса от С2 к Сl. Под влиянием диффузии
состав последоват льно образующихся слоев кристалла непрерывно выравнивается,
и если процесс охлаждения идет не слишком быстро, образовавшиеся из расплава
кристаллы у поверхности раздела при температуре солидуса будут иметь равно..
мерный состав сl.
Однако реальный процесс формирования соединения может значительно от..
личаться от идеальн:оrо. Ес и в процессе растворения компонента М 2 в М 1 проис
ходит сильное перемешивание, как это имеет место в сварочной ванне, расплав на
любом расстояния: от поверхности металла М 1 будет иметь равномерную концен..
Т 2
Тп,
"1
М 1
1
C::)
CU
о
r=:
t..,)t..,)
t..,)
t::3t..,)
т
С х С 1
M z
с С2
Cq
п
р
9
трацию С! (на рис. 3 обозначено прямой СIР). В реальных условиях полное вырав"
нивание концентрации расплава обычно не происходит: вблизи поверхности твердоrо
металла она равна Сl, а в rлубине расплава концентрация компонента М 2 может
падать до нуля. В этом случае закристаллизовавшийся твердый раствор будет иметь
переменный состав, который можно изобразить кривой Сlт.
Таким образом, после охлаждения системы на rранице между твердыми раст..
ворами на основе металлов М 2 и М 1 (если даже они обладают полной растворимо..
стью в твердом состоянии) может образоваться скачок концентрации C2 Cl. Малое
время взаимодействия, наличие посторонних примесей в металлах и высокая ско"
рость растворения компонента М 2 в М 1 MorYT послужить причиной Toro, что со..
держание компонента М 1 в поверхностных слоях твердоrо М 2 не достиrнет кон..
центрации С2, равновесной для данной температуры, а будет иметь концентрацию Су.
Те же причины в совокупности с малой скоростью растворения MorYT вызвать
снижение концентрации М 2 в расплаве. Кристаллизация TaKoro расплава начнется
при более низкой температуре, и закристаллизовавшийся твердый раствор вблизи
поверхности раздела будет иметь более низкое содержание М 2 , например сх. В этом
случае изменение концентрации по сечению шлифа выразится кривой тсхсуn. Сле..
дует, однако, помнить, что в непосредственной близости от поверхности раздела
наиболее вероятно образование равновесных концентраций С2 и сl даже при малом
времени взаимодействия.
Применительно к диаrрамме состояния системы медь никель можно отме..
тить, что сварку этих чистых металлов можно производить без присадки, при по..
моrци дуrи, rорячей в среде aproHa. rраница соединения резкая, что находится
в соответствии с вышеизложенным. При большом увеличении (Х300) заметны пере..
ходные слои. Резкая rраница не является недостатком полученноrо' cBapHoro со..
единения. Прочность таких швов весьма высокая, и разрушение происходит вне
шва. "
С таким же успехом можно использовать друrие виды сварки, используя в ка..
честве присадочноrо материала либо медь, либо никель, либо медно никелевый сплав.
Отметим справедливость изложенноrо применительно лишь к чистым металлам.
Выпускаемый промышленнос1'ЬЮ никель часто содержит малые добавки уrлерода,
некоторые сорта технически чистой меди содержат HeMHoro кислорода, так
что их взаимодействие при сварке (с учетом попадания кислорода из атмосферы дуrи)
может вызвать появление пористости [191]. Чтобы устранить пористость, в элект..
родную проволоку необходимо ввести элементы"раскислители. Этот пример под
черкивает значение друrоrо важноrо обстоятельства. Используя диаrрамму равно..
в сия, следует учитывать, какие посторонние элементы MorYT присутствовать в сплаве,
не усложняя при этом обrцей простой картины, которую представляет собой би..
нарная диаrрамма.
Поскольку система медь никель образует диаrрамму с одной твердой фа..
зой, то единственный эффект быстроrо охлаждения, который часто наблюдается
в структуре cBapHoro шва, это образование столбчатой структуры.
Друrими примерами комбинаций металлов, которые образуют непрерывные ряды
твердых растворов, являются пары серебро золото и никель платина (rpaHe"
центрированная кубическая), хром молибден (объемно центрированная кубиче..
ская), кадмий маrний (плотноупакованная rексаrональная решетка) и др.
Свариваемые металлы образуют твердые растворы с оrраниченной раствори..
мостью. Возможны два случая оrраниченной растворимости компонентов в твердом
состоянии: с образованием эвтектики и образованием перитектики. Процесс свари..
вания в обоих случаях протекает аналоrично, поэтому оrраничимся рассмотрением
только системы эвтектическоrо типа с оrраниченной растворимостью компонентов
в твердом состоянии.
К комбинациям металлов, образующих простые эвтектические системы, от..
носятся серебро медь, алюминий олово, кадмий цинк, серебро свинец. На..
иболее известным образцом таких комбинаций может служить система свинец
олово, из которой изrотовляют обычные твердые припои (эвтектический сплав
62 % Sn+ 38 % РЬ).
Металлы, образуюrцие системы простоrо эвтектическоrо типа с оrраниченной
растворимостью компонентов в твердом состоянии, например Cd Zn, способны
диффундировать друr в друrа только в пределах их взаимной растворимости. При
взаимной диффузии таких компонентов в твердом состоянии (при HarpeBe ниже эв..
10
тектической температуры Те) по обе
стороны от плоскости соединения об
разуются твердые растворы, причем
максимальные концентрации твердых
растворов М 1 .в М 2 ( ) И М 2 В М 1 (а)
будут соответственно равны С6 и С 2
(рис. 4). В отличие от системы с He
оrрапиченной растворимостью компо
нентов в 'твердом состоянии в дaH
ном случае на rранице раздела будет
наблюдаться скачок концентрации
C6 C2. Общее распределение концен
трации по сечению шлифа выразится
к р'ивой тС2С6n.
При взаимодействии металла М 2
с металлом М 1 (при температуре Т 1 )
максимальная концентрация М 1
в твердом М 2 может быть не выше C i .
Одновременно с атомной диффузией
в твердый металл произойдет растворение металла М 2 в М 1 , при этом концентра-
цИЯ М 2 .в расплаве может достичь С5, при которой на поверхности М 2
будут расти кристаллы фазы. При охлаждении ниже Т 1 из расплава BЫ
падут кристаллы Р-фазы состава C7 C6,; -а затем при температуре Те закристалли"
зуется эвтектика а + . Первичные кристаллы р фазы MorYT также расти на слое
родственной фазы, образовавшейся ранее на поверхности' твердоrо М 2 , и оттеснять
эвтектику в rлубь расплава. Однако чаще эти кристаллы располаrаются в массе
эвтектики.
При сильном конвекционном или механическом перемешивании, обеспечива..
ющем равномерность концентрации по всей массе расплава, закристаллизовав-
шийся СП.1!ав может иметь среднюю концентрацию С5 с учетом фазы и эвтектики.
В этом случае общее изменение концентрации по сечению шлифа будет выражено
кривой nС6С5Р. В практике сварки полное выравнивание концентрации расплава
обычно не происходит, и поэтому изменение концентрации чаще Bcero может быть
примерно выражено кривой nС7С5т. Однако следует иметь в виду, что при сравни..
тельно медленном о?,лаждении концентрация Р-фазы изменится с С 7 на C6
Уменьшение насыщения расплава компонентом М 2 до концентрации С4 не BHO
сит принципиальных изменений в строение зоны соединения, если не считать He
KOToporo смещения КQнцентрационной кривой в расплаве от сот к С4т.
Если концентрация расплава перед охлаждением не достиrла эвтектической,
то при кристаллизации прежде Bcero выпадут первичные кристаллы а фазы (с yc
редненным составом С2), а затем уже эвтектика а + р. Средний состав сплава, за..
кристаллизовавшеrося вблизи зоны соединения, будет соответствовать сз, а общее
изменение 'концентрации по системе выразится кривой nс7сзт.
При кратковременном взаимодействии твердоrо металла М 2 с жидким М 1 состав
расплава может достичь лишь точки Сl. В этом случае в зоне соединения образу..
ются только кристаллы' а фазы без эвтектики. Общее изменение концентрации при
этом будет соответствовать кривой nС7Сlт.
Таким образом, в результате взаимодействия твердоrо и жидкоrо металлов,
образующих эвтектическую систему с оrраниченной растворимостью компонентов,
возникает промежуточная зона, состоящая из слоя твердоrо раствора (переменной
концентрации) на базе твердоrо металла, эвтектики и твердоrо раствора (также пе
ременной концентрации) на базе жидкоrо металла.
Остановимся erцe на одном примере использования диаrраммы эвтектическоrо
типа.......... явлении...,контактноrо плавления [84, 110]. В этом процессе детали сжимают
с небольшим усилием для образования физических контактов. В участках контактов
рис. 4. Система эвтектическоrо типа с ОТ-
раниченной растворимостью компонентов
в твердом состоянии
T l1
ТМ
1
ТМ !
Т 1
те
а
M
1 С, С ] СзС z C'f Су
!::::
Q,)
:t
!
С::З
Q..
т
М 2
С 6 С7
M z
п
С 6 С 7
М,
р
11
r fJ
ТМ
'z
7f 7f
f1
Ml С, Со С2
1
М 2
CLJ '
:::з Сl C z
О
8 .
М 1
t::)т
р
11
M z
п
М[
Мz.
Рис. 5. Система эвтектическоrо тина без
растворимости t\ твердом состоянии
Рис. 6. Система с интерметаллическими со-
единениями
после схватывания и взаимной диффузии при нзrреве образуется жидкость, имею-
щая меньшую температуру плавления, часто эвтектическоrо состава, или отвечаю-
щая составу с минимумом температуры плавления твердоrо раствора. Образовав-
шаяся жидкость, растекаясь по стыку) обеспечивает образование межфазных по..
верхностей.
Для осуществления этоrо процесса необходимо выбират.I;> пары металлов с pac
четом, чтобы в результате взаимодействия в контакте при HarpeBe моrла образова-
ться жидкость с температурой плавления ниже, чем у соединяемых металлов.
Свариваемые металлы образуют систему без растворимости компонентов в твер"
дом состоянии. Металлы, не образующие твердых растворов и интерметаллических
соединений, например Sn Zn, не MorYT диффундировать друr в друrа в твердом со-
стоянии. Поэтому на rранице между ними будет скачок концентрации от М 1 до М 2 .
Если такие металлы образуют простую эвтектическую СИG-тему (рис. 5), то при
H rpeBe выше Т М 1 возможно растворение твердоrо металла М 2 в расплаве металла
М 1 . При этом вблизи поверхности М 2 концентрация расплава достаточно быстро
может достичь предела насыщения С 2 , и дальнейшее растворение будет определяться
скоростью отвода атомов М 2 от поверхности в r лубь расплава.
При кристаллизации расплава с концентрацией С 2 на rранице раздела выпадут
избыточные кристаллы М 2 и эвтектика М 1 + М 2 . Общее изменение концентрации
по сечению шлифа при этом будет выражено кривой nС2m.При быстром отводе раСТБО-
ряющихся в расплаве атомов от поверхности раздела возмсжен случай, коrда мак..
симальная концентрация расплава достиrнет лишь точки Сl. В ЭТОМ случае при
охлаждении выпадут первичные кристаллы М 1 и эвтектика М 1 + М 2 . Распре..
деление концентраций по шлифу при этом выразится кривой nСlm. При сильном
конвекЦИОННОМ или механическом перемешивании расплава возможно полное вы"
равнивание концентрации, выраженное ломаной nСIР.
Некоторые металлы; как, например, железо и свинец, не только практически
нерастворимы друr в друrе в твердом состоянии, но и не смешиваются между собой
в жидком состоянии. Такие металлы выше линии ликвидуса расслаиваются и при
охлаждении кристаллизуются самостоятельно. В зоне соединения таких металлов
нельзя обнаружить каких либо новых структурных образований.
Свариваемые металлы образуют химические соединения. В этом случае процесс
усложняется присутствием HOBoro вещества. Возникновение таких соединений
путем пересыщения OCHoBHoro твердоrо раствора или в результате непосредствен..
ной реакции на поверхности контакта [14]. Чаще Bcero (хотя и не всеrда) первой воз..
12
иикает фаза, обладаЮIЦая максимальной в данной системе теплотой образования.
Возникшая в результате реакции интерметаллическая фаза в дальнейшем
растет по общим законам диффузии, при этом рост слоя каждой фазы во времени
подчиняется параболическому закону. Рост фаз, расположенных на поверхности
твердоrо металла, несколько искажается влиянием процесса растворения [101].
Проникание атомов металла М 1 за счет диффузионной подвижности в металл М 2
вызовет образование слоя твердоrо раствора 8 (рис. 6); концентрация компонента
М 1 в М 2 при этом будет меняться по кривой М2С6'
Непосредственно к слою твердоrо раствора 8 прилеrает слой у, представляющий
собой твердый раствор на базе интерметаллическоrо соединения. Концентрация ком...
понента М 2 в компоненте М 1 на rранице соприкосновения фаз 8 и У меняется
скачкОм от Св до со. Внутри слоя у концентрация, как это следует из диаrрам:мы
состояния, не остается постоянной, а изменяется по кривой С5С4.
Слой' фазы у rраничит со слоем . Концентрация на rранице соприкосновения
р и у скачком меняется от с, дО Са. Внутри слоя концентрация меняется по кри.
ВОЙ СЗ С 2. При диффузии в твердом состоянии концентрация в зоне соединения еще
раз изменилась бы скачком от С 2 дО Сl И затем по плавной кривой до чистоrо ме.
талла М 1 . При взаимодействии твердоrо металла М 2 с расплавом конечный ре...
зультат процесса будет иным.
Одновременно с возникновением и ростом фаз р, у и 8 происходит растворение
твердоrо металла М 2 в расплаве М 1 . При отсутствии перемешивания KOHцeHTpa
ция расплава вблизи поверхности твердой фазы быстро достиrает предела насыщения
(Сп) при данной температуре t 1 , после чеrо начинается процесс образования фазы.
Кристаллы фазы, выпадающей из пересыщенноrо расплава, обычно растут внутрь
расплава, перпендикулярно к поверхности твердоrо металла, и по своему строению
значительно отличаются от идентичноrо им по составу слоя твердоrо раствора, 06-
разовавшеrося в результате реактивной диффузии.
При охлаждении внутри расплава прежде Bcero образуются избыточные кри
сталлы Р фазы, затем эвтектика а + р. По мере удаления от зоны соединения по...
являются кристаллы а. фазы переменноrо состава, постепенно переходящие в кри'"
сталлы чистоrо М 1 . Если содержание М 2 в расплаве достиrнет точки т, то среднее
изменение состава закристаллизовавшеrося расплава изобразится кривой СтМ1.
Наличие каждой данной фазы в зоне соединения и относительная толщина
слоя ее зависит от работьi образования этой фазы, скорости роста ее и склонности
твердоrо металла к растворимости в расплаве. В связи с этим в реальных системах
отдельные фазы, возможные по диаrрамме состояния, иноrда не обнаруживаются.
Реальную диаrрамму состояния с несколькими интерметаллическими соединениями
имеют, например, системы железо цинк, железо алюминий, алюминий медь,
титан железо и др.
Практически трудно'встретить такие пары металлов, которые образовали бы
только химическое соединение; в том или ином объеме будут образовываться также
твердые растворы и даже эвтектики.
Прежде чем закончить с равновесной бинарной диаrраммой, очень важно под
черкнуть еще раз ее оrраниченную применимость. Она способна лишь указать, ка...
кие фазы возможны в равновесных условиях, однако она не может, к сожалению,
ответить на вопрос, какие фазы появятся в условиях, отличных от равновесных.
Не может ?на предсказать и форму, в которой данная фаза буд ПРИСУ'Iствовать
в сплаве.
ИнтерметалличеСкая фаза может быть совершенно безвредной (или даже дей'"
ствовать как упрочнитель) в случае, если она распределена между зернами сплава
в виде мелких включений. Эта фаза может создать уrрозу разрушения материала,
если будет присутствовать в виде непрерывных полос"строчек по rраницам зерен.
Большинство применяемых в промышленности материалов являются MHoro.'
компонентными сплавами, I10ЭТОМУ при сварке большинства сочетаний разнородных
металлов необходимо пользоваться тройными, четверными и более сложными диа
rраммами равновесия (если они уже разработаны).
Использование тройной диаrраммы Медь.........никель........цинК рассмотрим на при'"
мере сварки монель"металла (сплав 65 % Ni и 35 % Си) с латунью ЛКС
(fOCT 1020 7-1), в состав которой входит 15 % Zn. Если не принимать во внима
ине элементы, содержащиеся в виде малых примесей, и рассматривать монель..
13
.... Q: О :.. :f dJ E .... ..: о+-» i1) :: C'I:I .....
< <: < со u u u u с;.. z z CL CL V} Е--"Е-- >- N
. .
Ag
Аl
Au
Ее
Cd
Со
СР
Ctt
Fe
Mg'
Мп
Мо
Nb
Ni
РЬ
Р!
Re
Sn
Та
Ti
V
W
,Z 1"
с s х С D С С D х С D N С С S D С D С D D х
S х С х х х С х С х х х х С х N С Х Х Х Х Х
S Х х х С D S С х х С N S х S N Х N Х D N 'J
Л
Х С х N х Х х х х х х х х N Х х D D х 'J Х Х
л
С х х N D D х D S D N N D С х N С N Х N N J)
D х С х D С С С х С х х S с s s х х х х х х
С х D х D С С С х С S х С С С S с х S D S х
r С S х х с с с х S D D S С S D С D х D D Х
\.....
D х С х D С С С D С С х С С S х х х х S х х
Х С х х S х х х D Х D N х х х N х N D N D D
С х х х D С С S с х D х С С х N Х х х х D х
D х С х N Х S D С D D S Х D D Х D S S S S х
N Х N Х N Х Х D х N х S х N х х х D S S D. S
С х S х D S С S с х С х х с s D х Х х х х х
С С х N С С С С С х С D N С Х N С N Х N D х
S х S х х S с s s х х D Х S х С х х х х х х
D N N Х N S 5 D Х N N Х Х D N С D D Х D х х
С С х D С Х С С х х х D х х С х D Х Х Х D х
D х N D N х х D х N Х S D Х N х D Х S D D х
С х х х х х S х х D х S S х х х х х S S с s
D х D х N Х D D S N Х S S х N х D х D S D х
D х N Х N х S D Х D D S D х D х х D D С D х
х х х х D х х х х D х х S х х х х х х S х х
Рис. 7. Проrноз возможности сварки разнородных металлов по диаrраммам состояния:
Х свариваемые пары, образующие интерметаллические соединения; S xo
рошо свариваемые пары, образующие твердые растворы; С поддаЮЩиеся сварке пары,
отличающиеся образованием сложной, микроструктуры; D данных недостаточно, для
сварки необходимы ссобые меры; N сведения отсутствуют
металл как простейший никель медный сплав,ТО будем иметь дело с тремя основными
металлами, входящими в состав шва, медью, никелем и цинком. Медь и никель
образуют непрерывный ряд твердых растворов, н оба металла растворяют в себе
большое количество цинка, образу я твердый раствор.
Предположим, что необходимо осуществить сварку в защитной атмосфере сты..
KOBoro соединения без разделки кромок и при использовании в качестве присадоч..
Horo металла никеля [197]. Чтобы рассчитать состав получающеrося после сварки
сплава, предположим для простоты, что результирующий шов будет состоять из
равных долей монель металла, латуни и присадочноrо металла. Расчет показывает,
что конечный состав cBapHoro шва следующий: ",,56 % Ni; ",,39 % Си; 5 % Zn.
Использование друrих присадочных металлов изменит относительное количество
меди и никеля в сварном шве, но не будет воздействовать на цинк. Диаrрамма nOKa
зывает, что предельное содержание цинка не должно превышать 27 %, и в этом
случае (с учетом высказанных предположений) сварное соединение между двумя
этими металлами должно быть вполне надежным.
Приведенный выше анализ зависимости строения зоны соединения между
двумя металлаМ:fi от типа образуемой ими диаrраммы состояния облеrчает понима
нне фазовоrо строения переходных зон в реальных сварных соединениях разнород
ных металлов и дает ВОЗМО2Кность сознательно воздействовать на технолоrические
параметры процесса с целью получения наиболее прочноrо соединения.
На рис. 7 приведена схема, предсказывающая соrласно диаrрамме состояния
возможность соединения между разнородными металлами [197]. Этой схемой можно
пользоваться, исходя из предположения, что в процессе сварки будет достиrнуто
равновесное состояние и в соединении образуется совершенная форма твердоrо
раствора.
rРАНИЦД КОНТАКТА И ТИПЫ СВЯЗЕЙ
МЕЖДУ РА3НОРОДНЫМИ-МЕТАллдrv1И
Взаимодействие металлов в твердом состоянии. Соrласно совре-
меннЫМ представлениям физические основы процесса образования
соединения и элементарные акты взаимодействия на rранице раздела
свариваемых металлов являются общими для всех видов сварки
давлением (ультразвуковой, холодной, прессовой, диффузионной,
трением, взрывом и др.). Различия состоят лишь в кинетике про-
цесса,. т. е. в формах подвода внешней энерrии к свариваемым ме..
таллам,' в скорости и длительности протекания стадии образования
физическоrо контакта, активационной и релаксационной стадий.
Современные представления о физических основах соединения
материалов в твердой фазе не являются окончательно устано ив-
шимися. На основании экспериментальных данных, разных подходах
к протекающим явлениям и большой их сложности в настоящее
время предложено восемь rипотез о природе и механизме взаим дей-
ствия металлов в твердой фазе. Однако эти rипотезы не соrласуются
между собой и часто противоречат практике. В работах [77, 86,
141] приведен краткий анализ этих rипотез.
Пленочная 2uпоmеза [79, 198] основана на предположении, что
для образования соединения необходимо и достаточно сближение
чистых (ювенильных) поверхностей соединяемых металлов на рас-
стояние межатомноrо взаимодействия. Соединение же образуется
в результате схватывания, представляющеrо собой 'бездиффузионный
процесс объединения кристаллических решеток совместно деформи-
рованных металлов.
Свариваемость определяется соотношением твердостей соеди-
няемых металлов и покрывающих их окисных пленок. Чем пленки
мяrче, тем больше они растекаются в процессе деформации и увели-
чения площади контактирующих поверхностей, покрывая чистые
обнажившиеся поверхности металла. Твердые относительно металла
окисные пленки во время пластической деформации растрескиваются
на куски без увеличения их поверхности, создавая этим возможность
выхода на контактную поверхность свежих ,неокисленных слоев
металла.
Пленочная теория получила широкое распространение в лите-
ратуре. Однако она дискуссионна, и ее сущность и рекомендации не
отвечают природе свариваемости металлов [141].
Рекрuсmаллuзацuонная 2uпоmеза схватывания [25] основана на
предположении, что механизм объединения зерен контактирующих
поверхностей металла, кристаллическая решетка которых иска-
жена, заключается в процессе рекристаллизации, в результате кото-
рой образуются новые общие для соединяемых поверхностей кри-
сталлы. Доказательством этой rипотезы считается тот факт, что
наименьшей температурой, при которой образуется прочное соеди-
нение металлов при относительно небольшой деформации, является
температур рекристаллизации. Однако ряд друrих авторов [141]
считает J что процессы рекристаллизации не оказывают существен-
lfi
Horo влияния на кинетику образования соединения. Действительно, '
в большинстве случаев при сварке наблюдается' образование paBHO
прочноrо соединения без рекристаллизации. Кроме Toro, холодная
сварка может происходить в условиях rлубокоrо холода, коrда
рекристаллизация возникнуть не может. Исследования показали
возможность холодной сварки алюминия при температуре 150 ос
и ниобия при 20 ос, у KOToporo начало рекристаллизации наступает
при 802,2 ос. ,1
Деформация и рекристаллизация по природе явления противо
положные, при одновременном действии они не MorYT способство
вать свариваемости. По видимому, рекристаллизация не является
основным фактором, определяющим свариваемость металлов в TBep
до:м состоянии.
Диффузионная ипоmeза предполаrает, что соединение образуется
в результате взаимной диффузии цтомов соединяемых поверхностей.
Получение прочноrо соединения объясняется возникновением нор-
мальных металлических связей в результате локальной деформации
при повышенной температуре, сближения контактных поверхностей,
максимальноrо увеличения площади и взаимной диффузии атомов.
соединяемых металлов [58] .
Способность к соединению взаимно нерастворимь х металлов,
наблюдаемая на практике с позиции диффузионной rипотезы, объяс-:-
няется возможностью взаимной диффузии в некотором очень тонком
слое у тех металлов, которые считаются нерастворимыми друr
в друrе.
Однако, как показали экспериментальные исследования, процесс
схватывания и образования неразъемноrо соединения может про
ходить и без диффузии. Более Toro, в ряде случаев (например, в слу"
чае оrраниченной растворимости) диффузионные процессы вредны,
поскольку ведут к образованию хрупких интерметаллических про
слоек [86].
Соrласно энерzеmической zипоmезе сближение чистых меrалли-
ческих поверхностей с различно ориентироваННЫМI:I кристаллами
на расстояние межатомноrо взаимодействия необходимое, но еще
недостаточное условие образования cBapHoro соединения. Для обра-
зования металлических связей необходимо, чтобы энерrия атомов
хотя бы одной из соединяемых поверхностей превышала определен
U U U
ныи уровень, характерныи для данноrо металла, энерrетическии
пороr схватывания.
Преодоление энерrетическоrо пороrа схватывания объясняется
необходимостью совпадения направления связей или переходом
металла как бы в аморфное состояние. Присоединение атомов одной
riоверхности к атомам друrой без преодоления энерrетическоrо барь-
ера считается ,возможным при совпадении направлений связи, т. е.
при одинаковой ориентировке кристаллов. Кроме Toro, в энерrети
ческой rипотезе по существу верно предполаrается необходимость
затраты энерrии на образование соединения. Но она не дает кине
тических решений, без которых невозмо а теоретическая разра
ботка требуемоrо технолоrическоrо процесса.
16
Соrласно вакансuонной (дислокационной) модели [79, 141 J в про..
цессе пластической деформации контактных поверхностей проис..
ходит перемещение поверхностных масс в зоне контакта на rлубину
нескольких десятков микрометров, вызывающее перемещение точеч..
ных дефектов (вакансий). Соединение металлов может быть осуще..
ствлено при условии протекания последовательных процессов:
сближения поверхностей на расстояние межатомноrо взаимодей..
ствия, увеличения плотности точечных дефектов (вакансий и дисло..
цированных атомо..в) в поле контакта и, наконец, образования соеди..
нения вследствие массопереноса при перемещении точечных дефек"
тов. Поверхности металлов соединяются вследствие пластической
деформации, в результате которой создается определенная кон..
центрация вакансий, замещения которых достаточно для образован ия
прочноrо соединения.
ДеформациОflнаll 2ипоmеза свариваемости металлов в холодном
состоянии предложена в работах [25, 141 J. Предполаrается, что
каждый металл обладает хладноломкостью. Все металлы способны
к схватыванию в холодном состоянии. Однако свариваемость их
различна из..за Toro, что образовавшиеся сцепления при совместной
деформации в разной степени разрушаются упруrими напряжениями
при снятии усилия сварки.
Возможность получения прочных соединений в холодном состоя..
нии разнородных металлов с большим различием пластичности
(Аl + Fe; Аl + Ni) объясняется релаксацией остаточных напря..
жений при снятии внешней наrрузки блаrодаря относительно леr..
кой пластической деформации алюминия.
Модель, основанная на явлении металлической связи [141 J, пред..
полаrает; что физической основой схватывания и свариваемости
металлов при сварке давлением является естественная металличе..
ская связь. Валентные электроны и их энерrетическое состояние
являются основным физическим средством образования металли..
ческих связей, т. е. сварных соединений в холодном и HarpeToM пла...
стичном состоянии металлов. Давление, прилаrаемое в процессе
холодной сварки, вызывает направленную деформацию, с помощью
которой осуществляются очистка поверхностей и направленность
связей, сближение атомов, а также повышение их энерrетических
уровней до состояния, необходимоrо для возникновения металли..
ческих связей.
Возникновение :м:еталлических связей по своей природе фи...
зико"химический процесс, требующий в зависимости от сродства
металлов и чистоты соедияяемых поверхностей определенной акти...
вации атомов соединяемых металлов. При сварке металлов, обла...
дающих большой активностью и сродством, в случае соприкоснове...
ния ювенильных поверхностей энерrия активации может существенно
понижаться из..за отсутствия или ослабления влияния окисленноrо
поверхностноrо слоя. В обычных атмосферных условиях сварки тре..
буется тем большая энерrия активации чем толще поверхностные
пленки в MOMeRT соединения металлов. Имеется критическая (мини..
маJIьная) толщина пленок, при которой образуются полноценные
17
сварные соединения при сварке дав-
лением.
Fuпотеза топохuмuческuх реак-
ций (активных центров) [77, 79,
135] дает количественные зависи-
мости прочности cBapHoro соедине-
ния от физико--химических и меха-
нических свойств соединяемых ме..
таллов. Основываясь на общей теории несовершенств кристалли-
ческой решетки и кинетики химических реакций, авторы работ
[77, 135] выдвинули rипотезу, соrласно которой схватывание ме-
таллов рассматривается как частный случай топохимических реакций
при сварке давлением, для которых характерна трехстадийность
процесса образования пр очных связей между атомами соединяемых
метаЛJ10В: образование физическоrо контакта; активация контактных
поверхностей; объемное развитие взаимодействия.
Такой процесс можно иллюстрировать кинетическими кривыми
изменения прочности cBapHoro соединения в зависимости от дли--
тельности t сварки (рис. 8). Стадия t 1 соответствует преимуществе -
ному развитию процесса образования физическоrо контакта, ста..
дия t 2 активации контактных поверхностей и процессу хими..
ческоrо взаимодействия. На стадии t з протекают процессы релак-
сационноrо характера (релаксация напряжений, рекристаллизация,
rетеродиффузия, образование и рост интерметаллидов и т. п.). При
медленном развитии физическоrо контакта MorYT проявляться харак-
терные особенности второй стадии t 2 : эта стадия может состоять из
отдельных этапов, обусловленных дискретным характером процесса
активации контактных поверхностей соединяемых металлов [77,180].
В течение стадий процесса t 1 и t 2 соединяемые металлы сбли-
жаются на расстояние, соответствующее расстоянию при физическом
взаимодействии, обусловленном силами Ва.н-дер-Ваальса (t 1 ) , или
на расстояние, при котором возникает слабое химическое взаимодей-
ствие (t 2 ). В последнем случае сближение металлов происходит
в результате пластической деформации одноrо из них... При этом
контактная поверхность пластически ,деформированноrо металла
активируется вследствие выхода дислокаций, что создает условия
для возникновения в контакте слабых химических связей. При
сварке резко отличных по свойствам металлов, как правило, ста-
дия t 1 заканчивается слабым химическим взаимодействием [77].
Как отмечается в работе [86], наиболее общим моментом для
всех случаев сварки давлением является положение о трехстадий-
ности процесса. Если дислокации иrрают роль активных центров
взаимодействия, то имеет место частный случай развития кинетики
процесса. Так, например, в настоящее время получены надежные
экспериментальные данные, свидетельствующие о принципиальной
ВОЗможности образования соединения при сварке давлением без
,/
Рис. 8. Повышение прочности CBapHoro соедине-
ния при быстром (/) и мед.lIенном (J J) процессах
сварки (t ДJJительность сварки)
бв
.... ....с
,
""
t,
t 2
t 1
t з
t
t 2
t з
18
пластической деформации более твердоrо из соединяемых ме-
таллов.
О принципиальной возможности образования соединения без
образования дислокаций в приповерхно,СТНЫХ слоях более твердоrо
металла [86] MorYT свидетельствовать также экспериментальные
данные по эпитаксии диффузии, напылению металлов" и др. В ра-
боте [69] на примере клинопрессовой сварки стали 12Х18Н9Т с алю-
миниевыми сплавами АДl и AMr3 показана довольно резкая темпе-
ратурная зависимость кинетики образования прочноrо cBapHoro
соединения, причем наличием интенсивной пластической деформации
более твердоrо металла (стали 12Х 18Н9Т) не удавалось сместить
температурный пороr схватывания в область более низких темпера-
тур. Это позволило авторам работы [69] сделать заключение о том,
что наличие дислокаций на контактной поверхности более твердоrо
металла еще не является достаточным условием для образования
прочноrо соединения.
Все способы сварки давлением :можно разделить на три rруппы
[621: с низкоинтенсивным силовым воздействием (диффузионная
сварка), со среднеинтенсивныМ: силовым воздействием (сварка хо-
лодная, трением, прокаткой), с высокоинтенсивным силовым воздей-
ствием (сварка взрывом и маrнитно-импульсная).
В ca1VlOM общем случае процесс качественноrо соединения при
сварке давлением может оrраничиться схватыванием контаКТIjЫХ
поверхностей или получить дальнейшее развитие и закончиться
образованием в зоне контакта общих зерен (при соединении одно-
родных металлов, разнородных металлов с неоrраниченной раство-
римостью) или новых фаз (при соединении разнородных металлов).
Необходимо, чтобы образование cBapHoro соединения разнородных
с оrраниченной взаимной растворимостью металлов заканчивалось
схватыванием контактных поверхностей. Это возможно при малой
длителрности либо при невысокой температуре «О,5Т пл ) сварки:
диффузионные процессы в зоне контакта прекращаются, и сварное
соединение образуется вследствие схватывания. Поэтому разнород-
ные металлы с оrраниченной взаимной растворимостью можно сва-
ривать отдельными способами первой rруппы (например, при невы-
соких температурах), некоторыми способами сварки второй rруппы
и всеми способам:и третьей rруппы [62, 179]. Условия получения
качественной сварки давлением разнородных металлов с оrрани-
ченной взаимной растворимостью можно записать в виде
t B t c t p ;
tл>tн+t ох ,
(1)
(2)
rде t B длительность силовоrо взаимодействия при конкретном
способе сварки; t c длительность схватывания контактных поверх-
ностей по всей площади соединения (образования межатомных свя"
зей всеми aToMa"!JI контактных поверхностей); t p ,длительность
релаксации напряжений в зоне контакта; t л длительность латент"
Horo периода (образования термодинамически устойчивоrо заро-
19
!,i
:
дыша новой фазы в зоне соединения); t п '........ длительность контак- r,
тирования металлов при постоянной температуре, большей О,5Т пл ;
t ox длительность охлаждения металлов в зоне контакта после
сварки до температуры О,5Тпл.
Необходимость выполнения условий (1) и (2) очевидна: при
t B < t c не все атомы контактных поверхностей успеют образовать
межатомные связи; при t c < t p напряжения в зоне контакта частично
или полностью разрушат образовавшиеся межатомные связи, и
схватывания контактных поверхностей не произойдет; если же не
выполняется условие (2) и t.rI < t п + t ox ' то в зоне соединения обра..
зуются зародыши новой фазы, что при определенных условиях может
привести к ухудшению качества cBapHoro соединения.
При сварке импульсным воздействием длительность взаимодей-
ствия также зависит от технолоrических особеННQстей способа.
В частности, при сварке взрывом, [62]
t B == 2б m1п / С, (3)
а при маrнитно импульсной сварке
t B === t д t s '
(4)
rде б miп толщина менее TOHKoro элемента; с скорость звука
в металле; t д длительность действия маrнитноrо импульса, яв..
ляющаяся характеристикой установки; t s длительность движения
MeTaeMoro элемента до момента соударения.
Длительность полноrо схватывания контактных поверхностей t c
определяется длительностью их активации, так как атомы, достиr..
тие требуемоrо энерrетическоrо барьера, «MrHoBeHHo» образуют
межатомные связи, т. е. t c == t a .
Анализ приведенных уравнений показывает, что при сварке
давлением разнородных металлов можно, варьируя режимы сварки,
изменять t B , t c , t л , t п и t ox ; при сварке с постоянной скоростью дефор..
мирования можно в широком диапазоне изменять i B и t c , а выбрав
подходящую температуру сварки, обеспечить выполнение правой
части условий (1) и (2).
В заI\лючение следует заметить, что деление процесса образо..
вания соединения на три стадии оправдано только для микроскопи..
ческих участков контактов. Если рассматривать общую укрупненную
картину процесса, то MorYT встречаться случаи, коrда вследствие
медленноrо растекания одноrо из соединяемых металлов по поверх-
ности друrоrо в первых по времени образования участках контакта
уже будет заканчиваться вторая стадия, а в последних только
еще будет протекать первая стадия. Поэтому в зависимости от соот-
ношения длительностей отдельных стадий в ряде случаев общую
длительность процесса образования соединения нельзя представить
в виде алrебраической суммы длительностей этих стадий без учета
общей кинетики растекания контакта по всей площади соединения.
Взаимодействие расплавленноrо металла с твердым. Процесс
взаимодействия твердых металлов с расплавленными сложнее, чем
твердых с твердыми [122]. При взаимодействии )кидкоrо расплав..
20
ленноrо металла с твердым скорость образования промежуточных
соединений зависит от природы взаимодействующих металлов,
а также от температуры и времени взаимодействия. В связи с этим
решающее значение приобретают температурно временные условия
взаимодействия при сварке пайке.
В работе [132] рассмотрены температурно"временные условия
взаимодействия расплавленноrо металла с твердым на различных
стадиях образования cBapHoro соединения; сделана попытка объяс..
нить природу задержки диффузионных процессов и химическоrо
взаимодействия в свете современных представлений о механизме
образования CBapHoro соединения в твердожидкой фазе.
В настоящее время общепризнано [180], что взаимодействие
жидкоrо металла с твердым также состоит из нескольких последо..
вательных стадий, основные из которых адсорбция и взаимодей..
ствие (rетеродиффузия, химические реакции). В образовании проч
ных связей при В,заимодействии расплавленноrо металла с твердым
основное место занимают процессы хемосорбции, явлцющейся необ..
ходимой предварительной стадией взаимодействия. В свете электрон..
ной теории под хемосорбцией понимают процесс адсорбции, обуслов"
ленный силами химической природы (обменноrо типа).
Образование прочных связей будет происходить в процессе так
называемой слабой хемосорбции. Слабая хемосорбция характери-
зуется тем, что электронная оболочка адсорбированноrо атома
проникает в электронную оболочку металла. Процессы rетеродиф..
фузии MorYT происходить только после протекания процесса'хемо"
сорбции, Т. е. после Toro как атомы взаимодействующих металлов
будут представлять единую квантово"механическую систему.
BpeM хемосорбции, или время задержки диффузионных процес..
сов, можно определить по уравнению .
t == toe(Q+Ea)jRT, (5)
Х,емосорбции; Еа энерrия активации хемосорб
(..:
rде q теплота
ции.
В работе [132] сделана оценка по уравнению (5) длительности
периода задержки диффузии при взаимодействии следующих пар
металлов: Ti + Аl ж ; Fe + Аl ж ; Nb + Ni ж ; Nb + Fе ж .
Расчет выполняли для температур 973 и 1123 К (при взаимодей..
ствии с жидким алюминием), 1773 К (при взаимодействии с расплав..
ленным ни\келем) и 1873 К (при взаимодействии с расплавленным
железом). Результаты расчета приведены в табл. 2.
Расчет показывает, что время задержки диффузионных процессов
в зависимости от cxeMbI взаимодействия может изменяться на не..
сколько порядков. Теплота хемосорбции q при наличии на поверх..
ности свободных связей (табл. 2, вариант 1) должна быть близкой
к энерrии активации диффузии адсорбированноrо aTOM a в твердый
металл, что на самом деле и наблюдается. Так, энерrия активациц
диффузии алюминия в титан Е == 165,1 кДж/моль при q ==
==::: 144 кДж/моль, энерrия активации диффузии никеля в ниобий
Е == 269 кДж/моль при q == 301,2 кДж/моль. Взаимодействие при
21
Таблица2
Результаты расчета длительности периода задержки диффузионных процессов
при взаимодействии расплавленноrо металла с твердым
Ti + Аl ж
(D Ti Аl == 144 кДж/моль;
Е а === 35,99 кДж/моль)
Fe + Al}R
(DFe Al == 20б,91 кДж/моль;
Еа == 51,83 кДж/моль)
Вариант
t, с
t, с
.а
.. о
CtS==
щ........
+
при при
973 К 1123 К
.а .а
о .. о
::s t\3::1 при при
........ щ........
* +& 973 к 1123 К .
..t::(
.а
r:::
о
........
*
.t::(
1 144 185,17 1 0 з,2 1 0 4,6 206,91 258,74 10 o,2 10 1,2
2 65,84 1 О 1 ,82 1 0 8,з 10 8,з 137,52 189,35 1 0 2,o 1 0 4,4
3 91 ,33 123,14 10 7,з 1 0 7 ,3 154,66 206,49 10 2,o 1 0 з,5
4 13,17 49,16 1 0 10,4 10 10,8 85,27 137,10 10 5,6 1 О 6, 7
Nb + Fе ж
(DFe Nb == 186,43 КДЖ/МОЛЬ)
q, Еа' q + Еа' t, с
кДж/моль кДж/моль КДЖ/МОЛЬ при
1873 К
\
Nb + Ni ж
(DNb Ni === 301,25 КДЖ/МОЛЬ;
Еа == 75,28 кДж/моль)
Вариант
q, q + Еа'
КДЖ/МОЛЬ КДЖ/МОЛЬ
t, с
при
1173 К
1 301,25 J 376,53 10---2,0 186,43 46,61 233,04 10---6,4
2 173,76 249,04 1 o 5,7 58,52 105,13 10 10,o
3 231,66 306,93 1 0 4,o 117,04 163,65 1 0 8,4
4 108,35 183,63 10 7,7
отсутствии на поверхности свободных связей (табл. 2, вариант 2),
очевидно, приближается к процессу физической адсорбции, о чем
свидетельствует малая теплота адсорбции.
Период задержки диффузионных процессов можно оценить также
и по времени релаксации. При неупруrом столкновении атома или
молекулы, обладающих энерrией Е, с поверхностью твердоrо тела,
энерrия KOToporo El =1= Е, имеет место энерrообмен. Диффузионные
процессы (после образования прочных связей) будут происходить,
если атомы обладают необходимой энерrией.
Так как энерrия активации диффузии атомов твердоrо металла
в жидкий меньше энерrии активации жидкоrо металла в твердый,
можно предположить, что более предпочтительной будет диффузия
в жидкиЙ металл. Полаrая, что диффузионные процессы начнутся
после достижения атомами твердоrо тела в процессе энерrообмена
энерrии, равной энерrии активации диффузии атомов твердоrо Me
талла в жидкий, период задержки диффузионных процессов можно
вычислить Iиз уравнения t == toeEe/RT.
22
При взаимодействии алюминия
с титаном, принимая Е == 0,5 эВ
при т :::::973 К, получим t :r;:: 10..... б ,6с.
Это время задержки диффузии
удовлетворительно соrласуется со
значением, вычисленным для ва-
рианта 3 в табл. 2 (t === 10 7,зс).
ОчевидНО, при реальном взаимо-
действии на поверхности обоих ме.. Ti + Аl ж
таллов имеются частично свобод" Fe + Аl ж
ные связи. Результаты расчета по- Nb + Ni ж
казывают, что период задержки
диффузионных / процессов при взаимодействии расплавленноrо ме..
талла с твердым на несколько порядков меньше времени контакти"
рования твердоrо металла с жидким в условиях сварки-пайки.
Это свидетельствует о том, что подавить диффузионные процессы
в реальных условиях сварки не представляется возможным. Однако
начало диффузии не означает начала образования интерметалли-
ческих соединений. На практике периоды задержки образования
интерметаллических соединений при взаимодействии расплавленноrо
металла с твердым во MHoro раз превышают длительность периода
задержки диффузионных процессов [14, 93].
После стадии хемосорбции становится возможным дальнейшее
взаимодействие между атомами контактирующих металлов. При
контактировании металлов, обладающих малой взаимной раствори..
мостью, будут образовываться интерметаллические соединения (как
диффузионным путем, так и в результате химической реакции).
Период задержки образования интерметаллических соединений опре-
деляется энерrиеЙ активации реакции. Поэтому период задержки
диффузионных процессов будет совпадать с периодом задержки обра-
зования интерметалл ческоrо соединения только в том случае, если
q + Ба ;::: Бар, rде Бар энерrия химической реакции.
Если же q + Ба < Бар, то после хемосорбции будет протекать
процесс rетеродиффузии, который в итоrе 1vIожет привести к образо-
ванию интерметаллидов, однако химическое взаимодействие (реак"
ция) при этих условиях маловероятно. В этом случае для достиже..
ния предельной концентрации, выше которой образуется интерме"
талличеСК9е соединение, необходимо некоторое время. Можно пред"
положить, что это время и является периодом задержки образования
интерметаллических соединений.
Для раССlVIотренных выше пар металлов рассчитаны [132] энер"
rии активации реакции образования соответствующих соединений
(TiAI-i' FеАl з , NЬNi з ) и проведено их сравнение с величиной q + Ба
(табл. 3).
Как видно из расчета, во всех случаях следует ожидать несовпа..
дения периодов задержки диффузии и образования интерметалли-
ческоrо соедин ния1Табл. 4). Период задержки образования интерме..
таллидов зависит от температуры взаимодействия и природы
металлов.
Таблица3
Расчетные значения энеprии
активации реакций образования
интерметаллических соединений,
кДж/моль
Взаим:о
действующие
металлы
Еар
q+ Е
242
259
393
123, 1
206,4
305, 1
23
:6
Таблица4
Длительность периода задержки образования интерметаллических соединений
Fe + ЗАl == Nb + ЗNi ==
== FeAI 3 == Nb Ni з
Т, I( " с Т, К " с
ЗNЬ + 2Fe ==
== NЬ з Fе 2
Ti + ЗАI ==
== TiAI3
f-i
::r:
CIj
о-
CIj
Щ
Т, к t, с
т, К . " с
1
2
3
4
973
1073
1123
1673
123
11,4
4,25
0,03
973
1073
1123
1,98.10 1
4,55. 10 2
2,86. 10 2
3,60. 10 3
1723
о 435. 10 1
,
1873
0,64. 10 2
в условиях сварки"пайки теl\tlпература взаимодействия обуслов"
ливается температурой плавления леrкоплавкоrо металла, поэтому
нижний предел ее оrраничен. . Если при этой температуре период
задержки образования интерметаллидов мал, то следует искать
друrие пути (кроме понижения температуры взаимодействия) тор..
можения реакции. Одним из таких способов торможения реакции
является введение в расплавляемый м талл добавок друrоrо эле..
мента. Например, в литературе имеются данные о том, что кремний
тормозит образование реактивных фаз при взаимодействии железа
с жидким алюминием, введение алюминия в расплавленный цинк
,
существенно за едляет скорость образования фазы FeZn 3 и др.
РАСПРОСТРАНЕНИЕ ТЕПЛОТЫ
ПРИ РАЗНОРОДНОМ СОЧЕТАНИИ МЕТАЛЛОВ
Диаrраммы состояния характеризуют интересующие нас системы
в равновесном, стабильном состоянии, достиrнутом длительным от..
жиrом. При сварке в связи с большой скоростью остывания швов
равновесное состояние достиrаться не будет, поэтому характер фор..
мирования переходной зоны (вплоть до образования интерметалли"
ческой прослойки) будет зависеть от температурноrо состояния rpa..
ницы между разнородными металлами. Эта rраница в комбиниро"
ванном сварном соединении является важнейшей зоной, в которой
протекают процессы (реакции), определяющие технолоrическую и
эксплуатационную прочность, рлотность шва, а также ero КОРРО"
зионную стойкость. Интенси'вность протекания этих процессов и
степень их полноты зависят в первую очередь от термическоrо воздей"
ствия при сварке. КОlVlбинированные соединения вследствие значи..
тельноrо различия в теПЛQфизическил свойствах KOM OHeHTOB имеют
характерные особенности в распространении теплоты.
В работе [88] решены задачи по определению температурных
полей при мrновенной заварке кольцевоrо шва на rранице двух раз..
нородных дисков и при сварке двух разнородных пластин источни"
ком теплоты, движущимся с конечной скоростью. Существенно упро..
стило математиче,СКУЮ реализацию этих задач принятие допущения
24
об отсутствии теплоотдачи. При необходимости более точноrо опи-
сания температурных полей при сварке в решении необходимо учи-
тывать теплоотдачу.
В работе [134] определяли температуры при сварке внахлестку
и встык разнородных пластин оrраниченноrо размера поверхност-
ным источником теплоты (ЛУЧОl\1/ лазера). Исследования темпера
турных полей при сварке цилиндрических оболочек (труб) из разно-
родных металлов выполнены в работах [68, 160]. По расчетным фор-
мулам на ЭВМ определены температурные поля при арrонодуrовой
сварке неплавящимся электродом оболочек из стали 12X18HI0 T
с оболочками из стали Ст3, оболочек из стали 12Х18НI0Т с оболоч-
ками из меди, а также пластин из меди и алюминия. Параметры ре-
жима сварки изменяли в достаточно широких пределах. Рассмотрены
оболочки средних диаметров 60 90 мм с толщиной стенки 2 3 ММ.
результатыI расчетов сопоставлены с результатами экспериментов.
Отмечено УДОВ&lIетворительное соответствие расчетных и экспери-
l\1eHT альныIx данных.
Оболочки из разнородных металлов достаточно часто сваривают
через переходную втулку. В результате образуется соединение,
в котором имеются три ц линдрические оболочки из разнородных
металлов. Расчетным путем определены температурные поля пRи
арrонодуrовой сварке оболочек 08Х18НI0Т + медь + Ст3 и
08Х18НI0Т + Ст3 + медь (0 72 х2 мм). Ширина средней оболочки
изменялась от 10 до 40 ММ.
Рассмотрим характер распространения теплоты на примере сварки
алюминия со сталью пары металлов, наиболее резко различаlО"
щихся по СВОИlVl теплофизическим свойствам [130, 165].
В работе [130] данную задачу решали методом конечных разно..
стей, в основу KOToporo положен высокоэффективный итерационный
процесс решения систеlVlЫ разностных уравнений. Этот метод позво-
ляет f(без особых затруднений учесть зависимость теплофизических
характеристик материаЛ51 от теl\lпературы, а rлавное получить
при относительно небольших затратах времени информацию о TeM
пературном поле в большом количестве точек вблизи движущеrося
источника теплоты. Составлена стандартная проrрамма, по которой
рассчитаны температурные поля при сварке на различных режимах
алюминиево-маrниевоrо сплава AМr6 со сталями 12Х18НI0Т и Ст3.
Предложенный алrоритм численноrо исследования квазистацио..
нарных температур полей при сварке разнородных пластин позво-
ляет с помощью ЭВМ средней мощности получать данные о темпера-
турном поле BOKpyr движущеrося источника иаrрева (рис. 9). Отли-
чительной особеННОСТI?Ю полученных в результате расчета темпера-
турных полей (сочетания AMr6 +"'стали) является неСИМi'летричность
изотерм как в продольном, так и в поперечном направлении: изо-
термы в алюминиевом сплаве опережают изотерlVlЫ в стали, а ширина
зоны разоrрева 'алюминиевоrо сплава в несколько раз больше, чем
стали. Это объясняется не только различием теплофизических
свойств соединяе ыIx металлов, но и технолоrическими особенностями
сварки алюминия со сталью, в частности, необходимостью смещения
25
!},СМ а) у, СМ о)
12Xf8H10T 100
О О
5,0
АНrб
10,0 fи,о
у"сн О б 12 18 Х,СМ 91СН О, З 9 15 Х,СМ
2,5 Ст3 100
2,5
О О
25
,
f2X18H10T
5. О 5,0
, о 3 б о 12
3 9 Х,СН 3 Х,СМ
8)
Рис. 9. Температурные пОJlЯ при сварке разнородных пластин:
а Ст3 + сплав AMr6; 6 сталь 12Xl8HIOT AMr6; в CT3 12XI8HI0T; 2
Ст3 AMr6
источника HarpeBa (сварочной дуrи) на кромку алюминиевоrо сплава.
Длительность пребывания зоны контакта при температурах выше
заданной может БЬJТЬ оценена с учетом отношения длины соответ"
ствующей изотермы по линии контакта к скорости сварки. Оказа..
лось, что при сварке плавлением алюминия со сталью это время
обратно пропорционально квадрату скорости сварки. Отметим, что
при сварке однородных металлов время пребывания металла на оси
шва выше заданной температуры обратно пропорционально скорости
сварки.
Экспериментальная проверка предложенной методики расчета
температурных полей при сварке алюминия со сталью, а также
сопоставление результатов численноrо расчета с аналитическим
показали достаточную для инженерных расчетов сходимость расчет..
ных и экспериментальных данных. Друrой задачей, возникающей
при изучении тепловых процессов сварки разнородных металлов,
является оценка времени высокотемпературноrо HarpeBa rраницы
раздела по толщине пластины с учетом сложной формы разделки.
В работах [59, 88] при формулировке задачи расчета квазиста..
ционарноrо температурноrо поля в разнородной пластине, возни..
кающеrо в результате движения точечноrо источника HarpeBa, пред"
полаrалось, что пластина достаточно тонкая. Это позволило считать
распределение тепловоrо источника равномерным по толщине пла..
стины, а характер проплавления сквозным.
В ряде случаев сварки разнородных металлов оказывается тех..
нолоrически необходимым выполнять на стальной пластине пред"
варительную разделку кромок, заполняемую присадочным метаЛЛОl\tI.
При сварке алюминия со сталью в качестве присадочноrо металла
26
рис. 10. Схема СТaJIеаJJюминиевоrо со-
единения
z
L1
со
. r2 -
А!
Cz '1Z])2
Т 2
r z
у
используют алюминиевую
прОВQЛОКУ. После прохожде-
ния источника сварочноrо
HarpeBa конфиrурация сече..
ния сталеалюминиевоrо со-
единения плоскостью, пер-
пендИКулярной направлению
движения источника, имеет форму, изображенную на рис. 10. Темпе-
ратура жидкоrо металла, заполнившеrо разделку, может быть вычи- "
слена следующим образом:
Тз == qn/(cyS),
F1
.11
С1 6 .о1
Т 1
Т 1
(6)
rде qп === q/v поrонная мощность источника HarpeBa; v скорость
ero движения; с, V ........... теплоемкость и плотность присадочноrо ме-
талла; S I площадь области металла, наплавленноrо за первый
проход. \
Сформулируем задачу для расчета температурноrо поля в попе-
речном сечении разнородной пластины с заданной формой разделки
кромок. При этом будем пренебреrать rрадиентами температур
в направлении движения источника. Такое допущение оправдано,
если скорость сварки достаточно велика, Т. е. источник HarpeBa
приближается к линейному, и температурное поле изучается в те-
чение сравнительно небольшоrо интервала времени, прошедшеrо
после заполнения разделки жидким металлом.
Выберем систему координат так, как показано на рис. 10, и
условимся относить индексы 1 и 2 к тепл.офизическим характеристи-
кам в стали и алюминии. Тоrда теплофизические свойства и началь-
ная температура в составной пластине с учетом заполнения разделки
алюми нием будет зависеть от пространственных координат у и z
так, как покаЗljlНО на рис. 10. Здесь л з , СзУз, Т 3 совпадают с соответ-
ствующими величинами в области D2' если нижняя разделка уже
заплавлена, и полаrаются равными теплофизическим характери-
стикам воздуха при первом проходе. Уравнение распространения,
теплоты имеет вид
судТ/дТ == д/ду (лдТ/ду) + a/az (лдТ/дz).
(7)
Начало системы координат и расстояние L 1 (рис. 10) выберем
достаточно далеко от разделки с тем, чтобы температуры на rраницах
у == о и у == L 1 можно было бы считать в течение рассматри'ваемоrо
периода времени совпадающими с начальными температурами, т. е.
T1(z,o,t) == Т 1 ; T 2 (z,L 1 ,t) === Т 2 . (8)
Будем считать, что теплообмен с окружающей средой на верхней и
Нижней поверхностях пластины происходит по закону Ньютона, т. е.
лтдr m!an I y,z Е Тт === а (Т Те), (9)
27
rде r т внешние rраницы области D m (см. рис. 10); а.......... коэф
фициент теплообмена; Те температура внешней среды. \ '
Выпишем начальные условия
( Тl у, Z Е D 1
Т(х,у,о) == Т 2 у, Z Е D 2 .
Тз у, z Е D з
Таким образом, сформулированная модель представляет С9бэй
задачу для параболическоrо уравнения с разрывными коэффи"
циентами. Алrоритм численноrо решения и проrраммирование наибо
лее просто осуществляются в том случае, если рассматриваемая
область является прямоуrольником. Сформулированная задача может
быть приведена к области прямоуrольной формы, отличающейся от
рассматриваемой отсутствием выступающей (как сверху, так и снизу)
асти (наплавки), теплообмен с кот<?рой учтем при помощи специаль..
Horo rраничноrо условия
(10)
(c,r)l бдТ/д! I z==H === 'АдТjдz I z==H CG (Т Те)' (11)
[де б == б (у) толщина наплавленноrо' слоя (см. рис. 10).
Одной из задач, для решения которой может быть исцользована
сформулированная выше математическая модель, является опреде..
ление времени t, в течение KOToporo в зоне контакта сохраняются
высокие температуры (Т 520 ОС), т. е. температуры, при которых
возможно образование ийтерметаллических соединений. Опыт пока..
зывает, что это время обычно ,невелико, поэтому для решения за
дачи (7) (11) методом конечных разностей целесообразно применять
явную схему. rраничные условия аппроксимировались с первым
порядком точности. Ниже приведены результаты расчетов, а также
сопоставление их с экспериментальными 'данными.
На рис. 11 приведены изменения температурных полей по тол..
щине пластины в различные моменты времени. Как видно из приве-
денных рисунков, первоначальная неравномерность в распределе-
нии температур по толщине пластины достаточно быстро (после про
хождения источника HarpeBa) исчезает, и процесс переноса теплоты
фактически становится одномерным. При первом проходе (рис. 11, а);
т. е. при заполнении присадочным металлом верхней ч.асти разделки
кромок, время ВЫСОКО'-rемпературноrо HarpeBa кро!Мки для стали Ст3
составляет 4 с. Примерно то же имеет место и для стали 12Х18НI0Т.
при c pKe BToporo шва (при<;адочным мета лом заполняется ниж-
. .
няя чаСТI? разделки кромок, в рхняя. aCTЬ предпqлаrается уже запол-
HeHДO . плавом AМr6) поде температур в пла<;тине, а вместе с ним
и вр :высокот мпературноrо arpeBa резко изменяются. Сварку
с обратной' стороны производили после полноrо остывания первоrо
шва.
На первый взrляд казалось, что заполнение разделки должно
привести к уменьшению температур на кромке разделки и сокраще-
нию времени пребывания ее в области высоких температур, так как
заполненная алюмицием верхняя часть разделки интенсивно отби..
28
) 600 500
и _( -fзf
ЧС'
2с
.,....
Ч-с
t:;)
t:;)
I.l)
бс
"
"
t::I t::I "
t:;) '>
./" 6'00
АМrб Ст3 '"
12с
5]
t::)
\.t) I'r)
1,бс
ч)
t::::;:)
&;
АNrб
Рис. 11. Изменение температурных полей по толщине пластины при сварке:
а стз С AMr6 (первый проход); 6 то же (второй проход)
рает теплоту на разоrрев (в отличие от воздуха при сварке первоrо
шва) и тем самым снижа"ет общую температуру пластин.
Однако расчеты показали, что истинная картина имеет совершенно
противоположный характер. На рис. 11, 6 представлеl!Ы поля тем..
ператур при сварке с обратной стороны с лава AМr6 со сталью Ст3.
При этом в области разделки кромок, т. е. в зоне непосредственноrо
контакта алюминия со сталью, температуры выше 520 ос не исче-
зают, в отличие от первоrо прохода, даже спустя 6 c. Для обеспече..
ния cBapHoro сталеалюминиевоrо <;оединения, равнопрочноrо алю..
миниевому сплаву, сварку с обратной стороны (второй проход)
следует вести на примерно вдвое меньшем токе, чем сварку первоrо
шва, и после ero полноrо остывания.
Расчетами также установлено, что попытка снизить температуру
зоны контакта на первом проходе за счет применения фиrурных
(заполня щих разделку кромок), например, медных подкладок не
только не приводит к желаемому результату, а напротив, способ..
ствует более интенсивному разоrреву свариваемых кромок. Кроме
Toro, увеличивается длительность пребывания зоны контакта метал
лов при температуре выше критической (520 ОС), что приводит К росту
интерметаллических фаз. Поэтому применение фиrурных медных
подкладок нецелесообразно.
Определение характера распространения теплоты в различных
ТОчках сталеалюминиевоrо соединения сложно как теоретически,
Так и экспериментально. Практически же определение времени на..
хождения точки, лежащей на линии перехода, выше температуры
образования интерметаллической фазы (520 ОС) дЛЯ существующих
29
(T Tu)cJ2j п
0,50
Вариант Л
L/tY=2,OJ
6
о 1 2 J .ф. Yft.!
0,4-5
4Ю
ЦJ5
o,JO
0,25
0,20
О
t, с
3
2
1
')
о
12600 r, кдж/н
'1200
8ЮО
о)
Рис. 12. HOMorpaMMa для расчета времени t контактирования стали 12Х18Н10Т со спла
вом AMr6 при температуре выше критической (а) и зависимость времени контактирования
расплавленноrо алюминиевоrо сплава со сталью от поrонной энерrии (6)
мноrочисленных биметаллических композиций алюминия со сталью
невыполнимо, так как оно зависит от состава l\lеталлов, входящих
в биметалл, соотношения толщин, теплофизических свойств компо
нентов и друrих факторов. В связи с этим необходимо было попы
таться найти общие зависимости, которые устанавливали бы связь
между упомянутыми выше параметрами.
В результате расчетов [89] построены обобщенные данные, при
веденные на рис. 12, а.
По оси ординат отложена безразмерная температура
(T то) fJ2/ qп ,
rде То начальная температура; Т температура образования
интерметаллических фаз для стали данной марки; fJ толщина
свариваемоrо металла; qп поrонная энерrия, определяемая из BЫ
ражения
qп === О,24и 11lпр/V св , (12)
rде Чпр эффективный КПД проплавления (llпр == 0,25 +0,3), в дaH
ном случае суммарный КПД расплавления со стороны алюминия
и заполнения со стороны стали.
По оси абсцисс отложено безразмерное время (для любой толщины
металла) аt/б, rде а == 'А/су коэффициент теплопроводности.
Имея в качестве исходных данных параметры режима сварки,
первоначально находили безразмерную температуру, а затем, поль
зуясь приведенным на рис. 12, а rрафиком, определяли время пре
бывания rраницы перехода алюминий таль выше температур обра
зования интерметаллических фаз.
Обобщенные данные построены в шестц вариантах: для сочета
ния Ст3 + сплав AМr6 при отношении длины разделки к толщине
l/fJ === 1, 2,03 и 3,9 (варианты 111, 1 и IV), дЛЯ случая предвари..
тельной подварки сплавом AMr6 (вариант V 1), для случая приме-
нения медной подкладки (вариант V) и сварки сочетания стали
12Х18НI0Т + сплав AMr6 (вариант 11).
30
Температура сварочной ванны в месте контакта алюминия со
стальЮ зависит от режима сварки, причем с увеличением поrонной
энерrиИ имеет тенденцию к повышению, что объясняется изменением
температуры сварочной ванны по rлубине. На рис. 12, ,6 приведены
зависимОСти времени контактирования расплавленноrо алюминия
с железом от поrрнной энерrии. Время контактирования расплавлен..
Horo алюминия с железом возрастает с увеличением поrонной энер"
rии и в пределах исследованных режимов и толщин (6 20 мм)
изменяется в небольшом диапазоне (0,2 3,5 с).
При одинаковой ТОЛll ине свариваемых металлов время контак..
тирования зависит как от вида разделки кромок, т. е. от количества
наплавляемоrо металла, так и от марки стали. При сварке аЛЮi'линие..
вых сплавов со сталью 12Х18Н10Т время контактирования несколько
увеличивается. Естественно при этом, что время пребывания по..
верхности стальной кромки (точки 2, 5, 7 на рис. 12, а) выше крити-
ческой температуры Т == 520 ос значительно выше, нежели время
пребывания алюминия (точки 1, 3, 4, б, 8) при тех же теlVlпературах.
При увеличении толщин пластин из стали и алюминиевых спла-
вов время контактирования при одной и той же поrонной энерrии
сокращается. Таким образом, получены обобщенные данные и по..
строены HOMorpaMMbI, позволяющие рассчитывать время контакти-
рования расплавленноrо алюминия (ванны) с твердой стальной кром-
кой выше критической температуры образования инт рметалличе-
ских фаз для широкоrо диапазона толщин (6 30 мм) свариваемых
металлов. Полученные значения времени контактирования являются
исходными для последующих расчетов процессов диффузии при
сварке разнородных металлов.
Автором работы [68] разработан расчетно-аналитический метод
определения температурных полей при c apKe цилиндрических обо-
лочек и пластин из разнородных металлов мrиовенныlII плоским,
lVlrHoBeHHbIM линейным и движущимся со скоростью сварки по стыку
оболочек линейным источником теплоты при условиях paBHoMepHoro
проrрева стенок оболочек по толщине и независимости теплофизи-
ческих коэффициентов от температуры.
Метод позволяет рассчитывать температурные поля при сварке
двух и трех оболочек из разнородных металлов в большинстве
практически важных случаев.
ДИФФУЗИОННЫЕ ПРОЦЕССЫ НА rРАНИЦЕ
КОНТАКТА
Диффузия иrрает важную роль во мноrих процессах, протекаю-
щих при сварке разнородных металлов. Диффузия вызывает пере-
распределе:uие элементов в зоне cBapHoro соединения; с нею связы-
вают возникновение микронеоднородности сварных швов.
Диффузионные процессы обусловлены флуктуацией энерrии ато-
мов и дефектами кристаллической решетки. Движущими силами диф-
фузии при сварке в твердом состоянии являются rрадиент хими-
ческоrо потенциала, концентрации и фактические внутренние напря-
31
жения. Под. действием этих tIапряжений диффузия идет весьма ltlf .
,
тенс:ивно, к тому же в процессе ползучести материала возникают
дополнительные вакансии. Надежность соединении повышается
за счет переходной зоны, которая образуется путем взаимной диф
фузии атомов. Однако в ряде случаев, коrда имеет место выделение
интерметаллических фаз, механические свойства соединений MorYT
ухудшаться.
К настоящему времени осуществлено MHoro экспериментальных
работ по исследованию взаимной диффузии для систем, образующих
непрерывный ряд твердых растворов, а также для систем, образую..
щих интерметаллические соединения (реактивная диффузия). Уста..
новлено [14], что в системах первоrо типа диффузионный слой
характеризуется непрерывным изменением состава диффузионноrо
слоя. В системах BToporo типа образуются слои интерметаллических
соединении, соответствующих диаrраrvIме состояний. Состав и поря..
ДОК образования слоев при диффузии определяются диаrраммой
состояний изучаемой системы. Подробный обзор результатов иссле..
дования взаимной диффузии дан в работах [26, 84].
Сварка металлов в твердом состоянии. ля соединения разно..
родных металлов в твердой фазе необходимы развитие физическоrо
контакта, активация контактных поверхностей и объемное развитие
взаимодействия. Последний процесс сопровождается диффузией и
может заканчиваться образованием интерметаллических фаз и рекри
сталлизацией. В связи с этим необходимо иметь представление
о скорости развития диффузионных процессов. В работе [78] rvIeTo
дом локальноrо рентrеноспектральноrо анализа исследована зона
объемноrо взаимодействия золота с серебром (металлов, образующих
непрерывный ряд твердых растворов), полученная сваркой давле
нием с импульсным косвенным 'Har'peBoM. Золотая прокладка (зо
лото марки Эл 999,9 [ОСТ 6835 80) толщиной "",20 мкм находилась
на икелевой ленте, серебряная' толщиной "",50 мкм на KBap
цевой пластине. Никелевую ленту с кварцевой пластиной соединяли
через золотую и серебряную прокладки в атмосферных условиях
под давлением 60 МПа в течение 0,7 с. Зона контакта золота с сереб..
ром при сварке наrревалась за счет теплопередачи от пуансона до
температуры 500 ОС. После сварки образцы отжиrали при 500 ос
в течение 1, 5, 10, 30 и 60 мин.
Объемное взаимодействие золота с серебром при импульсной
сварке в течение 0,7 с происходит очень интенсивно. За указанное
время развивается зона протяженностью до 4,5 мкм. При после
дующем отжиrе cBapHoro соединения в течение 10 мин протяженность
зоны объемноrо взаимодействия увеличивается Bcero лишь на доли
микрометра. Распределение золота и серебра в зоне объемноrо взаимо"
действия исследовали методом локальноrо рентrеноспектральноrо
анализа на установке «Камека». На рис. 13, представлены концен..
трационные кривые распределения золота в серебре и серебра в зо..
лоте в момент окончания сварки при последующем отжиrе.
По формуле
с/со == 1 erf (x/2D t),
(13)
32
rJie х расстояние, на котором концентрация равна с; D коэф
фициент диффузии; t время.
Рассчитаны коэффициенты диффузии золота в серебре [78].
I<оэффициент диффузии золота в серебре [26 ]
DAu Ag == 5,3.10 4 ехр ( 29800/RT).
При температуре 500 ос DAu Ag == 2.10 1 см 2 /с.
Сравнение коэффициентов диффузии показало, чтоr В период
импульсной сварки коэффициент диффузии золота примерно на
четыре порядка больше, чем в случае обычноrо отжиrа. Такое суще-
ственное увеличение ero в серебре можно объяснить тем, что в ука-
занных условиях свариваемые металлы подверrаются интенсивной
пластической деформации.
При сварке давлением с подоrревом наиболее интенсивно пласти-
ческая деформация протекает по периферии контактной поверх...
насти [77]. На краях контактной поверхности коэффициенты диф-
фузии золота в серебре в 1 ,5 2 раза больше, чем по оси свзрноrо
соединения.
Рассмотрим механизм кинетику образования и роста интер-
металлических фаз при сварке металлов без расплавления, т. е.
типичных реакций в твердом состоянии. В простейшем случае взаимо-
действия металла А с металлом В на rранице раздела возникает
лишь одна интерметаллическая фаза АтВ п .
При обсуждении механизма подобноrо процесса обычно противо-
поставляют две точки зрения. Соrласно первой интерметалли-
ческая фаза может возникнуть лишь после достижения в поrранич-
ном слое металла-растворителя предела насыщения твердоrо рас-
твора при данной температуре
Т. р Т Т
А + в А 1 в А I Ав I в А I Ав I АтВ п I В,
( ,r
Т. е. новая фаза возникает в результате перестройки кристаллической
решетки вследствие достижения предела растворимости в поrранич-
u u
нои прослоике одноrо из металлов.
Соrласно второй при соприкосновении двух металлов неза..
u u
висимо от явления взаимнои растворимости может произоити хими...
ческая реакция с образованием интерметаллическоrо соединения
непосредственно на rранице раздела реаrирующих металлов
Т. Р х. С т
А + B А IB А I AтBnIB.
Ag, мас. %
r
Ау, мас, %
Рис. 13. Взаимная диффузия золота 11 серебра:
1 сварной образец золота с литым серебром;
2 сварной образец, отожженный при 500 ос
в течение 60 МИН
о
20
20
Предварительным этапом перед 80
образованием на прверхности сопри..
косновения двух металлов новой Ag
интерметаллической фазы является 40 л
60
100
100 мкм
2 В. Р. рябо в и др.
33
хемосорбция (х. с.), т. е. такая адсорбция, при которой прояв-
ляются химические силы взаимодействия. Дальнейший рост интер..
металлической прослойки, разделяющей оба металла, происходит
за счет диФФузионноrо поступления по крайней мере одноrо из
компонентов к поверхности раздела.
Известно, что в случае постоянства концентрации диффундирую
щеrо компонента можно получить параболический закон роста слоя
у2 == 211cDt/a == kt, (14)
rде у толщина слоя; I1с разность концентрации на ero rрани
цах; D коэффициент диффузии в слое; t время; а некоторая
постоянная величина с размерностью концентрации.
Температурная зависимость скорости роста имеет экспонен
циальный характер, т. е.
k == ko ехр ( E/RT), (15)
rде Е энерrия активации диффузии; ko коэффициент, мало зави
сящий от температуры.
Обе эти зависимости соблюдаются в ряде случаев, но далеко
не всеrда.
В случае возникновения нескольких интерметаллических фаз
картина еще более усложняется (см. рис. 6). Кроме Toro, в большин
стве случаев свариваются не чистые металлы, а технические MHoro
компонентные сплавы с несовершенной кристаллической CTPYKTY
рой. Температура и давление в ходе сварки не сохраняются постоян
ными. В целом истинная картина оказывается довольно сложной.
При взаимодействии двух твердых металлов действительно возни
кают твердые растворы. Однако интерметаллическая фаза наблю
дается ,и в случаях, коrда твердые растворы еще не достиrли пре
дельной концентрации для данной температуры. Интерметаллические
фазы образуются также в металле, почти не растворяющем диффун
дирующий компонент, например при диффузии железа в алюминии
(предел растворимости <0,025 ат. % Fe при эвтектической темпера
туре и <0,001 ат. % Fe при температурах ниже 500 ОС).
ДЛЯ правильноrо понимания механизма сварки разнородных
металлов и сплавов без расплавления необходимо прежде Bcero
выяснить закономерности ранних этапов диффузионноrо взаимодей
ствия, коrда интерметаллические фазы лишь начинают возникать
и их наличие еще не привело к существенному ухудшению механи
ческих свойств. При этом необходимо учесть реальную структуру
свариваемых металлов и, в частности, наличие rраниц зерен, дисло
каций, неравновесных вакансий и др., а также нестационарность
по температуре и давлению caMoro процесса сварки.
Необходимо прежде Bcero учесть весьма оrраниченное приме..
нение законов диффузии Фика. Коэффициент диффузии существенно
зависит от реальной структуры металлов и от концентрации. Следо
вательно, диффузионный поток будет зависеть от природы и протя
женности rраниц между зернами, а также от температуры, состава
и rрадиента концентрации. Правда, с повышением температуры эф
34
фекТИВНЫЙ коэффициент диффузии D зф в поликристалле прибли..
жается к значению D, соответствующему достаточно совершенному
кристаллу. С друrой стороны, в случае D === f (с) две переменные
время t и расстояние у вязаны простым соотношением л === y/Vi.
это дает возможность получить соотношение
с
Dдс/д'}, ===- (1/2) J 'А де,
со
(16)
rде со исходная концентрация; с концентрация, при которой
дс/ дл === О [84] .
Аналоrичное соотношение получено экспериментально значи..
тельно позднее с. 1aTaHO, по имени KOToporo и назван метод опре
деления D === t (с). (Плоскость Матано проводят таким образом,
чтобы площадь между кривой распределения и осями координат
справа и слева от линии раздела была одинаковой.) Метод Ma
тано может быть применен и для анализа экспериментальных ре
зультатов при образовании интерметаллидных прослоек.
При сварке не чистых металлов, а разнородных сплавов диф-
фузия может происходить, коrда rрадиент концентрации близок
к нулю, при неравенстве нулю rрадиента термодинамическоrо по
тенциала дФ/ду. Нарушение первоначальноrо распределения уrле-
рода, возникшее вследствие сварки стали двух сортов различноrо
состава, можно объяснить тем, что сродство уrлерода к железу
больше, чем к кремнию. Подобные явления возрастания rрадиента
концентрации дс/ду в ходе лифФузионноrо отжиrа cBapHoro стыка
не :MorYT быть объяснены в рамках классической теории диффузии.
Необходимо -привлечение термодинамических представлений.
Фактическая сила, действующая на .диффундирующий атом или
ион в бинарном растворе, может быть представлена как отрица-
тельный rрадиент химическоrо пот нциала a ilay. ПОТОК атомов
i.. ro сорта
J j === ........Мiсtдфi/дуN ==....... MtCtaMi/ay, (17)
rде М ! ....... ПОДВИЖНОСТЬ атомов i.ro сорта, являющаяся функцией
состава при постоянных температуре и давлении. Если учесть связь
химичеСI(оrо потенциала I!I с коэффициентом активности 11, при
ПОСТОЯННОМ rpaM t.aTOMHOM объеме
\.
f.tt == const ..t- RT ln VtC" (18)
то получим следующее выражение ,.-ДЛЯ парциальноrо коэффициента
rетеродиффузии атомов i..ro сорта:
D i == kT М , (1 + д ln 'Vi/a 1nci). (19)
Впервые эти соотношения были использованы для анализа металли..
ческих систеj\4- л. Даркеном. Он установил прежде Bcero связь коэф
фициентом rетеродиффузии D i отдельных веществ и соответствую
щих коэффициентов самодиффузии D;. л. Даркен принял, что под
вижность аТОМО5 lVIit определяемая средцей скоростью потока при
?*
"'"
35
диффузии в случае rрадиента термодинамическоrо потенциала, рав"
Horo едпнице при car-.1:o" и rетеродиффузии, одинакова для любоrо
вещества. Таким образом, различие между D i и D'l целиком сводится'
к равным значениям химическоrо потенциала в обоих случаях.
При самодиффузии
Dl === kT Mia
Из сопоставления (19) и (20) следует
D i === Di (1 + д ln Уi/д ln Ci).
(20)
(21)
в частном случае сварки двух разных металлов А и В можно свя"
зать коэффициенты самодиффузии D*A и Diз, определяемые с помощью
радиоактивных изотопов, с общим коэффициентом rетеродиффузии D
бинарной системы, определяемым по кривой распределения кон..
центрации одноrо из компонентов в зоне cBapHoro стыка (метод
МаТ,ано). Соrласно соотношению rиббса Дюrема для двухкомпо..
нентных систем
дlПУА/дlПСА==дlПУв/дlпсв. (22)
Следовательно, если принять, что состояние микрообъема полностью
описывается давлением, температурой и cOCTaBo I, то
D == (N АDiз + N BD'A) (1 + д ln УА/д ln СА). (23)
Это выражение позволяет объяснить еще одно явление, наблюдаю"
щееся при сварке пар металлов и сплавов, содержащих сильно отли'"
чающиеся, например по температуре плавления, компоненты. Это
так называемый эффект Киркендалла. Сущность ero заключается
в следующем. Если между свариваемыми пластинами из разных
металлов и сплавов поместить инертные метки (например, прово-
лочки молибдена или вольфрама или >н;е частицы туrоплавкоrо
окисла), ТО после HarpeBa CBapHoro стыка метки сдвиrаются в сто-
рону пластины, состоящей из вещества с более низкой температурой
плавления. Сдвиr меток пропорционален квадратному корню ИЗ ПРО-
должительности отжиrа V1, а скорость сдвиrа t1 возрастает с повы-
шением температуры. Поскольку это явление связано с различием
парциалъных коэффициентов rетеродиффузии Dt, то соrласно (23)
v == (DA ...... Diз) (1 + д ln 'УА/д lncA)acJA//ay. (24)
Неравенство парциалъных коэффициентов rетеродиффуэии приводит
tI
не только к смещению cBapHoro стыка относительно первоначальнои
плоскости соприкосновения, но и к возникновению пор вблизи по.
u
следнеи со стороны леrкоплавкоrо металла, а также изменению
поперечных размеров со стороны туrоплавкоrо металла.
Эффективный коэффициент диффузии в объеме реальноrо металла
отличается от коэффициента диффузии в достаточно совершенном
монокристалле Toro же металла. Эти отличия еще более существенны
в микроскопическом масштабе. Поэтому для правильноrо понима
пия начальных этапов формирования интерметаллидов необходимо
учесть, ЧТО I\оэФФициеЦТЬJ диффузии у rраuиц зерен Drp и вдоль
36
дислокации Do существенно превышают КОЭффИII.иенты объем:ной
диффузии D об . Так, отношение Drр/D Об может достиrать значения 106
[84]. Поэтому rлубина проникновения за счет диффузии по rрани
цам зерен и вдоль дислокации больше, .чем посредством объемной
диффузии, а концентрация диффундирующеrо компонента окажет я
повышенной по rраницам зерен и вдоль дислокаций в зоне CBapHO O
u u u
стыка по сравнению со среднеи макроскопическом концентрациеи
на данной rлубине у. Этот эффект особенно существен в случае малой
предельной растворимости диффундирующеrо компонента. Тоrда
перенос вещества (например, железа в алюминий) осуществляется
в основном лишь за счет диффузии вдоль дефектов кристаллической
решетки. _
Возникший локальный объем твердоrо раствора с повышенной
концентрацией может в дальнейшем эволюировать двумя путями:
установление упорядоченноrо расположения атомов в кристалли
ческой решетке твердоrо раствора; распад последнеrо на две фазы.
Если энерrия связи между двумя ато:мами различноrо сорта и АВ
больше, чем полусумма энерrий связи атомов одноrо сорта и АВ Е>
Е:> (И АА + И вв)/2, то в твердом растворе установится упорядо
ченное расположение атомов по узлам кристаллической решетки.
Если же, наоборот, и АВ < (и АА + и вв)/2, то твердый раствор
будет распадаться на две фазы. Существует определенная TepMO
динамическая BepO THOCTЬ локальной флуктуации состава из n aTO
мов pacTBopeHHoro компонента в одном rpaMM aToMe твердоrо pac
твора.
Энерrия активации, необходимая для такой флуктуации;
nW === n [ФВ Ф (х; ...... х')дФjдХi], (25)
rде х; и х' ........ концентрации, выраженные в атомных ДОJIЯХ. "
Начальную ск-орость выделения МОЖНО представить' в ВИДЕ:
. N;::;;. k g ехр (..... Е/ RT) ех р (п W ! RТ), , (26)
rде Е ....... энерrия активации выделяющеrося сорта атомов. Время
образования первых скоплений
tо-:=k з ехр [(nW + E)/RT]. (27)
Для возникновения интерметаллической фазы необходима еще
переСТрОЙК8 кристаллической решетки, т. е, необходимо совершить
работу для образования критическоrо зародыша
Ан == ct0'3v2j2 J.t2, (28)
rде а .......... коэффициент формы; а.......... удельная свободная поверхност-
ная энерrия зарОДЫШ,а; V атомный объем; J.t ......:.. разность хими-
ческих потенциалов в исходной решетке и зародыше.
CKOpOCTV образования зародышей новой интерметаллической
фазы соrласно А. Беккеру
N == k4 ехр ( E/RT) .ехр ( AR/RT).
(29)
37
Врем:я образования зародышей новой :интерметаллической фазы
t;; -== ks ехр [(Ан + E)IRTJ. (30)
Экспериментальные исследования стареющих сплавов действи
тельно показали, что механизм образования новой фазы довольно
сложен. Так, в сплавах системы аЛЮl'.1:иний медь при распаде пере
сыщенноrо твердоrо раствора меди в алюминии сначала возникают
так называемые зоны rинье Престона l, обоrащенные атомаl\tlИ
меди. Затем происходит частичное упорядочение в расположении
атомов (зоны rинье Престона 2), и лишь после этоrо образуется
метастабильная 8' фаза с иной структурой. Равновесная же 8..фаза
(CuA1 2 ) возникает на поздних стадиях процесса выделения.
Рассмотрим кинетику роста возникших за время t o центров интер..
металлической фазы. Скорость роста кристаллов G определяется
выражением
G GOG D == aM i (дФlду)IN,
(31)
rде 00 частотный фактор, слабо зависящий от температуры и
определяющий максимально возможную скорость роста; Оо диф
Фузионный фактор, определяющий концентрацию атомов необхо
димоrо вида (по составу и энерrии) на поверхности растущеrо кри"
сталла; а rеометрический фактор (определяемый формой домена
и условиями роста); M i подвижность дефицитных атомов в MaT
рице; дФi/ду rрадиент термодинамическоrо потенциала в направ
ленин роста.
Первоначально рост первых кристаллов интерметаллической
фазы происходит преимущественно вдоль поверхности раздела обоих
металлов вследствие большей скорости диффузии в этой плоскости.
После встречи rраниц первых кристаллов интерметаллидов возни.
кает сплошная прослойка, и происходит нормальный рост. Таким
образом, зависимость размера у интерметаллической фазы от вре.
мени t может быть описана уравнением
уn == k (t t o ). (32)
При n == 2 и t» t o это уравнение переходит в уравнение Там-
мана, которое, следовательно, приrодно лишь для описания ПОЗД"
.,
них стадии роста интерметаллических прослоек.
. Экспериментально исследовзс.ТlИСЬ ранние стадии процессов обра-
зования и роста" интерметаллических прослоек в системах Ниобий.......
железо [47 ], алюминий медь, алюМиНий........лаТуНь, алюМиНий.........
железо, алюминий таль [84].
Анализ микроструктуры зоны CBapHoro стыка в исследованных
системах позволяет представить начальные стадии образования и
роста интерметаллических фаз следующей схемой: взаимная диффу-
зия контактирующих металлов с различной скоростью; возникнове-
ние локально пересыщенных твердых растворов BOKpyr дефектов
кристаллическоrо строения; образование первых центров новой
фазы в дефектных участках с повышенной концентрацией диффун-
дирrК?щеrQ Л l'4ецта поперечный рост центров интерметаJIл;и еGКО"
3
рис. 14. Эависимость ТОЛЩИhЫ С..тtоя Интерметаллидов O't
времени HarpeBa при температуре, ос: у, МК М
1 1200; 2 1100; 3 1000; 4 900
фазы вдоль плоскости стыка; смыкание и
нормальный рост первой сплошной интер..
металлической прослойки; образование
первых центров второй интерметалличе
екой фазы; продолжение нормальноrо
роста первой интерметаллической про..
слойки; смыкание центров второй интер..
металлической фазы за счет поперечноrо
роста и т. д.
Интерметаллиды на начальных ста..
диях развития, коrда они не образуют
еще сплошноrо слоя в контакте, практически не оказывают
влияния H механические характеристики соединения. При Ha
личии в контакте сплошноrо интерметаллическоrо слоя (у 5 мкм)
пластичность и прочность соединений начинают быстро падать. Это
обусловлено не только высокой хрупкостью новой фазы, но и вну"
треННИl\tIИ напряжениями, возникающими вследствие объемных изме
нений.
В конкретных системах имеются свои особенности. В качестве
примера рассмотрим закономерности образования и роста интерме
таллическоrо слоя в сварном соединении ниобия с железом [47].
Биметалл ниобий (НВ4) железо характеризуется тем, что ширина
переходной зоны (слоя интерметаллидов) не превышает 1 мкм.
Толщина указанноrо слоя у изменяется в зависимости от темпера
туры HarpeBa (900 1200 ОС) и времени отжиrа соединений (момент
появления интерметаллидов фиксировался при у 1 мкм).
Математические выражения получены обработкой эксперимен
тальиых данных о росте слоя интерметаллидов в зоне соединения
ниобия с железом (рис. 14). Зависимость толщины слоя интерметал
лидов от времени HarpeBa можно описать уравнением
у2 == k (t t o ),
8
'f
*
о
4-0
80 t, мин
(33)
rде у толщина слоя; t время отжиrа; t o латентный период,
в течение KOToporo интерметаллид вырастает до устойчивоrо раз..
мера; k параметр, характеризующий скорость роста слоя, опре
деляемый по формуле (15).
С учетом уравнения (15) выражение (33) можно записать
у2 === koe EIRT (t t o ). (34)
Уравнение (34) применимо для практических целей, если известны
значения to,"R и Е. Латентный период t o находят по формуле, учи
тывающей появление интерметаллидов размером меньше 1 мкм:
t o == А е Н / R Т ,
(35)
39
r. ОС
,
Рис. 15. Зависимость времени появления
интерметаллидов от температуры в соедине-
нии ниобий железо:
1 расчетные данные; 2 эксперИмен
талЬные
1100
2
4-
rде коэффициент А не зависит от
температуры; Н эффективная
энерrия активации процесса об
разования интерметаллида до
устойчивоrо размера.
( Для отыскания значений А и
8 t, мин
Н необходимо по троить rрафик
I/Т Ig t o . Значения t o определим из уравнения (33)
t o === (t 1 t m t )/(tltm 2t s )' (36)
6
1000
900
ИнmерметаплиfJоD нет
800
в координатах
[де t s соответствует величине Ys == V УIУт ; Уl И Ут крайние зна..
чения переменной у на рис. 14.
Построение в координатах I/Т Ig t o показывает, что имеет
место прямолинейная зависимость, которая подтверждает приrод"
ность формулы (35) для оценки величин Н и А. TaHreHc уrла наклона
прямой к оси I/Т определяет энерrию активации процесса роста
интерметаллида, а отрезок отсекаемой прямой на оси ординат,.
величину А. '
Функция t o (Т) после отыскания значении А и Н выражается
в виде
t o === 2,5 .10 7e146,3/RT.
Зависимость времени появления интерметаллидов от т мпературы,
рассчитанная по формуле (36), дана на рис. 15. Лоrарифмическая
зависимость толщины слоя интерметаллидов от времени HarpeBa до
исследуемоrо диапазона температур выражена прямыми, не прохо-
дящими через начало координат и имеющими примерно одинаковый
уrол наклона к оси Ig (t t o ). Величина 19 k для каждой темпера..
туры HarpeBa определяется по отрезку, отсекаемому прямыми на
оси ординат. Зная эту величину, путем построения зависимостей
19 k I/Т леrко найти значения Е и ko, а именно: Е == 96,3 кДж/моль,
ko === 6.103 мкм 2 /мин. Подставив эти значения ko и Е в выражение
(34), получим
у2 === 6.103e 96,1(t to)/RT
Исследовали также структуру переходной. зоны и определяли
закономерность образования и роста интерметаллическоrо слоя
в зоне контакта ниобия с никелем [55]. Температуру отжиrа ИЗ lе"
няли от 700 до 1000 ос. Длительность отжиrа при 700 и 800 ос
составляла 10 200 ч, а при 900 1000 ос 15 180 мин. Переход..
ная зона ниобий никель после отжиrа характеризуется двумя ти"
пами микроструктуры. При температуре отжиrа до 900 Ьс эта зона
состоит из одноrо слоя. По данным микрорентrеноспектральноrо
анализа, образуется соединение NbNi и твердый сх..раствор на основе
никеля. Друrой тип микроструктуры переходной зоны наблюдается
40
при температуре отжиrа выше 900 ос. В ЭТОlVl случае переходная
зона состоит из двух слоев: со стороны ниобия образуется NbNi,
затем следует слой NЬNi з , за которым располаrается область твердоrо
а,"раствора на основе никеля. Рентrеноструктурный анализ поверх..
ностей разрушенноrо образца после отжиrа при 1000 ос в течение
2 ч показал, что переходная зона содержит интерметаллические
фазы NbNi, NЬNi з и NbsNi. Микротвердость этой зоны 4000
4700 МПа. Обработка экспериментальных данных выявила следу"
ющие зависимости:
t o == 7,3 · 1 O 4e5i851 RT ,
у2 === 1,54.106e 143t4(t to)/RT,
rде t o латентный период, в течение KOToporo интерметаллид вы..
растает до устойчивоrо размера ( 1,5 мкм).
Взаимодействие твердой и жидкой фаз при сварке. Диффузион"
ные процессы на rранице между твердым и жидким телом обладают
той особенностью, что скорость их определяется интенсивностью
диффузии в твердом теле, так как она обычно во MHoro раз меньше
скорости диффузии в жидкости.
Процесс взаимодействия твердой и жидкой металлических фаз
u u
при сварке и наплавке сопровождается тои или инои степенью раз..
вития rетероrенной диффузии в зоне контакта. Составы фаз, нахо..
дящихся в контакте, устанавливают в соответствии с требованием
равенства их химическвх потенциалов, и даже незначительное
время их сосуществования способствует протеканию процессов reTe..
роrенной диффузии в направлении установления фазовоrо равнове..
сия. Интенсивность протекания этих процессов определяется темпе..
ратурой, длительностью контактирования, rрадиентом концентра..
ций и диффузионной подвижностью атомов [105, 123 J.
С точки зрения развития процессов rетероrенной диффузии на
rранице раздела фаз определяющей является стадия взаимодействия
твердоrо металла с жидким. Развитие диффузионных процессов на
стадии охлаждения закристаллизовавшеrося металла в основном
определяется временем нахождения металла при повышенных тем..
пературах. Для большинства элементов замещения их подвижность
при переходе из жидкоrо состояния в твердое резко падает (коэффи"
циенты диффузии уменьшаются на три пять порядков), и длитель..
ность пребывания при повышенных температурах в реальных про..
цессах сварки и наплавки оказывается недостаточной для существен..
Horo развития процесов химической неоднородности.
Одним из основных требований, предъявляе ых к соединениям
u
разнородных металлов, является получение соединении с высокими
u ...'
механическими своиствами в зоне контакта и с минимальным разви"
тием процесса растворения твердой фазы, приводяrцеrо к переходу
элементов OCHoBHoro металла в наплавленный металл. В большинстве
случаев как наплавляемый металл, так и подложка являются спла..
вами, в связи с этим на свойства получаемых соединений также
l\1orYT оказывать существенное влияние процессы rетероrенной диф..
фузии примесей в зоне контакта.
41
В литературе имеются мноrочисленные сведения о влиянии раз
вития процессов химической неоднородности на физико"механические
свойства соединений, в частности на механические, коррозионные
свойства, на поведение соединений при вибрационных испытаниях
и т. д. Количественное решение задачи по rетероrенной диффузии
примеси в зоне контакта твердой и жидкой фаз при частных rранич"
ных условиях приведено в работах [42, 120, 131]. Характер распре..
деления примеси зависит от коэффициента распределения k, харак"
теризующеrо различную растворимость элементов в твердой и жид..
кой фазах, от коэффициентов диффузии в твердой D T и жидкой D ж
фазах, длительности процесса t и rрадиента концентрации примеси
на rранице сплавленИ5f.
Условия задачи диффузии примеси в двух средах при частных
rраничных условиях формулируются следующим образом:
1) acT/at == D T a 2 C/aX 2 , х < о; дсж/дt == D ж д 2 с/дх 2 , Х Е> о;
2) С Т == Сто при t == О и х < о; С ж == Сжо при t == О их> о;
3) D T (дст/дх)х===о == D ж (дсж/дх)х===о на rранице раздела для всех t;
о 00
4) J (Сто С т ) dx == J (Сжо С ж ) dx;
oo о
5) Ст/С ж === k в равновесном состоянии.
Решение им:еет вид
CT(X,t) === СТО
Сто kсжо [( Х )]
kVD 1 /D ж +l 1 + erf 2VD;t
при х < о; (37)
Сж(х.t) == Сжо + k o; ; 7 T [1 erf ( 2V ) 1 при х> О, (38)
[де с т (х, t) И С ж (х, t) концентрации элемента ПРИl\леси
соответственно в твердой и жидкой фазах в момент t Е:> О на различ..
ных расстояниях х (в см) от rраницы; Сто И Сжо начальные кон..
центрации примеси в твердой и жидкой фазах (t == О с); D T И D ж
коэффициенты диффузии примеси в твердой и )I{ИДКОЙ фазах; k
коэффициент распределения; t длительность процесса, с.
Если rрадиент концентраций на rранице сплавления при t ==0
отсутствует (наплавка, сварка однородноrо металла) Со == с ж ==
== СТО, уравнения принимают вид
co kco [ ( х )]
Ст(Х. t) == СО 1 + erf 2VD;t при х < о; (39)
k V Dт/D ж + 1
+ со kco [ х )1
Сщ(х.t) == СО k + VDт/D ж 1 erf 2Vl'5;;t при х> О. (40)
42
В том случае, если растворимость элемента в твердой и жидкой
фазах одинакова (k == 1), возрастает роль rрадиента концентрации
на rранице сплавления Llc o == Сто Сжо:
CT(X,t)==CTO V 11 со [ 1+erf( yX )] при х<о; (41)
Dт/D ж + 1 2 DTt
Сж(х,t) == С жо + 1 + ТjDЖ [1 erf ( 2/D;t )] при х> о. (42)
В предельном случае, коrда D T D ж (отсутствует rраница фаз,
температура в металле постоянна), формулы преобразуются визвест..
ные уравнения, применяемые для расчета ряда диффузионных про..
цессов:
C(x,t) == С[О 11;0 [1 + erf ( 2/-т )] при х < о; (43)
CO(x,t) == СIlО + 11;0 [1 erf ( 2 -т )] при х> о. (44)
Значения коэффициентов диффузии D T зависят от температуры,
концентрации, структуры, примесей, напряженноrо состояния и мо"
rYT меняться в широких пределах (10 7 10 16 CM2.c 1 и менее).
Значения коэффициентов диффузии в жидкости в основном лежат
в пределах 10 4 10 6 CM2.c 1. Длительность контактирования в слу"
чае сварки и наплавки металлов меняется от 0,01 0,5 с (смачивание)
дО O,5 10 с и более (наплавка, сварка) и зависит от поrонной энер"
rии и скорости сварки [120,123].
Равновесный коэффициент распределения (ko == ст/с ж ) в зависи..
мости' от леrирующеrо элемента может 9ЫТЬ больше или меньше
единицы, Если происходит снижение температуры, то ko < 1 (1
О,ООI,ДЛЯ систем, относящихся к чисто эвтектическим). Если примесь
повьiiпает температуру плавления сплава, то ko 1 (1 3). Вред..
ких случаях (для бора в rермании) ko == 15 или даже больше.
При наличии интенсивноrо перемешивания эффективные значения
коэффициента распределения k MorYT сильно отличаться от равно..
весных и с увеличением интенсивности перемешивания стремятся к 1.
В общем случае значения эффективноrо коэффициента распреде..
ления определяются из уравнения, полученноrо К. Бартоном и др.
k == kol [k o + (1 ko) ехр (1 f6 0 /D ж ) ],
(45)
rде f скорось увеличения толщины твердой фазы; 60 толщина
ламинарноrо слоя; D ж == 10 5+10 4 CM2.c 1.
Для большинства пра тических случаев неизвестны точные зна..
чения эффективноrо коэффициента распределения k, коэффициентов
диффузии D T и D rR и длительности контактирования. Точное опре..
деление этих величин в реальных металлических системах связано
с большими трудностями, так как их значения в значительной сте..
пени зависят от мноrочисленных побочных процессов.
43
ДЛЯ большинства случаев диффузии элементов замещения эффек"
тивный коэффициент распределения k можно не учитывать при
решении reTeporeHHbIX задач с точностью "",O,l O,Ol %, т. е. в пре..
делах точности локальноrо рентrеноспектральноrо микроанализа.
В этих случаях для расчета можно использовать приближенные
уравнения
С Т === СтО I1с о В!уD т /D ж + 1;
С ж === Сжо+ dcoB/V DжD т ,
(46)
(47)
rде I1с о === Сто СжО.
Уравнения (37), (38) и (46), (47) для rетероrенной диффузии при..
меси неприменимы в случае контакта двух чистых разнородных
металлов. В связи с этим рассмотрена задача развития химической
неоднородности в зоне контактирования твердой и жидкой фаз
разнородных металлов [123]. Решение имеет вид
С Т === y::В- [1 + Ф( 2 )] при х < о; (48)
С ж === vl:v [1 Ф ( 2Y )] при х>о. (49)
Уравнения rетероrенной диффузии примеси (37) и (38) и уравне..
ния (48) и (49) не учитывают наличия двухфазной области, изменения
коэффициентов диффузии от концентрации. Уравнения (48) и (49)
MorYT быть использованы и при взаимодействии двух металлов
в твердом состоянии. В этом случае
VDВ
СА === V DA + V DB
УпА
СВ === V DA + V DB
[1 +Ф ( 2Y )]
[1 Ф ( 2/ВВt ) ]
при х < о;
(50)
при Х>О,
(51)
rде СА И Св соответственно концентрации элемента А в В и В
в А; D А И D в соответственно коэффициенты диффузии А в В
и В в А.
В тех случаях, коrда при соединении металлов требуется свести
к минимуму ширину зоны химической неоднородности, необходимые
температуру и время процесса можно определить из (37), (38) или
(50), (51), задавая значения С т , С ж или СА, СВ равными нулю, а х
равным ширине допустимой зоны rетероrенной диффузии. При
определении времени контактирования для соединения металлов
в твердом состоянии необходимо учитывать дополнительное время,
требуемое для достижения физическоrо контакта на всем протяже..
нии контактирующих поверхностей.
Разработана методика расчета [42, 154] толщины интерметалли"
ческой прослойки в зависимости от температуры процесса и времени
контакта твердой и )кидкой фаз. Для простоты расчета приняли
диаrрамму состояния взаимодействующих металлов А и В, приве..
денную на рис. 4. Как правило, опасные толщины интерметалличе"
44
. .
ских прослоек весьма малы в сравнении с ТQлщинаJ\.1И самих взаимо
действующих тел, поэтому при расчетах эти тела в ряде случаев
можно считать полубесконеЧНЫlVIИ. Тоrда распределение KOHцeHTpa
ции по толщине жидкости при растворении в ней твердоrо тела с уче
том нестационарности процесса мо)кно найти по формулам, приве
денным: в работе [131]. Так как выпадение интерметаллида может
происходить только в том случае, если концентрация А в некоторой
части жидкости больше концентрации С 1 , то, зная закон насыщения
жидкости атомами твердой фазы и используя диаrрамму состояния,
можно определить толщину интерметаллической прослойки, которая
выпадет при кристаллизации, в зависимости от длительности KOH
такта жидкой и твердой фаз.
Суммируя толщину прослойки при t 1 от каждоrо элементарноrо
слоя, найдем полную толщину прослойки [154]
n n
Ci Сl А
Yt1 == Yi == Ui,
Ck Сl
i ==1 i===l
(52)
или, выбирая толщину д.i бесконечно малой, придеJ.\tl к интеrралу
а
..........J J С (х; [1) dx
Yt1 Ck С1 '
О
(53)
rде а то значение х, при котором С(а) == С 1 .
Определяя у для разных значений времени при Т === const, полу
чим зависимость толщины прослойки от времени контакта жидкой
и твердой фаз.
ПРОЦЕССЫ СМАЧИВАНИЯ (РАСТЕКАНИЯ)
И РАСТВОРЕНИЯ НА ПОВЕРХНОСТЯХ РАЗДЕЛА
Поверхностные явления при сварке различных пар металлов.
Поверхностные.А,явления иrрают решающую роль .ikB образовании
прочных связей при соединении разнородных металлов. Любая
сварочная система состоит из нескольких фаз, контактирующих
между собой. Мноrие процессы определяются явлениями, протека
ющими именно на поверхностях раздела это поверхностные свой..
ства фаз (поверхностное и межфазное натяжение) и поверхностные
явления на rраницах между фазами (адrезия, смачивание, адсорбция
и т. д.) [118].
От величины поверхностноrо и межфазноrо натяжений зависит
форма ваЛИКf1, полученноrо при сварке, а при наплавке ширина,
наплавляемая за один проход. Отделимость шлаковой корки, име
ющая особое значение при мноrослойной сварке или наплавке под
слоем флюса, также связана с поверхностными явлениями и зависит
от поверхноgных натяжений металла, шлака и межфазноrо натяже..
ния на rранице металл шлак.
Связь поверхностных свойств металла и формы cBapHoro шва
подтверждается и экспериментально. Обнаружено [192], что с YMeHЬ
45
шением межфазноrо натяжения наплавленный валик получается
более плоским. Влияние сил поверхностноrо натяжения на форми..
рование корня стыковых швов отмечено в ряде работ. Силы поверх..
HocTHoro натяжения заметно влияют на форму шва не только при
дуrовых способах сварки, но также и при электронно"лучевой сварке
[189]. В ряде случаев краевой уrол смачивания закристаллизовав..
шеrося шва может служить критерием при оценке качества cBapHoro
соединения.
В последние rоды значительно увеличилось количество обзорных
и ориrинальных работ, посвященных проблеме распространения
жидкости по поверхности твердоrо тела, проведенных с привлечением
современных методов исследований и обработки результатов измере..
ний [98, 126]. Хотя и получены общие сведения и закономерности,
механизм и кинетика растекания в условиях реальных систем
остаются неясными. До последнеrо времени почти отсутствовала
информация о растекании, например, алюминия и ero сплавов по
металлам семейства железа, меди, титану и др.
При наплавке и сварке имеет место кинетическое смачивание,
которое характеризуется непрерывным образованием новых поверх..
ностей раздела. Но для простоты рассмотрения смачивание при
наплавке в первом приближении можно рассматривать как статиче..
ское смачивание на плоской поверхности [123].
Учет всех физико"химичеrких факторов, влияющих на растекание
во время сварки, при описании кинетики процесса не представляется
возможным. В связи с этим особое значение имеют исследования
кинетических закономерностей растекания, определение скорости и
зависимости ее от различных физико"химических факторов, особенно
в системах, в которых процесс растекания осложнен образованием
промежуточных фаз в зоне контакта.
К сожалению, применительно к сварке плавлением разнородных
металлов процессы смачивания и растекания практически не изуча..
ЛИСЬ. Лишь в работах [123, 192], посвященных данному вопросу,
предпринимались попытки связать зону смачивания с термическим
циклом сварки.
В условиях сварки можно дать только комплексную оценку кон..
TaKTHoro взаимодействия. поэтому обычно используют методики, при
которых исследуют каждую стадию процесса отдельно в температур"
но"временных условиях, максимально приближающихся к сварке.
При таком моделировании процесса сварки"пайки каплю расплавлен..
Horo металла наносят на поверхность твердой подоrретой подложки.
Используют как изотермическую выдержку, так и кратковременный
HarpeB.
Общеrо уравнения, которое охватывало бы все мноrообразие
процессов смачивания, еще нет. MorYT быть решены лишь частные
задачи. В связи с этим большое значение приобретают эксперимен"
тальные работы.
Анализ закономерностей распространения жидких металлов по
твердой металлической поверхности показывает, что основными
факторами, влияющими на этот процесс, являются соотношение
46
между поверхностными энерrиями твердоrо и жидкоrо металлов
и на их межфазной rранице; микрорельеф твердой поверхности;
характер среды, в которой находятся контактирующие металлы,
температура, состояние поверхности твердоrо металла (наличие
окисных пленок и др.) и структура приповерхностноrо слоя; раство"
римость жидкоrо металла в твердом и скорость объемной диффузии
атомов расплава в твердый металл; физические свойства жидкости
(плотность, вязкость и др.); энерrия активации поверхностной диф..
фузии и некоторые друrие факторы (например, ВОЗlVIОЖНОСТЬ образо..
вания интерметаллидов).
Основной параметр, характеризующий взаимодействие разно..
родных металлов, смачивание, определяемое уrлом смачивания 8.
Для выяснения факторов, влияющих на смачивание и растекание
жидкости по твердой поверхности, проанализируем выражения для
KpaeBoro уrла смачивания и движущей силы растекания. Пусть
капля жидкости 3 находится на твердой поверхности, 1 в среде 2.
Тоrда по уравнению Юнrа можно записать
cos 8 == (0'12 0'1з)/0'23, (54)
rде 0'12' 0'13 И 0'23 удельные свободные межфазные энерrии на
rраницах 1 2, 1 3 и 2 3 соответственно, а 8 краевой уrол.
При абсолютном Сl\;lачивании (8 === О) жидкость растекается по
поверхности. В этом случае роль движущей силы растекания иrрает
величина
LlO' ==k (0'12 0'13) 0'23' (55)
rде k коэффициент шероховатости, равный отношению площади
истинной поверхности и идеально rладкой.
Из выражений (54) и (55) следует, что, изменяя величины меж..
фазных энерrий O'ik и коэффициент k, можно управлять смачиванием
и растеканием. Так, наличие продольных канавок на твердой по..
веРХliости ускоряет растекание жидкости вдоль нее [15]. Учет
этоrо фактора важен и для сварки плавлением. При сварке разно..
родных металлов (например, стали с алюминием) на стальной де..
тали разделку кромок ,выполняют под определенным уrлом, что
улучшает смачивание и повышает прочность cBapHoro соединения.
При нанесении на данную твердую поверхность жидкоrо металла,
например при сварке..пайке, алитировании и цинковании стальных
изделий, межфазные энерrии O'Ul. можно изменять, либо изменяя
состав среды (rаза, флюса) 2, либо путем леrирования леrкоплавкоrо
металла 3. На смачиваемость влияют также состав OCHoBHoro металла,
наличие rрадиента температуры вдоль ero поверхности, принуди"
тельно заданный рельеф, величина наложенноrо потенциала, если
окружающая среда 2 электролит. При сварке разнородных ме..
таллов появляются дополнительные движущие силы за счет давле..
ния дуrи, давления потока aproHa, большой массы расплавленноrо
металла.
Оценка движущих и тормозящих сил при изотермическом расте..
канни жидкости по твердой поверхности дана в работе [76]. Так,
47
например, для кинетики двумерноrо растекания капли получено
следующее уравнение:
2:п;2 XllP ,4 dr === 2л, 0' + ( 20'23 + m g ) (56)
3 т dt pr 2 'Лr '
rде , радиус капли массой m в момент времени t; р плотность
жидкости, 11 ее вязкость; g ускорение свободноrо падения;
% множитель, учитывающий форму профиля капли; O' и а 2 з
те же величины, что и в формуле (55).
Растекание капли ускоряется вследствие понижения ее потен..
циальной энерrии в поле силы тяжести (слаrаемое gт 2 /лрr 3 ),
а также в связи с уменьшением площади боковой поверхности капли
при ее растекании (слаrаемое 2ma 23 /pr 2 ). Оба эти фактора особенно
существенны на начальных стадиях растекания (малые " соответ"
ствующие образованию толстоrо слоя покрытия).
Из сил, тормозящих процесс растекания, отметим вязкость
жидкости, силы инерции, трение между слоем жидкости и подлож..
кой, механическое сопротивление, оказываемое микровыступами
поверхности. Наиболее хорошо изучен случай, коrда rлавная сила
сопротивления вязкость. Сила внешнеrо трения иrрает особенно
большую роль, коrда слой растекающейся жидкости становится
очень тонким. С этим, вероятно, связано резкое замедление процесса
растекания на конечной стадии [76]. В результате взаимодействия
подложки с растекающейся жидкостью MorYT существенно меняться
движущие силы растекания, которые определяются поверхностными
и объемными свойствами жидкости, и тормозящие силы, определяе"
мые объемными своЙствами. В частности, довольно часто встречаются
случаи, коrда динамическая вязкость жидкости меняется в процессе
растекания. Тоrда для расчета кинетики растекания необходимо
знать зависимости 11 == f (с) и с == f (t), rде 11 динамическая вяз..
кость жидкости; с концентрация материала подложки в ЖИД..
кости.
Рассмотрим влияние некоторых технолоrических факторов на
смачиваемость и растекание. Изучено влияние вакуума в диапазоне
давления 1,33 .104 1,33 МПа на кинетику растекания расплавов
чистых металлов: Оа, Jn, Sn, Bi, Cd, РЬ, Си, эвтектики Cu Ag
(ПСр 72) и друrих по железу (вакуумной плавки), lVlеди (Мlб) и
никелю (НП2). Подrотовка поверхности образцов заключалась
в механической зачистке, травлении и обезжиривании. Принято,
что с увеличением степени вакуумирования смачивание улучшается,
однако в исследовании [66] обнаружена аномалия в растекании
расплавов по поверхности железа, меди и никеля в вакууме.
Смачивание стали серебром. В работе [201 изучено влияние
флюса, rазовой среды, леrирующих элементов, температуры и вре..
lени контактирования на смачивание стали расплавленным сереб..
ром. Для определения влияния защитной атмосферы на процесс
смачивания стали расплавом серебра выбраны следующие rазовые
среды: aproH высшеrо сорта (rOCT 10157 79), aprOH +0,5 % кисло..
рода, aproH + 1 % воздуха, вакуум 2,68.1 о!.........6,65 мПа. Подложка
48
- рис. 16. Зависимость KpaeBoro уrла смачивания стали се..
ребром от температуры и состава rазовой среды:
1 5 вакуум 6,65; 66,5; 6,65.103; 2,66.104 МПа COOT
ветственно; 6 aproH
из стали ВСт3сп; навеску изrотовляли
из серебра Ср 999,9 (rOCT 6836 80)
и серебра опытных плавок, леrированных
элементами (Pd, Si, Р, Al), образующими 100
твердые растворы, эвтектики. и химиче..
ские соединения с серебром и сталью.
Значения краевых уrлов СJ.\11ачивания 8 '50
стали рас лавом серебра Ср 999,9 в усло..
виях различных rазовых сред при вре..
мени контактирования твердой и }кидкой О
фаз 1 мин и температурах 980 1100 ос .980 1000
показаны на рис. 16. HarpeB до более
высоких температур затруднял наблю..
дение процесса, так как элементы оптической системы микроскопа
покрывались плотной пленкой конденсирующихся паров серебра.
Серебро хорошо смачивает сталь в вакууме (6,65 мПа) при TeJ.\11"
пературе HarpeBa 1100 ос. Примеси воздуха и кислорода к aprOHY,
как и --снижение разрежения воздуха, препятствуют процессу сма..
чивания. Смачиваемость стали расплавленным серебром опреде..
ляется в основном наличием окислов на поверхностях взаимодейст"
вия, температурой металлов жидкой и твердой фаз и продолжитель..
ностью контакта жидкоrо металла с твердым.
Введение небольших добавок мед» [123] и палладия в серебро
способствует улучшению смачивающей способности, при ЭТОJ.\11 с уве"
личением содержания палладия уrол СlVlачивания уменьшается.
Это объясняется TelVI, что палладий образует твердые растворы с же..
лезом и серебром. Металлоrрафические исследования выявили
образование прослойки между сталью и серебром, причем с увели..
u
чением содержания палладия в расплаве толщина прослоики уве-
личивается. При исследовании влияния времени контактирования
жидкой и твердой фаз на уrол смачивания установлено, что послед"
ний зависит (в определенных пределах) от времени контактирования
твердой и жидкой фаз, а также от степени леrир-ования расплава.
Замена 10 % атомов серебра, находящихся на поверхности раздела
фаз, атомами палладия умеIlьшает поверхностное натяжение а 1з
системы железо еребро на 30 %. Увеличение содержания пал..
лаДия в сплаве серебра свьппе 10 % незначительно влияет на процесс
смачивания стали ВСт3сп при температурах до 1100 ОС. Увеличение
времени взаимодействия фаз уменьшает уrол смачивания, особенно
в первые 30 с.
В друrой работе [175] с применением метода покоящейся капли
изучено взаимодействие в систеlVIе серебро Ср 999,9 (жидкая фаза)
сталь марок С1'3 и"СтI0 (твердая фаза) и выбран состав сварочноrо
флюса, обеспечиваЮЩЕ:Й в aproHe краевой уrол смачивания е < 200
при температуре взаимодействующих фаз более 1000 ос. В присут
49
х
.
.
1050 1100 Т, ос
ствии флюсов уrол смачивания уменьшается при увеличении тем..
пературы и достиrает величин, равнозначных условиям вакуума
13,3 1 ,33 мПа. Компоненты флюса: 30 35 % тетрафторбората
калия, 35 0 % криолита, 20 22 % фтористоrо натрия, 5 10 %
хлористоrо калия, 1 5 % кремния.
Работу адrезии рассчитывали по выражению
W м === W aSl\1 W а (M/p)2/3Nl/3, (57)
rде W a удельная работа адrезии, определяемая по формуле
W a === 0"23 (1 + cos 8) при поверхностном натяжении на rранице
жидкой и rазообразной фаз, которое равно 0"23 == 0,898 +0,923 Дж/м 2 ;
SM площадь, зани1\tlаемая молем серебра, если ero растянуть в мо"
ноатомную пленку; М и р мольная масса и плотность, равные
55,84 и 7,88 r/cM 3 соответственно; N число Авоrадро, равное
6,02.1023 моль l.
При взаимодействии серебра со сталью в присутствии флюса
W M === 44 +46 кДж/моль. Это свидетельствует о том, что энерrию,
необходимую для растекания серебра по стали, обеспечивают не
физические, а химические силы, возникающие на rранице раздела.
При этих же условиях, но без флюса (W M < 6 кДж/моль) на шлифах
между серебром и сталью обнаружены прослойки повышенной твер..
дости. Прочность сцепления со сталью серебра, наплавленноrо не..
плавящимся электродом в aproHe с применениеlVI флюса, О"ср ==
=== 100 +140 l\'lПа; без флюса О"ср == 30 +40 МПа. Сцепление серебра
со сталью надежно при HarpeBe соединения до 800 ОС. Длительный
HarpeB при 600 800 ос приводит к разупрочнению в результате
Toro, что на rраницах раздела соединения и зерен наплавки проте..
кают процессы избирательноrо окисления неблаrородных элемен..
тов. По"видимому, действие флюса проявляется в растворении окис..
ных пленок стали, что способствует сближению поверхностей раз..
дела на расстояние, соизмеримое с параметрами кристаллической
решетки.
Исходя из анализа уравнения (54), для улучшения ра'стекания
необходимо повысить поверхностное натяжение твердой фазы 0"12,
снизить поверхностное натяжение расплава 0"23 и межфазное поверх..
ностное натяжение а 1з . Поверхностное натяжение металлов с изме..
нением температуры меняется. Так, поверхностное натяжение стали
08Х15Н25 при температуре 1500 ос составило 1380 мДж/м 2 , при
1560 ос 1400 мДж/м 2 ; меди при 1131 ос 1103 мДж/м 2 , при
1150 ос 1115 мДж/м 2 , при 1200 ос 1154 мДж/м 2 и при 1215 OC
1166 мДж/м 2 .
С повышением температуры поверхностное натяжение меди уве..
личивалось. Примеси в металле иноrда оказывают весьма существен..
ное влияние на изменение поверхностноrо натяжения. Повышение
содержания меди в медно"никелевых сплавах от О до 100 ат. % при...
водит к понижению поверхностноrо натяжения от 1735до 1265 мДж/м 2 .
На поверхностное натяжение меди очень сильно влияет добавка
серы. Аналоrично влияют на медь добавки кислорода, серебра,
золота, кадмия, алюминия, олова, свинца, сурьмы. Влияние при..
50
месей на изменение поверхностноrо натяжения металлов и сплавов
объясняется их адсорбцией на rранице раздела. Повышение кон..
центрации примесей в поверхностном слое приводит к понижению
поверхностноrо натяжения металла или сплава.
Одна из серьезных проблем при сварке меди со сталью проник
новение меди по rраницам зерен в сталь в процессе сварки и образо
вание трещин. В работе [7] J\'lеханизм образования трещин пред..
ставляется следующим образом. В результате действия упруrопла..
стических деформаций растяжения на поверхности кристал.пизу
ющейся стали возникают микронадрывы. Медь, находящаяся в жид..
ком состоянии, смачивает поверхности микротрещин и проникает
туда под влиянием капиллярноrо эффекта. Проникнув в микронад
рыв, медь вызывает дополнительное давление на стенки микрощели,
что приводит к развитию микронадрыва и образованию трещины
значительной величины. Из двух фаз, присутствующих в сталях,
жидкая медь смачивает аустенит ("'(..фазу) и не смачивает феррит
(а..фазу) .
Для непосредственноrо определения смачиваемости медью aYCTe
нита и феррита методом лежащей капли определены краевые уrлы
смачивания между жидкой медью и аустенитом и жидкой медью
и ферритом. Материал подложек: феррит сталь 08Х17Т, аусте..
нит сталь 12Х18Н9Т. При использовании в качестве подложки
стали 08Х17Т краевой уrол смачивания равен 92 1000, а для стали
12Х18Н19Т 22 280 при 1100 ОС. Поскольку краевой уrол CMa
чивания медью стали 08Х 17Т (феррит) более 900, следовательно,
сталь 08Х17Т медью не смачивается. Краевой уrол смачивания
медью стали 12Х18Н9Т (аустенит) значительно меньше 900, т. е.
она смачивается медью. Резкое уменьшение (вплоть до полноrо
отсутствия) трещин в сталях с ферритной фазой вызвано несмачи
ваемостью феррита жидкой медью [6].
Про рдили исследование смачиваемости электротехнической стали
жидкой (медью в вакууме [100] путем определения уrла смачивания 8
и площади растекания S при разной температуре наплавляемой
поверх ости (700 1100 ОС). С этой целью при разрежении в камере
'"'" 1 ,33 .103 Па на HarpeTbIe до определенной температуры обраЗЦ I
наносили капли расплавленной меди. Капли получали путем вве-
дения медноrо прутка диаметром 4 мм в зону rорения дуrи. В момент
отрыва капли дуrа выключал ась и одновременно фиксировал ась тем-
пература поверхности образца (в записи на осциллоrрафе с помощью
хромель-алюмелевых термопар). Результаты исследования уrла сма..
чивания и площади растекания меди при соединении медь таль
представлены на рис. 17.
В работах [99, 126] определены скорости растекания жидкой
меди по поверхности железа различной степени окисленности при
температуре 1120 ОС. При этом установлено, что расплавы расте..
каются с меН5!!9ЩИl\lИСЯ контактными уrлами.
Смачивание железа алюминием. Рассмотрим некоторые процессы
KOHTaKTHoro взаимодействия в системе алюминий железо. Схема
взаимодействия этих двух l'vlеталлов может быть представлена сле..
51
60
2 8, zpa8
S,CM
")
в, zpa8
90
5
40
, 3
I
х
I
+
O
30
0,5
20
lf
')
750
B!iO
950 1050 Т, ос
10
20
t, с
Рис. 17. Зависимость KpaeBoro уrла смачи
вания и площади растекания жидкой меди
от температуры HarpeBa образцов
Рис. 18. Зависимость KpaeBoro уrла смачи-
вания железа алюминием от времени кон
такта, с:
1 4 до 30; 5 ДО 6
ДУЮЩИМИ стадиями: первая растекание жидкоrо алюl\tlИНИЯ по
поверхности железа; вторая возникновение интерметаллической
прослойки на rранице раздела; третья растворение этих фаз
в расплаве алю:rvIИНИЯ. Можно предположить, что собственно хими-
ческое взаимодействие железа и алюминия с образованием интерметал-
лических соединений происходит со скоростью, значительно превы-
шающей скорость растекания алюминия и растворения возникших
соединений. Поэтому изучали кинетику растекания жидкоrо алюми-
ния по поверхности железа и определяли соотношение скоростей
роста и растворения rраничных фаз.
Кинетику растекания изучали в вакууме ((1 +3).1,33 мПа при
максимальной температуре опыта) на установке, rде можно было
фиксировать кинетику растекания одновременно с помощью кино-
съемки и фотоrрафирования длиннофокусным объективом, а также
раздельно HarpeBaTb исследуемые объекты. Так как реакции в си-
стеме железо алюминий проходят очень активно, для характери-
стики процесса KOHTaKTHoro взаимодействия необходимо было полу-
чить данные о растекании при малом времени контакта, поэтому
опыты проводили, наrревая раздельно железный образец (цилиндр
10 15 мм) и алюминий (0,03 r), а затем после достижения заданных
условий приводили ИХ в контакт. Этому моменту предшествовало
начало киносъемки. Скорость растекания оценивали по изменению
площади контакта (S d 2 ) капли с подложкой во времени t, степень
-смачивания оценивали по краевому уrлу 8.
Для исследования применяли алюминий марки А99 (99,99 % Al),
техническое железо и интерметаллические фазы системы железо
алюминий. Интерметаллические фазы rотовили плавлением исход-
ных l'леталлов в l\1аrнезитовых тиrлях в среде aproHa или rелия. По-
лучены кинетические зависимости KpaeBoro уrла Сl\rIачивания железа
алюминием при температурах 700, 750, 800 и 900 ос (рис. 18). Уста-
новлено, что система железо аЛIОМИНИЙ характеризуется удовлетво-
рительным смачиванием (8 90°), ВЫСОКОЙ скоростью растекания
и сильной адrезией алюминия к железу. Вычислены значения кажу-
52
щейся энерrиИ активации растекания алюминия по железу
(75 I\:ДЖ/МОЛ ). Работу адrезии алюминия к железу оценивали по
уравнению W === 0'23 (1 + cos 8); она веЛIIка и составляет 1 ,3
1,5 Дж/м 2 в интервале 700 900 ос.
Механизм растекания алюминия по железу можно представить
следующим образом. При соприкосновении железа с расплавленным
алюминием последний адсорбируется на поверхности железа, затем
в зоне контакта протекает взаИlVIная диффузия, и образуются диффу..
зионные слои. В результате на контактной rранице появляется слой
промежуточных фаз, изменяются своЙства расплава, что и приводит
К прекращению растекания и изменению формы капли. Установлено,
что на контактной поверхности твердое ж_елезо жидкий алюминий
образуется только два интерметаллида FеАlз и Fe 2 A1 5 . В соедине..
нии Fe 2 A1 5 преимущественно перемещаются атомы алюминия, что
связано со специфической дефектностью решетки этой фазы, в ре..
зультате чеrо образуются характерные столбчатые кристаллы, расту..
щие перпендикулярно фронту реактивной диффузии. Вследствие
образования интерметаллических фаз в зоне контакта растекание
алюминия по железу резко тормозится. Это подтверждают резу ль..
таты измерения краевых уrлов смачивания алюминием интерметал..
лических фаз FеАl з , Fe2A15, FeA1 2 , FeAl и Fе з Аl.
В первые моменты контактирования алюминии не сма:чивает
(8 > 900) ни одну из интерметаллических фаз, что не противоречит
предложенному механизму процесса растекания по железу: интер..
металлические прослойки, образующиеся в зоне контакта, препят"
ствуют растеканию алюминия по железу. Краевой уrол смачивания
уменьшается, а работа адrезии растет в ряду FeAI3, Fe 2 A1 5 , Fе з Аl,
а также с повышением температуры.
Соrласно диаrрамме состояния системы" AI Fe, с расплавом,
боrатым алюминием, при температуре 800 900 ос может находиться
в равнов сии только 8..фаза. Поэтому растекание алюминиевоrо
расплава по е..фазе не сопровождается образованием новых фаз,
и процесс растекания в этом случае заканчивается за (0,5...;....1). 10 2c,
т. е. равновесие достиrается почти MrHoBeHHo. Напротив, значитель..
Ное зменение KpaeBoro уrла во времени связано с необратимым меж..
фазным переносом массы. Движущая сила этоrо переноса обеспечи..
вается разностью химических потенциалов компонентов в термо..
динамически неравновесных системах Fe2AI5 Al, FезАI АI при
800 900 ос. Вычисленные по температурной заВИСИl\10СТИ скорости
растекания (в интервале 700 9000) эффективные энерrии активации
для FeA1 3 и Fe 2 A1 5 близки и составляют 94,3 кДж/моль.
Полученные результаты показывают, что варьирование темпе..
ратурно--временных условий не влияет на фазовый состав интерметал..
Лической прослойки при контактном взаимодействии алюминия
с железом. Из этоrо следует, что для получения пр очных сварных
соединении алКlМИНИЯ с железом процесс следует проводить по ре..
ЖИl\lам, обеспечивающим минимальную толщину интерметалличе..
ской прослойки. Для этоrо время контакта расплавленноrо алюминия
с железом и ero сплавами должно быть минимальным.
53
Исследовано влияние содержания кремния в алюминиевых pac
плавах (до 10 % Si) на кинетику растекания этих расплавов по по
верхности техническоrо железа в темпер атур HOlVI интервале 700
900 ос в вакууме lVlетодом киносъемки с целью выявления условий,
обеспечивающих минимальную толщину интерметаллической про
слойки при контактном взаимодействии расплава с железом. Неболь
шие добавки кремния в расплав алюминия (до 4%) при 700 750 ос
улучшают СJ\rIачивание. Кремний, являясь межфазно активным, за
держивает рост интерметаллических фаз в зоне контакта. При BBe /
дении кремния в железную основу эффект влияния кремния почти
не ощутим. Весьма эффективным оказалось действие никеля и хрома,
введенных в железную основу.
Исследование кинетики растекания алюминия по железоникеле..
вым (1,4 10 мас. % N ) и железохромовым (0,96 17,8 мас. % Cr)
сплавам в интервале температур 700 9000C показало, что введение
леrирующих элементов в твердую фазу увеличивает работу адrезии
алюминия к сплавам (уменьшает краевой уrол смачивания, увеличи
вает площадь растекания) и временной интервал растекания (время
прорастания кристаллов промежуточной фазы). Влияние никеля,
по"видимому, связано с образованием тройноrо соединения в боrатой
алюминием области системы алюминий железо никель. Наличие
TOHKoro слоя тройноrо соединения тормозит реакционную диффузию
на rранице раздела. Переходный слой получается более плотный
с явным отсутствиеlVI текстуры роста при содержании никеля в твер..
дой фазе 2,9 10 мас. %. Действие хрома не столь ощутимо, так как
в боrатой алюминием области системы алюминий железо хром
тройное соединение не образуется.
Никель и хром участвуют в формировании интерметаллической
прослойки, причем никель более энерrично взаимодействует с интер..
металлидом, чем хром. Такое перераспределение элементов можно,
по"видимому, объяснить тем, что термодинамически более выrодно
образование алюминидов никеля, а не алюминидов хрома и же
леза. При этом никель как бы «вытяrивается» на поверхность алю..
миния.
Таким образом, введение никеля и хрома в железную основу
блаrоприятно сказывается на толщине переходноrо слоя, оптималь.. .
ные свойства KOToporo получены для составов, количество леrиру
ющих элементов в которых соответствует составу стали 12XI8HIOT.
Приведенные примеры показывают, что, имея возможность pery..
лировать свойства твердоrо и жидкоrо металлов путем введения
в них в небольших количествах активных добавок, а также изменяя
температуру и длительность контактирования твердой и жидкой
фаз, можно реrулировать степень смачива ния твердоrо металла
жидким.
Смачивание меди алюминием. При сварке в среде, свободной
от кислорода, жидкий алюминий хорошо растекается по твердой
меди. Уже начальные значения краевых уrлов смачивания COCTaB
ляют 60 700, уменьшаясь в течение 0,5 мин до 30 400. Повышение
температуры от 800 до 1000 ос мало влияет на краевой уrол. Как
54
В, zpao
БО
40
о
20
о
2
"
Б
8
t, мин
Рис. 19. Зависимость KpaeBoro уrла смачивания мед" алюминием от времени при разлиtlНЫХ
темпера турах, ос:
1 700; 2 800; 3 900; 4 1000
ВИДНО из рис. 19, краевой уrол резко уменьшается в первые 1
1,5 мин, затем изменяется незначительно. С повышением темпера
туры уrол смачивания уменьшается, и наиболее сильно в интервале
700 800 ос; при дальнейшем увеличении температуры уrQЛ меняется
мало. По величине 8 и поверхностному натяжению чистоrо алюми
ния рассчитана работа адrезии алюминия к меди [98].
Такой расчет допустим для небольшоrо времени контакта, в Te
чение KOToporo растворение меди и алюми ия не изменяет резко
поверхностноrо натяжения алюмцния. Медь инактивна на поверх
ности жидкоrо алюминия. Вычисленная работа адrезии даже для
первоrо момента контактирования фаз велика (1 МДж/м 2 ). В про
цессе смачивания работа адrезии меняется. Определено изменение
работы адrезии по времени при различных температурах. Для Ha
чальноrо момента контактирования фаз путем проведения касатель
ных вычислены коэффициенты наклона k экспериментальных кривых
в координатах Wa t. Предполаrая, что величина k подчиняется
экспоненциальной зависимости, по выражению (15) рассчитали
эффективную энерrию активации процесса смачивания. Соrласно
данным рис. 19 энерrия активации этоrо процесса 28 кДж/моль.
При контакте меди с алюминием медь диффундирует в алюминий
и алюминий в медь. Но так как диффузия в жидкость протекает
HaMHoro скорее, чем диффузия в твердое, можно считать, что наблю
дается преимущественная диффузия меди в алюминий. Энерrия акти
Бации процесса диффузии l\Аеди в алюминий, полученная в работе
[98], составляет 65 кДж/моль. Учитывая поrрешность эксперимента,
./'
можно полаrать, что полученные значения энерrии активации co
Поставимы. ТаКИl\lI образом, возможным механизмом, определяющим
скорость растекания алюминия по меди, является диффузия меди
55
в жидкий алюминиЙ, определяющая также скорость растворения
меди в алюминии.
Влияние покрытия изучали при температуре 700 8000C в Ba
кууме.
Ввиду Toro, что теория терморастекания, т. е. растекания в неизо
термических условиях при взаимодействии с подложкой отсутствует,
представлялось целесообразным провести сопоставление термиче
cKoro цикла сварки и временной зависимости KpaeBoro уrла смачи
вания (рис. 20). Резкий HarpeB интенсифицирует растекание, при
этом скорости растекания при температурах сварочноrо процесса
(800 900 ОС) сопоставимы со скоростями сварки (",,0,2 см/с.) Это
указывает на возможность получения в некоторых условиях (Ha
пример, при элеКТРОННОо.лучевой сварке алюминия со сталью) YДOB
летворительной смачиваемости без принятия дополнительных мер.
К таким мерам относятся, например, ряд rальванических покрытий
на стали, меди и друrих металлах.
Эффективны те покрытия, которые при температуре процесса
образуют жидкую фазу в виде тонкой смачивающей прослойки на
поверхности твердой фазы.
Смачивание ниобия сталью [153] . Установлено, что смачивание
ниобия сталью в значительной степени зависит от состояния поверх
ности и температуры подоrрева ниобия. '
Смачиваемость и взаимодействие ниобия со сталью изучали
в условиях вакуума 6,65 мПа при нанесении капли расплавленной
стали на пластинку ниобия [128]. Пластинку иобия разоrревали
проходящим током от сварочноrо reHepaTopa. Ниобий защищали
I экраном с подвижной шторкой,
т, ОС ?рао от воздействия электронноrо луча
и напыления. Капля расплав
ленной стали образовывалась
в результате подачи проволоки
800
60
100
600
80
WO
200
40
20
о
Ап
IJ
20
t "
1 v
Рис. 20. Схема совмещения термическоrо
ЦИК.1Iа сварки и временной зависимости уrла
смачивания
56
8, zpaiJ
S, СИ Z
100
0,9
80
0,7
60
45
40
0,3
20
1000 1200 1400 1600 т,ос
Рис. 21. Зависимость KpaeBoro уrла смачио.
вания и площади растекания расплавлен..
ноЙ капли стали на поверхности образца от
температуры HarpeBa ниобия
Рис. 22. Распределение максимальных тем-
ператур по ниобию и изменение формы шва 8,2ра3
при сварке нахлесточных соединений нио
бия со сталью:
1 образование интерметаллической про
слойки; 1 1 соединение без интерметалли-
ческой прослойки; 111 область HeCMa 50
чивания ниобия.J
S,h,frfH
т,Ос
12Х18Н10Т при помощи спе-
циальноrо подающеrо меха-
низма в зону расфокусирован-
Horo электронноrо луча. Элек- 30
тронный луч, смещали таким
образом, чтобы исключить по-
падание ero на ниобий при 20
открытой шторке. Термические
циклы HarpeBa ниобия записы-
вали на шлейфовом осцилло- 10
rрафе.
На рис. 22 показана зави-
симость термических циклов о
HarpeBa ниобия под каплей
в зависимости от предвари-
тельноrо подоrрева ниобия. При предварительном подоrреве ниобия
до температуры 550 1250 ос за счет теплоты расплавленной капли
температура ниобия под каплей повышалась на 400 500 ос.
Опыты показали, что растекаемость жидкоrо металла в значитель-
ной степени определяется методом подrотовки поверхности ниобия.
Лучшая смачиваемость имеет -место при химическом травлении в рас-
творе 60 % НNО з + 40 % HF блаrодаря наиболее полному удале-
нию поверхностных жиров и окислов и улучшению микрорельефа
поверхности. .
На ,рис. 21 представлена зависимость KpaeBoro уrла смачивания
и площади растекания от температуры HarpeBa ниобия. С увеличе-
нием температуры HarpeBa от 1100 до 1700 ос краевой уrол смачи-
вания изменяется от 100 до 1 OQ.
есмотря на положительное влияние повышения температуры
HarpeBa на улучшение смачиваемости, HarpeB не должен превышать
температур, при которых происходит рекристаллизация ниобия,
так как с ростом зерна резко снижается стойкость ниобия при работе
в Жидких теплоносителях.
Металлоrрафические исследования показали, что при HarpeBe
ниобия до 1700 ос и выдержке при этой температуре в течение 1
1,5 с на поверхности взаимодействия капли с ниобием не образуется
интерметаллических прослоек. Указанный HarpeB также не приводит
к росту зерна ниобия. Отсутствие хрупких прослоек и роста зерна
ниобия имеет место и при сварке ниобия со сталью на режимах,
обеспечивающих расплавление только стали при HarpeBe ниобия' до
температуры п00 ос.
Изучение характера смачиваемости расплавленной стали и влия-
ния тепловоrо состояния свариваемых металлов на структуру со..
5
ТОЧКll
ll3А1еренця т,ос
И Нmернеmt1ЛЛll'lеская пpocnoii.Ka
Lf
3
2
1
20
'10
I
60
о
80 у,МКМ
57
еДинения позволилО разработать технолоrию сваРJ{И и выбрать олrи..
мальные типы сварных соединений (рис. 48). Наилучший тип свар..
ных соединений для металла толщиной 0,3 0,5 мм нахлестка
с отбортовкой стали. Для металла толщиной более 0,5 мм рационально
применение соединений с плавящейся прокладкой из той же стали.
В дальнейших работах [153] установлена связь между формой шва
и ero свойствами.
Основные параметры термическоrо цикла сварки ниобия со
сталью температура и продолжительность HarpeBa оказывают
решающее влияние на структуру и форму металла шва, а следов а..
тельно, и на механические свойства cBapHoro соединения. На рис. 22
сплошной и штриховой линиями показана форма швов без интер..
металлической прослойки и с прослойкой. Швы С прослойками
имеют более плавные переходы к основному металлу и отличаются
малыми значениями краевых уrлов смачивания е и меньшей вы..
сотой шва, а также большей площадью контакта металла шва с по..
верхностью ниобия..
Изменение структуры и параметров cBapHoro шва оказывает влия"
ние на механические свойства cBapHoro соединения. Схватывание
в отдельных точках происходит при краевом уrле смачивания е
1400. Однако временное сопротивление соединений при этом
очень низкое ("",50 МПа). Более прочные химические связи атомов
стали с ниобием появляются при краевом уrле 110 1200, что соот"
ветствует температуре HarpeBa ниобия в зоне контакта ("'" 1100 ОС).
N1аксимальное значение BpeMeHHoro сопротивления обеспечивается
при значении KpaeBoro уrла 50 600, что соответствует HarpeBY
ниобия до температуры 1450 1500 ОС. При этом количество раство"
peHHoro ниобия в жидкой стали достиrает почти предельноrо значения,
при котором в процессе кристаллизации металла шва начинается
выделение отдельных кристаллов интерметаллидов. При дальней..
шем увеличении вводимой теплоты при кристаллизации образуется
сплошная прослойка интерметаллидов, которая резко снижает вре..
менное сопротивление cBapHoro 'соединения.
Таким образом, для оценки качества cBapHoro соединения можно
воспользоваться значением KpaeBoro уrла смачивания, отражающеrо
изменение структуры и rеометрических параметров шва. Наиболь-
шее значение BpeMeHHoro сопротивления (530 550 МПа) имеют
соединения, у которых краевые'уrлы смачивания 45 700. При дан..
ной форме шва толщина интерметаллической прослойки не превы-
шает 2 мкм.
Взаимное растворение различных металлов. При контакте твер..
дых фаз с расплавленными происходит их взаимодействие, интенсив..
ность KOToporo определяется параметрами состояния и химическим
составом фаз. Под термином «взаимодействие» понимают весь ком..
плекс процессов, который имеет место при контактировании фаз:
смачивание, диффузия, а также растворение, изменение структуры
и химическоrо состава твердой фазы.
Смачивание OCHoBHoro металла расплавленным леrкоплавким соз-
дает условия для растворно-диффузионных процессов на rранице
Е8
твердой и жидкоЙ фаз. Поскольку на этой rранице реакции идут
в rетероrенной среде между металлами, находящимися в различных
arperaTHbIx состояниях, то развитие реакций связано не только
с химическими превращениями, но и с переносом веществ из rлубины
фаз к поверхности взаимодействи из зоны реакции.
Таким образом, процесс образования, rеометрия и структура
интерметаллических слоев определяются не только смачиванием,
но также и растворением более туrоплавкоrо металла в расплаве
сварочной ванны. Скоростью образования этих процессов опреде..
ляются режимы сварки разнородных l\tlеталлов.
В замкнутом объеме сварочной ванны на жидкий металл действует
ряд возмущающих факторов со стороны дуrовоrо разряда и процесса
переноса присадочноrо металла. Эти возмущения вызывают конвек..
ционные потоки, которые в значительной мере определяют характер
физико"химических превращений.
Кинетика растворения твердоrо металла в жидком один из
существенных факторов взаимодействия разнородных металлов,
в частности сталей со сплавами аЛЮl\ЛИНИЯ, меди со сталью и др.
Вопросы перемешивания металла сварочной ванны изучены недоста..
точно, и точных количественных соотношений теория сварки пока
дать не может.
Скорость реакционной диффузии зависит от природы диффунди"
рующеrо металла и :м:атрицы, температуры процесса, в то время как
скорость растворения зависит от соотношения площади растворя..
ющейся поверхности и объема расплава, режима перемешивания.
Отсюда вытекает возможность реrулирования соотношения скоростей
роста и растворения интерметаллической прослойки, что представ..
ляет технолоrический интерес. Установление основных закономер..
ностей взаимодействия различных сочетаний металлов даст возмож"
ность подобрать режим сварки соединений этих металлов. Вопросы
Теории кинетики растворения детально рассморены в работах
[17, 45, 1'01 J. .
В работе [46] метоДОМ вращающеrося диска с раВНQДОСТУПНОЙ
поверхностью изучали скорость растворения и диффузии кремния,
марrанцз, титана, хрома, никеля, меди и железа в расплавленном
алюминии марки А99 в интервале температур 700........1000 ос. Образцы
изученных металлов имели диаметр 10 мм и толщину 1 мм. Вреl\1Я
растворения образцов колебаJIОСЬ ОТ 15 с до 15 м:ин в зависимости
от теrv!пературы расплава и скорости вращения диска. С целью удале-
ния с поверхности образцов частиц окисных пленок и расплава на
поверхность жидкоrо алюминия наносили флюс, содержащий мас. %:
28 I<Cl, 42 LiCI, 24 ZnCI 2 , 6 NaF. Расход флюса состав"ТIЯЛ Bcero
0,5 % массы жидкоrо алюминия, поэтому он мало влиял на содер"
жание примесей в расплавленном алюминии.
Температуру металлическоrо расплава измеряли платина..плати"
народиевой термопарой с точностью -+ 50. Время вращения цилин..
Дрическоrо образца из материала данноrо диффузанта определяли
с точностью -+ 0,1 с. Изменение массы образца в течение опыта на..
ХОДИJ!И С ПОМQЩЬЮ ,!I КТР»Ч СКИХ демпфеРНЪfд веСО8 с точностью
59
O,0005 f. Скорость вращения дисков опре..
деляли с точностью до 0,5 %. Средняя отно"
сительная ошибка измерений скорости рас..
творения и коэффициентов диффузии леrи..
рующих элементов в жидком алюминии
составляла 3 5 %.
Определив скорость растворения Toro
или иноrо элемента в жидком алюминии v
и зная кинематическую вязкость расплава
v, находили коэффициент диффузии исследуемоrо элемента в рас..
плавленном алюминии D из уравнения
v === O,62D2/3V 1/6wO,5 (Сl С2),
N2/(eM2.cj
8
о
!f
Сц
Nn
Ni
Fe
Cr
Т!
vw
б
Рис. 23. скорость растворения леrирующих элементов в жид"
ком алюминии при 800 0 С в зависимости от уrловой скорости
(58)
rде (й уrловая скорость образца; C 1 максимальная раствори..
мость данноrо элемента в жидком алюминии; С2 концентрация
данноrо элемента в расплаве.
Экспериментально полученные скорости растворения леrирующих
элементов в жидком алюминии в зависимости от уrловой скорости
образцов при данной температуре показаны на рис. 23. Скорость
растворения исследованных элементов в жидком алюминии лимити..
ровалась процессом диффузии их в объеме металлическоrо расплава.
Об этом свидетельствует тот факт, что скорость растворения образца
линейно увеличивалась с ростом величины V' ro . Кристаллоrрафиче..
ское разрушение решетки исследуемых элементов, очевидно, осу..
ществляется значительно быстрее по сравнению с транспортировкой
их частиц в объеме жидкоrо алюминия."
Температура ЖИДкоrо алюминия колебаласъ в пределах' 700.....
1000 ос. Найденные из уравнения (58) значения коэффициентов
диффузии- леrирующих элементов в ЖИДКОlYt алюминии при разных
температурах приведены в табл. 5, Скорости диффузии раЗJIИЧНЫХ
элементов в расплавленном алюминии при одинаковой температуре
существенно различаются между собой. Так, например, кремний
диффундирует в ЖИДКОМ алюминии значительно быстрее, чем все
ТаблицаБ
Экспериментальные значения коэффициентов диффузии
некоторых зnсментов в ЖИДКОМ алюминии при 700 ос
p.t 8
== .. == ..
с1> 10 с1> 10
2 Qc:J D == Do ехр ( EIR.T) ::s 00 D == йО ехр (..... Е/ R. Т)
с1> ......... с1> .... l!IOiOOO
01 01
J::: · 2 J::: · 2
ro C) ro C)
Si 12,80 D == 0,234 ехр ( 61,I/RT) Ni 2,40 D == 2,273 ехр ( 93,3/RT)
Fe 1,60 D == 168,7 ехр ( 131,7/RT) мn 0,70 D == 2,150 ехр ( 102,5/RT)
Си 1,30 D == 0,341 ехр ( 82,5/RT) Cr 0)15 D == 24,22 ехр ( 134,8/RT)
Ti 0,07 D == 21,82 ехр ( 158,7/ RT)
60
V.10 т/(см 2 .с)
V.'0 r/(C/vf 2 .C)
ОС
8 Lf
6 1225
4- 2
2 102S
О
2 8 \{(;i. с "12 2 Б [%Fe+o,2%cJ CLL
а) J б)
1ч25
Рис. 24. КАнетика растворения стали 20 в меди в зависимости:
а от уrЛОI30Й скорости; 6 от концентрации железа в меди
.....
друrие сследованные элементы. _ D Si при 700 ос составляет 12,8 х
х 10 5 см 2 /с. Наиболее медленно осуществляется диффузия титана
и хрома в жидком алюминии. D Ti при 700 о С равняется 0,07.1 0 5 см 2 /с,
а Dcr соответственно 0,15.10 5 см 2 /с.
Скорость растворения стали 20 (99,5 % Fe) в меди Мl (99,9 %
Си), меди Мl в алюминии .А5 (99,5 % AI) и диффузионные характе--
ристики взаимодействия определяли методом вращающеrося об--
разца [190]. Опыты проводили в электрической печи, используя
образцы диаметром 10 мм. Сталь в меди растворялась в диапазоне
температур 11 oo 1500 ос, медь в алюминии при 800 1 050 ос
(рис. 24). Линейная зависимость скорости растворения от корня
квадратноrо из уrловой скорости образца- позволила применить
к анализу полученных результатов уравнение диффузионной ки-
нетики [64]. Температурные зависимости скоростей растворения
стали в ЖИДКQИ меди и rvIеди в ЖИДКОМ алюминии описываются экспо.
ненциальными кривыми. Найдены коэффициенты диффузии в н с...
следованных системах. Энерrия активации растворения стали 20
в меди Ml равна 83.108 Дж/моль; меди Мl в алюминии А5........ 35 х
х 108 Дж/моль,
С увеличением концентрации стали 20 в меди скорость растворе-
ния стали уменьшается по линеЙНО IУ закону (рис. 24, б). Это воз-
можно, коrда величины D и v мало изменяются с концентрацией, что
вполне пр авдоподобно , так как растворимость стали в меди при
данных температурах невелика.. Полученная растворимость стали 20
в меди описывается эмпирической формулой
[% Fe + 0,2 % C]cu == 1,93.10--2 (Т 987),
справедливой в исследуемом интервале температур.
Для оценки екоростей растворения стали 20 в жидкой меди при
электрошлаковой наплавке меди на сталь проведены опыты по paCTBO
рению 6 условиях электрощлаКОБоrо процесса [190 ]. Скорость
61
растворения стали 20 в меди
при электрошлаковой сварке
сопоставима со скоростью
растворения, определенной
на вращающемся образце
при (() == 30 c l; И составляет
v == (272,5) 10 r/(cM 2 .C).
Кинетику растворения ме..
таллическоrо титана (99,98 %
Ti) в стали 12Х18НI0Т про..
t,c водили на образцах диамет--
ром 1 О мм на специальной
установке при вращании образца [65]. Опыты проводили в атмо"
сфере aproHa. Проrрев исследуемоrо образца осуществляли в тече..
ние 30 мин, причем последние 5 мин образец находился на расстоя..
нии 3 5 мм от зеркала металла. Скорость растворения линейно
возрастает с увеличением уrловой скорости, что свидетельствует
о диффузионном процессе ра,створения титана в стали, т. е. в процессе
растворения титана определяющим является перенос ero в объеме
расплава.
Однако зависимость скорости (средней и истинной) растворения
титана в стали от времени выдер]Кки при постоянной температуре
имеет сло]Кный характер с экстремальными значениями (рис. 25).
Растворение титана в этой стали протекает следующим образом:
вначале наблюдается увеличение массы образца в результате поrло..
щения титаном компонентов металлическоrо расплава (Fe, Cr, Ni).
Средняя скорость поrлощения достиrает 90 Mr/(CM 2 . с). Через 22 с
масса образца начинает уменьшаться, и средняя скорость растворе-'
иия при температуре 1550 ос повышается ДО 30 Mr/(c!v1 2 . с), оставаясь
u
затем практически неизменнои.
Следовательно, для повышения усвоения титана при леrировании
им корроэионно"стойких сталей необходимы l\1ероприятия, направ"
ленные на интенсификацию массопереноса в ЖИДКОМ металле (т. е.
перемешивание расплава) и увеличение поверхности контакта титана
с жидким расплавом:. ,
Рассмотрим процессы, протекающие на межфаэной rранице при
взаимодействии твердоrо металла с жидким, на примере наплавки
медных сплавов на сталь [17,64]. Процесс растворения представляет
собой разрушение кристаллической решетки твердоrо тела и переход
ero aTOl\10B в жидкий металл. Скорость протекания этоrо процесса
определяется либо скоростью перехода атомов твердоrо металла
в поrраничный слой ]Кидкоrо, либо скоростью диффузии растворен..
ных атомов из поrраничноrо слоя в объем жидкости в зависимости
от Toro ка:кая из скоростей 4eHbUJe. При сварочных процессах
v, Мё( см 2 . с)
80
2
.0
80
IБО
О
30
50
62
Рис. 25. Зависимость скорости paCTBO
рения титана в стали от времени в ы
держки:
1, 3 среДНЯЯ скорость растворения;
2, 4 истинная скорость растворения
rде с концентрация атомов растворяе--
Moro вещества в растворе; СО концент--
рация растворяемоrо вещества в растворе
при насыщении; D коэффициент диф--
фузии атомов растворяемоrо вещества
в растворителе; б толщина поrраничноrо' слоя жидкоrо металла;
S поверхность контакта твердоrо металла с жидким; V ж объем
жидкоrо металла; t длительность процесса растворения.
При расчете по выражению (59) принимается, что начальная
концентрация раствора равна нулю. В процессе взаимодействия твер..
дой и жидкой фаз происходит непрерывное обоrащение раствора
железом (если концентрация раствора еще не достиrла предельноrо
значения). Поэтому, если рассматривать изменение концентрации
раствора в процессе охлаждения, то необходимо учитывать, что
в любой момент времени начальная концентрация раствора СП уже
не равна нулю. Не равна нулю начальная концентрация раствора
и тоrда, коrда процесс наплавки или сварки идет с расплавлением
стали. В этом случае кинетическое уравнение растворения должно
иметь вид
С === (Со Си) (1 е Dst/(боVж»). (60)
Толщина поrраничноrо слоя должна быть в пределах 0,25
0,6 мм (расчеты производились для дуrовой сварки стали) [120].
В работе [17] за толщину поrраничноrо слоя принята величина,
близкая к толщине зоны переменноrо состава, определенной p'eHTre...
носпектральным анализом, и составляющая 0,00з 0,03 СМ. ДЛЯ
наплавки медных сплавов на сталь S/V ж == (275) 1 см. Определим
количество растворяющейся твердой стали в жидком медном сплаве.
Для удобства выразим это количество через толщину растворяюще..
rося слоя стали
Рис. 26. Кинети«а растворения (l 4) и диффузия (б 8)
при взаимодействии жидкой бронзы со сталью:
1 h == О, О 1 см, t == 5 с; 2 h == 0,03 см, t == 1 с;
3 h == 0,03 см, t == 3 с; 4 h == 0,03 см, t === 5 с;5
БрКМцЗ l, t == 5 с; 6 БрАМц9 2, t == 5 с; 7
Б Р КМцЗ 1 , t == 1 с; 8 Б Р АМц 9 '.?, t === 1 с
растворение твердоrо металла в жидком,
как правило, описывается известным ки--
нетическим уравнением
с === СО (1 е Dst/БVж), (59)
hp === CVжРе/(100Sрs),
h си"tо/f
I
20
10
о
14-50
1350
1250
1150 ОС
(61)
rде с .......... концентрация железа в растворе, определяемая по выра..
жению (60); Рв плотность стали; Ре плотность медноrо сплава.
Изменение толщины слоя растворившеrося в жидком медно \л
сплаве железа с изменением температуры и друrих условий вза;IМО--
действия твердОй и жидкой фаз при С Н == О приведено на рис. 26.
Сопоставим скорость растворения твердоrо металла в жидком
и скорости роста толщины слоя на межфазной rранице в результате
63
диффузии элементов жидкоrо металла в твердый. Толщина диффу..
зионноrо слоя изменяется по параболическому закону, т. е.
h д == у == v Dt .
(62)
Рассчитанные по (62) толщины диффузионноrо слоя приведены
на рис. 26. Анализ показываеТ t что при высоких температурах ско"
рость растворения заметно превышает скорость роста этоrо слоя.
При более низких температурах и малых длительностях контактиро..
вания скорость роста диффузионноrо слоя начинает опережать
скорость растворения.
При сварочных процессах взаимодействие твердоrо и жидкоrо
металлов происходит в условиях их охлаждения и увеличения сте..
пени насыщения наплавленноrо металла элементами OCHoBHoro
металла, т. е. увеличения С Н . В результате этоrо скорость растворе..
ния твердоrо металла в жидком при сварочных процессах при каж..
дой рассматриваемой температуре будет ниже, чем получено на
рис. 26 (при сп == О). Это приводит К TOMYt что область превышения
скорости роста слоя над скоростью растворения смещается в сто..
рону более высоких температур. Следовательно, толщина диффу..
зионноrо слоя, образующеrося в твердом металле, увеличивается.
Это свидетельствует о том, что при взаимодействии разнородных
твердоrо и жидкоrо металлов слои MorYT образовываться не только
в жидкой фазе, как показано в работе [42], но и при определенных
составах взаимодействующих металлов, и в твердом основном ме..
талле.
Рассмотрим взаимодействие стали с медными сплавами при реаль..
ных процессах наплавки. Кинетика растворения и роста диффузион"
Horo слоя для рассматриваемых термических циклов наплавки,
рассчитанная по уравнениям (60) (62), приведена на рис. 26. За
время взаимодействия твердой и жидкой фаз диффузионный слой
в стали должен образоваться при наплавке БрКМцЗ..l на всех ре..
жимах, а БрАМц9..2 (rOCT 18175 78) только на некоторых режи..
мах. Но рост диффузионноrо слоя может продолжаться и после за..
u
вершения кристаллизации наплавленноrо металла, т. е. в твердои
фазе. Общую толщину образующеrося в основном металле слоя можно
определить по выражению
h пр == h h To h h Tu + h B,
(63)
rде Th температура, при которой скорость увеличения толщины
диФфузионноrо слоя равна скорости растворения; То температура
т T Т
кристаллизации наплавленноrо металла; h д h о и h д в толщины
диФфузионноrо слоя, образующиеся соответственно при взаимодей..
ствии металлов в сварочной ванне и в твердом состоянии и опреде-
ляемые по (62); hp толщина растворившеrося слоя стали, опре..
деляемая по (61) и (60).
64
Расчетные и экспериментальные значения содержания железа
в наплавленном металле и толщины диффузионноrо слоя близки.
При наплавке с расплавлением стали в наплавленный металл
переходит значительное количество железа, и Сп оказывается Ha
столько большой, что уже с температур 1400 1300 ос процесс pac
творения твердой стали в жидком медном сплаве практически не
идет. Казалось бы, что в этом случае толщина диффузионноrо
слоя, образующеrося в твердом металле, должна быть MaKC
мальной.
Однако это не всеrда так. При охлаждении растворимость же
леза в медных сплавах понижается. Избыточное железо в наплав
ленном металле начинает выделяться в виде включений. Эти вклю"
чения в процессе контактирования с расплавом обоrащаются такими
элементами, как кремний, алюминий, медь и др. Проведенное peHT
rеноспектральное исследование показало, что в состав включений,
полученных при наплавке БрКМцЗ..l на сталь Ст3, входит 14
15 % Si, 4 6 % Си, З 4 % Мп, остальное железо; при наплавке
БрАМц9 2 содержится 11 12 % AI, 4 5 % Си, 2 3 % Мп, осталь..
ное железо. По"видимому, вначале диффузия идет преимуще..
ственно в железные включения (если их MHoro). Поскольку KOHцeH
трация Si и АI в проволоках БрКМцЗ..l и БрАМц9 2 меньшая, чем
в железных включениях, то при большой степени расплавления стали
(большом количестве включений) количества этих элементов может
просто не хватить для Дйффузии в твердую сталь. При малой же
степени расплавления стали толщина диффузионноrо слоя в твердом
основном металле будет максимальной.
Для определения возможно максимальной толщины, слоя, обра..
зующеrося в твердой фазе, получено выражение [17]
h ( Н. Ме Fe )/ пр
пр === ио С э С Э СРе с э . ер,
(64)
rде б о толщина поrраничноrо слоя; е:. Ме, е;е и c : ср кон-
центрации диффундирующеrо элемента в поrраничном слое металла
наплавки, во ключениях железа и средняя в слое; еРе концентра-
ция включений железа в поrраничном слое наплавленноrо металла,
равная отношению объема, занимаемоrо этими включениями, к объ-
ему поrраничноrо слоя.
Можно принять, что среднее содержание железа в поrраничном
слое примерно в 2 раза больше, чем в остальной части наплавленноrо
металла. Тоrда при наплавке БрКМц3-1 на сталь диффузионный
слой в твердой фазе не будет образовываться, если степень расплав-
ления стали составляет 10 %, а при наплавке БрАМц9 2 40 %.
Наблюдаемые в этом случае слои в зоне сплавления представляют
собой скопление включений железа. В отличие от диффУЗИQнноrо
слоя, образующеrося в твердой фазе, такой слой правильнее назы-
вать кристаллизационным. На два типа слоев, образующихся в зоне
сплавления пр наплавке медных сплавов на сталь, указывалось
в работах [39, 100 J.
3 в. Р. Рябов и др.
65
СТРУКТУРНАЯ, ХИМИЧЕСКАЯ И МЕХАНИЧЕСКАЯ
НЕОДНОРОДНОСТИ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
РАЗНОРОДНЫХ fv1ЕТАЛЛОВ
Особенностью формирования состава металла шва при сварке
плавлением разнородных металлов является неизбежность образо
вания зоны перехода от одноrо состава металла к друrому, т. е.
определенная химическая неоднородность состава металла шва.
Поэтому один из важных моментов сварки разнородных металлов
изучение закономерности образования таких зон, способов реrули
рования и уменьшения вредноrо их влияния в сварных соединениях.
Особенности кристаллизации и структуры металла шва разно
родных металлов рассмотрены на примерах пары медь никель
[102] и ниобий молибден [114]. Известно, что условия кристалли-
зaции металла шва, в частности зоны сплавления, влияют на меха..
нические и технолоrические свойства соединения.
В образовании химической неоднородности сварных швов раз
нородных металлов определяющее влияние оказывают конвективные
потоки в сварочной ванне. В связи с конвекцией, вызываемой раз..
. личными температурами жидкости в различных зонах ванны, и
друrими причинами (механическое действие сварочной дуrи, силы
электрическоrо происхождения) металл в сварочной ванне переме..
шивается, способствуя выравниванию (усреднению) состава жидко-
сти. Характер движения жидкости в сварочной ванне турбулентный.
Вблизи rраницы сплавления в металле шва образуется слой, в KO
тором практически не происходит перемешивания жидкоrо металла
[120 ].
При сварке однородных металлов, например сталей, сварное
соединение состоит из нескольких зон: металла шва (области пере..
мешивания), зоны без перемешивания, зоны, частичноrо расплавле-
ния, rраницы раздела со швом, зоны термическоrо влияния и основ-
Horo металла, не подверrшеrося термическому влиянию.
Рассмотрим, как формируется переходная зона при сварке разно-
родных металлов, например при наплавке на поверхность стали алю..
миниевой или медной проволокой. В этом случае в металле шва
имеется состав А + в (вопроса об однородности этоrо состава не
касаемся). Соотношение компонентов А и В различно в зависимости
от степени проплавления [197]. Образуется четко очерченная зона
прореаrировавших металлов (прослойка в виде интерметаллида или
прослойка диффузионноrо типа). В полученных на практике вали
ках ширина этой зоны составляет 50 150 мкм.
В зависимости от ширины и теплопроводности этой зоны послед..
няя может либо служить тепловым барьером, либо способствовать
частичному расплавлению нижележащеrо металла. Следовательно,
при сварке разнородных металлов, в отличие от сварки однородных,
переходная область представляет собой зону, расположенную в сто..
рону металла шва от rраницы раздела с расплавом.
Во время дуrовой сварки в нижней части ванны металл течет
беспрепятственно блаrодаря тому, что на эту зону непосредственно
66
воздействует дуrа. В периферийной части ванны, которая расплав-
ляется за счет теплопроводности под действием теплоты ванны,
температура металла несколько понижается И, как можно судить
по форме этой части валика, ero течение затруднено, в связи с чем
наблюдается местный застой расплава [157J. Таким образом, в ниж-
ней части ванны образование переходной области затруднено, так
как под действием перемещения металла она уносится внутрь рас-
плавленной ванны. Ширина связующей переходной области в ниж-
ней части валика становится очень малой. По сравнению с ней в пе
риферийной части валика толщина связующей переходной области
увеличивается.
Химическую неоднородность и структуру рассмотрим на примере
сварных соединений стали с ванадием. Особенности сварки стали
с ванадием вытекают из диаrраммы системы Fe V, которая xapaK
теризуется наличием непрерывноrо ряда твердых растворов при
температуре выше 1225'.ос. Ниже указанной температуры в системе
Pe V отмечается разрыв непрерывности в твердом состоянии с об-
u u
разованием в широком интервале концентрации промежуточнои
фазы, изоморфной а-фазы, область rомоrенности которой располо
жена от 35 до 55 % V при 700 ос. При 700 ос rраница области ct фазы
расположена при 22,5 % V, а области а + Р при 64 % v.
f Образование в системе Pe Y в широком интервале концентра-
ций ванадия хрупкой промежуточной фазы накладывает оrраниче
ния на процесс сварки плавлением стали с ванадием и требует на-
правленноrо реrулирования содержания последнеrо в металле шва
с целью устранения возможности образования в шве интерметалли-
ческой фазы.
В работе [29] показано, что при электронно лучевой сварке
нелеrированноrо ванадия со сталями 09Х16Н4Б, 12Х17, 12Х18Н10Т
б == 3 мм ванадий равномерно распределяется в основном объеме
шва, если содержание ero в шве не превышает 20 %. Протяженность
зоны переменноrо химическоrо состава вблизи сплавления шва
с ванадием, определенная расчетным и экспериментальным путем,
не превышает 40 мкм.
Ширину зоны шва переменноrо состава вблизи rраницы"'сплав-
ления шва с ванадием рассчитывали по методике, предложенной
в работе [120].
Распределение ванадия в ванне на момент полноrо расплавления
металлов определяли по формуле
С (у f' t ) == ( 5!... )[ erf ( Во + У ) + erf ( Во )]
, 2 2J/Dt 2VDt '
(65)
[де с (у, t) концентрация ванадия на расстоянии у (см) в момент
t > t == О (с); при решении в относительных величинах (при со == 1)
значения с (у, t) выражаются в долях со; D коэффициент диффу-
зии ванадия сварочной ванне, равный 2.10 5 см 2 /с; ()о толщина
зоны с пониженными скоростями движения у rраницы сплавления
с ванадием, мм.
З.
67
Распределение ванадия в сварочной ванне на момент ее полноrо
затвердевания рассчитывали по формуле
с (у, [) 1 е (аvЧ2+ау2)/(4аDt+l) Х
со 2Y4aDt+ 1
X { e 2aV ty /(4aDt+l) [ 1 erf ( 4avDt2 y ) ] +e2avtи/4aDt+lX
2J1DtY4aDv+ 1
[ 1 f ( 4avDt2 + у )]}
х er 2Y Dt Y 4aDt+ 1 '
(66)
rде v скорость роста кристаллов; а коэффициент, выбираемый
для связи двух фаз существования сварочной ванны расплавления
и затвердевания,> (принят 1 270 001 см 2 ).
Результаты теоретических расчетов, выполненных по приведен
ным формулам, показали, что концентрация ванадия в основном
объеме шва определяется только величиной ero оплавления и оказы-
вается практически постоянной. rрадиент концентрации элемента
по ширине шва возникает, если доля участия каждоrо из сваривае
мых металлов приближается к 0,5 [зо].
Кривые 4 и 5 на рис. 27, полученные по результатам микро-
рентrеноспектральноrо анализа, соответствуют содержанию ванадия
в металле шва 5 и 10 %. Кривые 1 3 получены расчетным путем.
Ширина зоны резкоrо изменения химическоrо состава поrранич-
Horo слоя, определенная теоретически и экспериментально при
оптимальном содержании ванадия в металле шва, по существу оди-
накова и равна 30 40 мкм для сварных швов толщиной З мм, вы-
полненных электронно-лучевой сваркой со скоростью 45 м/ч и при
смещении луча на 0,5 O 7 мм в сто..
рону стали [29].
При электронно-луqевой сварке
стали 09Х16Н4Б с ванадием основу
металла шва сварных соединений
составляет леrированныIй ванадием
феррит с небольшим количеством
карбидной фазы vc. Микротвердость
металла шва не превышает 2200
2400 МПа. Сварные соединения
V + 12X18HI0T имеют такую же
структуру металла шва.
Исследования химической не..
однородности стыковых соединений
стали 08Х15Н5Д2Т с ванадиево
вольфрамовым (8 % W) сплавом
V8W толщиной 1 мм, осуществлен-
ных арrонодуrовой сваркой без
1, О t.
0.8
,
0,6
::::t
O/!
Е:
5
012
68
о
10 20 30 I1К""
Pa.Ccfт1o!1Hцe от лL1.нц!!
сrrnа8nеНЦR с 8t1наilцен
) Рис. 27. РаспреАеJlение 8анадия в сварном шве
8анqий стаJJЬ на участке шва, примыкающем
. 8ааqИID
Рис. 28. Микроструктура cBapHoro соединения:стали 08Х15Н5Д2Т со Сплавом V8W ТОJl-
щиной 1 мм, полученноrо втоматической: арrонодуrовой сваркой (Х 300)
присадочноrо металла при смещении вольфрамовоrо электрода на
0,6 0,9 мм в сторону стали (1 св == 70 А, V CB == 30 м/ч), с помощью
микрорентrеноспектральноrо анализа показали равномерное распре-
деление ванадия и леrирующих элементов (Fe, Ni, Cr) в основном
объеме шва. Состав металла шва практически одинаковый как по
длине шва, так и по поперечному сечению. Но вблизи rраницы сплав-
ления с ванадиевым сплавом отмечается диффузионная зона шири-
ной 100 200 мкм с большой концентрационной неоднородностью
В этой зоне уменьшается содержание ванадия по сравнению с содер-
жанием ero в основном металле (ванадиевом сплаве) и возрастает
содержание элементов Fe, Ni, Cr. Диффузия этих элементов через
rраницу шов ванадий в ванадиевый сплав не происходит. Среднее
содержание элементов в шве стали 08Х 15Н5Д2Т и ванадиевоrо сплава
следующее: 6 12 % V; 3,5 4 % Ni; 12 14 % Cr; 1 1,5 % W;
65 75 % Fe.
Металлоrрафический анализ таких соединений подтверждает
наличие диффузионной зоны в металле шва на rранице сплавления
с ванадиевым сплавом. Микротвердость этой зоны 2800 2900 МПа
при микротвердости металла шва 2000 МПа и сплава V8W
1300 МПа.
Рентrеноструктурный анализ сварных соединений стали
08Х15Н5Д2Т с ванадиевым сплавом показал, что металл шва пред-
ставляет собой смесь феррита и твердоrо раствора на основе ванадия.
Микроструктура cBapHoro соединения сталь 08Х15Н5Д2Т + V8W
приведена на рис. 28.
Выполненные исследования подтверждают, что характер форми
рования ХИ Iическоrо состава шва сталей 08Х15Н5Д2Т, 09Х16Н4Б
с ванадием и ero сплавами при электронно лучевой и арrонодуrовой
сварке при реrламентированном смещении источника Harpe a в CTO
рону стали и оптимальном содержании ванадия в шве обеспечивает
получение металла шва с требуемым химическим составом и со CTPYK
турой твердоrо раствора. Концентрация ванадия в основном объеме
металла шва составляет 5 12 %, никеля 3 4 %, хрома 12 14 %.
69
LfX r
r.DC ДX
1
тр
t.),
c't"5
Т Н./(
ro)
h
11
!JX g
t>i
f-....
11
.a
:ё!:!:::
h
О 5)
ТеЬС
J
ДX
т.'С
J
t.)
!ac
'"'
h..
11
..;
[-.....
11
о
I
I
I L1X g
I
I
, T
т'
р
t'r$
ОА
в с
в)
Т,NЬ
Л/1
Тэ.с
а}
Рис. 29. Схема изменения температуры расплава Т р и начала кристаллизации Т Н . н жид-
Koro металла перед фронтом кристаллизации со стороны молибдена (а) и ниобия (6,8):
Х расстояние от фронта кристаллизации; з. с зона сплавления: !!..Х т протяженность
температурноrо rраничноrо слоя; !!..Х д протяженность диФФузионноrо rраничноrо слоя;
Л т термическое переохлаждение; АВ зона стесненной кристаллизации. Обозначения
со штрихами относятся к различным моментам времени
Nb, %
/10, 1'0
Nb, %
100
75
25
30 мкм
100
100
а)
75
75
50
50
25 25
Nb
о) О
о
Рис. 30. РаспредеL1Jение молибдена и ниобия в зоне:
а сплавления молибден металл шва; б сплавления ниобий металл шва (АВ зона
стесненной кристаллизации,
Зона переменной концентрации леrирующих элементов вблизи rpa-
ницы сплавления с ванадиевым сплавом не превышает при электронно-
лучевой сварке 30 40 мкм, при арrонодуrОБОЙ 100 200 мкм.
Особенности кристаллизации и структуры металла шва соеди
нений ниобия с молибденом рассмотрены в работе [114]. Структуру
шва исследовали на стыковых сварных образцах из листовоrо ме-
талла толщиной 1 мм. Диаrрамма состояния системы ниобий мо-
либден им:еет минимум примерно при 30 % Мо. Анализ ее позволяет
заключить, что условия кристаллизации металла шва, содержащеrо
более 30 % Мо, будут отличаться от условий кристаллизации ме-
талла шва состава до 30 % Мо.
Как было показано [187], металл шва представляет собой сплав
молибдена с ниобием практически постоянноrо по сечению состава,
,О
Рис. 3 t. Микроструктура мета.лJiА
ЗОНЫ сплавления ниобий металл
шва (Х 200)
но с резким изменением
концентрации элементов
на узком участке зоны
сплавления. Изучалось
формирование структуры
зоны сплавления у молиб
дена для швов, содержа..
щих более 30 % Мо. Ме..
таллоrрафические иссле
дования свидетельствуют
о наличии в зоне сплавле
ния общих зерен основ..
Horo металла и шва, образующихся при кристаллизации на ан изо..
тропной подложке, наrретой до оплавления. По мере удаления
от зоны сплавления к центру сварочной ванны температура рас..
плава Т р возрастает, а температура начала кристаллизации Т п. R
жидкоrо металла перед фронтом кристаллизации понижается.
Схема, представленная на рис. 29 а, соответствует характеру
распределения молибдена и ниобия на рис. 30, а. Так как теплота
распространяется с большей скоростью, чем происходит диффузия,
то перед фронтом кристаллизации температура расплавленноrо ме-
талла также изменяется с большей скоростью, чем температура на-
чала кристаллизации жидкоrо металла. Это приводит к образова
нию зоны переохлаждения перед фронтом кристаллизации и созда..
нию условий для кристаллизации очередных порций жидкоrо Me
талла. .
Рассмотрим область сплавления с ниобием в швах, содержащих
более 30 % Мо (рис. 29, б, 8, рис. 30, 31). Структура металла шва
со стороны ниобия характеризуется наличием двух зон сплавления:
одна в виде полоски у OCHoBHoro металла, а друrая имеет четко
выраженный волнообразный характер и отодвинута в rлубь шва
(рис. 31). Эти зоны оrраничивают узкий участок шва АВ шириной
30 45 мкм. Распределение молибдена и ниобия в этом участке, по
данным микрорентrеноспектральноrо анализа, иллюстрирует
рис. 30, б. На основе этих данных, а также в соответствии с диаrрам
мой состояния системы молибден ниобий для зоны АВ (рис. 29, в)
можно предположить такое соотношение температур: Т л с > т Н. R <
< т пл Nb' rде т л с температура ликвидуса солидуса металла
шва. Расчетные значения: Т л. с == 2530 ОС, Т Н. И == 2380 ОС, Т пи Nb ===
== 2450 ос. Такое соотношение температур обусловливает кристал
лизацию металла шва узкой зоны АВ в более поздние моменты.
По мере удаления от зоны сплавления шва с ниобием температура
начала кристаллизации жидкоrо металла, очевидно, будет изме
няться соrласн схеме, приведенной на рис. 29, б, составленной
с учетом диаrраммы состояния и химическоrо состава металла шва.
Б процессе кристаллизации может наступить такой момент, коrда
71
температура начала кристаллизации жидкоrо меТалла на некотором
расстоянии от зоны сплавления будет больше, чем температура
расплава сварочной ванны. Это приведет к формированию твердой
подложки на участке Ее жидкоrо металла ванны (рис. 29, в). Твер..
дая подложка имеет характерную волнистую форму, выявленную
при металлоrрафическом исследовании (рис. 31). Кристаллизация
развивается от этой подложки как к центру шва, так и в сторону
ниобия. В результате в узкой (30 45 мкм) зоне АВ, расположенной
между твердой подложкой и ниобием, возникают стесненные условия
кристаллизации, которые MorYT привести к образованию пор и тре..
щин.
Зона стесненной кристаллизации со стороны менее туrоплавкоrо
металла наблюдалась и в соединениях тантала с вольфрамом, мо"
либденом, ниобием. Для швов, содержащих до 30 % Мо, кристалли..
зация в области сплавления металла шва ниобий или молибден
происходит в соответствии со схемой на рис. 29, а. В этом случае
как со стороны ниобия, так и со стороны молибдена соотношение Тр
и Т Н. R блаrоприятное, что подтверждается характером распределе..
ния металлов.
rЛАВА 11
Способы сварки разнородных металлов
СУЩЕСТВУЮЩИЕ СПОСОБЫ И ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ СОЕДИНЕНИЯ РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
Важен правильный выбор способа сварки разнородных сочетаний
металлрв: иноrда данное сочетание металлов трудно выполнить
одним способом, но применение друrоrо может обеспечить необходи..
мые служебные характеристики соединения. Естественно, что выбор
способа обусловлен конструкцией изделия в целом.
Наряду с известными, традиционными способами сварки при
соединении разнородных металлов применяют специальные, такие,
как термокомпрессионную, маrнитно"импульсную, инерционную.
Своеобразным способом соединения разнородных металлов является
сварка-пайка, осуществляе 1ая как непосредственно, так и с пред"
варительным нанесением покрытий на один из металлов (rадьвани"
ческим путем или путем: rорячеrо поrружения).
Соединение разнородных металлов в твердом состоянии. Основные
виды сварки давлением холодная (в том числе прокатка), прессо-
вая, трением, диффузионная, ультразвуковая, взрывом, сопроти-
влением, маrнитно-имп:ульсная и др. Они по существу отличаются
друr от друrа только характером приложения давления и тем, подо-
72
1\1 ...: 4' /
Mg .i -O
Л!J8з .... С
Си BT'" t qJ 'o tt 1\) #
Мяzкая сталь Д8!J Вз 8!J83.... - t '&t
ё:Joт ОТД'" t
Инструменталь О О 8УО.... . '(), G
нан сталь Т .. t \)\\)
Стольрооержащая ОТ О В8з 80 80.... '"
18% Cr от т.. +'" ,
N' 90 !J8зО !JОз 98з Т ... t::
1 д Д д т ,
110неЛIJ металл 90 О О и о .
о О ВОз ВО 80 80 80 80 ..
w т т т
ТД Т .... ·
.. «.'"
<\><
у r..:. 1 LJ... flJ ·
8зД Д v
ВзД Д ...
!lA !J Д9'" O
...
9Д Д Вз 9'1113 '
ВЗД 8зД Д двз Д!} t.7
ti.. .
!I .. \
д
д д C;
t.:
f1нконсль
/
Со
Ti
Zr
8з9 !J
ОД
!lТ
Д9 98з од 8зО У8з
8з О од
9 У8з Д9 Т
Д Т83
!I !I Д
т
Ве
УД
д
Мо
!I
д !/В3 8з
9Вз Удз Д!I
ВЗ
98з !/дз Вз
!I
w
Та
Nb
V
{pOl/JlJт
Керамика
у
!J У
ВЗД
ЛВз
!I
98з
9
д
wc
8з
о
Рис. 32. Применимость сварки давлением различных [материалов; условные обозначения
сварки:
у ультразвуковой; Д диффузионной; в высокочастотной сопротивлением; 0---
оплавлением; Т трением; Бв взрывом
rреваются ли свариваемые металлы до сварки или в процессе ее.
Почти во всех случаях параметрами, определяющими процесс соеди
нения, являются давление, температура и длительность их воздей
ствия. За исключением сварки сопротивлением, при сварке дaB,lIe
нием не происходит плавления, или если и происходит, то расплав
выдавливается наружу, так что в конечном счете при сварке давле
нием происходит соединение на поверхности твердоrо тела. Следова
тельно, в этом случае' почти не доставляет беспокойства- охрупчи
вание швов, обусловленное образованием химических соединений,
которое представляет проблему при сварке плавлением. Таким
образом, остаются только проблемы, связанные с различием коэффи
циентов термическоrо расширения, но при принятии надлежащих
мер получить надежное соеди.нение сравнительно леrко. Недостаток
сварки давлением оrраничение по размерам и форме соединяемых
деталей. Рассмотрим ПРИlVlенимость различных способов сварки
давлением разнородныIx металлов (рис. 32).
Холодная сварка представляет собой соединение однородных
или разнородных металлов при температуре ниже минимальной
73
температуры рекристаллизации; сварка происходит блаrодаря
пластической деформации свариваемых металлов в зоне стыка под
действием механическоrо усилия.
Ilрактическое значение этоrо способа состоит не только в боль
тих ero возможностях получать высокопрочные соединения без
HarpeBa, но и в развитии новых комбинированных процессов, свя"
занных с минимальным HarpeBoM и интенсивноЙ деформацией. Осо..
бенно велико преимущество холодной сварки перед друrими при
соединении разнородных металлов, чувствительных к иаrреву или
образующих интерметаллиды [141 J. Сначала холодную сварку
применя..1JИ преимущественно для соединения алюминия, меди и алю
миния с медью. В настоящее время количество соединяемых метал
лов возросло.
Сварка трением соединение ,однородных или разнородных
металлов в процессе прижатия свариваемых поверхностей друr
к друrу с одновременным развитием трения скольжения. В отличие
от друrих способов сварки этот способ не требует подачи теплоты
от BHeIIIHero источника HarpeBa, а осуществляется за счет выделения
теплоты на самих соединяемых поверхностях. Блаrодаря этому
достиrается замечательный эффект при сварке разнородных lVlетал
лов. В некоторых случаях сварка трением м:ожет быть применена
даже к комбинациям металлов, образующих между собой интерметал
лические соединения. Однако в настоящее вреlVIЯ для применения
сварки трением необходимо, чтобы по меньшей мере один из соединя
емых узлов имел круrлое сечение, н пример, представлял собой
круrлый стержень или трубу.
При дифqJузионной сварке, прилаrая давление, неоБХОДИ1Vl0е для
плотноrо прилеrания свариваемых деталей, зону соединения вы--
держивают в течение определенноrо промежутка вре1\1ени при тем..
пературе ниже точки плавления. Между контактирующими поверх..
ностями происходит диффузия И обеспечивается соединение [58, 75].
Блаrодаря тому, что при диффузионной сварке расплавления не
происходит, отсутствует опасность образования трещин, rазовых
пор, охрупчивания. Ilоэтому диффузионная сварка очень удобна для
соединения разнородных металлов.
Ударная конденсаmорная сварка характеризуется весьма быстрым
HarpeBoM и очень малой зоной проникновения теплоты. Способ
применяют при соблюдении следующеI'О принципа: рабочие пара..
метры сварочноrо режима подбираIQТ применительно к металлу с ба..
лее низкой те1\lпературой плавления [159]. Применение этоrо способа
очень эффективно для сплавления металлов, образующих эвтекти"
ческие смеси.
Ударная сварка в вакууме предложена, например, для сварки
таких сочетаний, как ниобий сталь [19 J. Суть способа ззклю"
чается в то 1\1 , что на предварительно HarpeTble поверхности одиноч"
ный ИlVIПУЛЬС силы передается ударником, движущимся со скоростью
до 20 м/с. За 10 2 10 3 с происходит сближение, локальная дефОРJ.\.Iа..
ция этих поверхностей и образование соединения. Столь малая
продолжительность процесса сварки обеспечивает хорошее качество
74
соединений разнородных металлов. Общая деформация образцов
по высоте не более 15 %. Ударная сварка в вакууме перспективна
ДЛЯ соединения разнородных металлов с оrраниченной взаимной
растворимостью и малой длительностью латентноrо периода образо..
вания интерметаллидов.
Ультразвуковая сварка соединение металлов путем возбужде..
ния в свариваеrvIЫХ деталях упруrих колебаний ультразву"
ковой частоты при одновременном создании определенноrо дaB
ления.
При ультразвуковой сварке необходимые условия для образова..
ния соединений создаются в результате механических колебаний
ультразвуковоrо преобразователя. Энерrия вибрации создает слож..
ные напряжения растяжения, сжатия и среза. При превышении
предела упруrости соединяемых металлов происходит пластическая
деформация в зоне их соприкосновения. В результате пластической
дефОРJ\1ации и дисперrирующеrо действия ультразвука происходит
удаление адсорбированных пленок жидкости, rазов, орrанических
пленок и поверхностных окислов, в результате чеrо образуется
сварное соединение [79].
Сварка взрывом находит все большее применение в СССР и за
рубежом. Это высокопроизводительный, экономически выrодный
способ производства листовых композиционных материа.пов, заклю"
чающийся в получении при помощи сварки взрывом двух" или MHoro..
слойных металлических заrотовок с последующей их rорячей про..
каткой на листы заданных размеров. В связи с тем, что процесс
происходит при нормальной температуре, при ero применении не
образуются интерметаллиды и обеспечивается самая большая проч..
ность соединения среди возможных способов сварки [38]. Блаrодаря
этим преимуществам сварку взрывом можно назвать «чеlVIПИОНОМ»
сварки разнородных металлов. Сварка взрывом широко применяется
для получения переходных соединений. Взрывом можно получать
новые материалы с новыми свойствам:и; взрыв сваривает конструкции
неоrраниченных длин и площадей.
При точечной контаКf1lНОЙ сварке соединение элементов проис..
ходит на участках, оrраниченных площадью торцов электродов,
подводящих электрический ток и передающих усилие сжа..
тия - (рис. 33, а и б).
При односторонней контактной сварке один электрод прижимает
проволоку или ленту к контактной площадке, второй электрод
устанавливают вблизи свариваемой верхней детали на контактную
площадку. Этот способ применяют для сварки весьма тонких провод"
ников (круrлых и плоских) с относительно толстым материалом
и для сварки проводников с электроосажденными пленками толщи..
ной более 20 мкм.
Реализация способов односторонней контактной микросварки
на практике [97] привела к разработке двух классов сварочноrо
оборудования,'Бснованных на различных способах ввода теплоты
в зону сварки: нерасщепленным электродом (с косвенным HarpeBoM
места соединения) и расщепленным электродом.
,
75
t;;'
.......... ......
'*' r-......
:t:s
-t:> . -....:..........
t: (1).....
<'";) N tIl са < I t..n
'-> ..... 't::i :: ;::3 "t:I .....,....J I../JJ
;> Z"' UUUUUU«««
f
Аl сплаОl1l
Au
Cd
Cu
CuAl
CuBe
CuSn
CuZn
Мо
Латунь
Ni
JlеiiЗl1ль5ер
W
1
2.
J
v
6"
'-.\ IN
,
............ ......... 8ol;) <b; '--'
, t:s ...tJ;:
j::t Ii:)
..... ....... t:J 1::) s> t;j tI;
Ofg . Z "'K :; 1IU t::s
u '-- '-=- "-.,.. SI...;t:: 1::) 1::) ч:;
..... .......... t. t:.. :::3 ::::s
Z Z ZU u c:s cg .
tt 8
Fe
НСOlшслеННая (Ц2% С)
ТраОленая (fJ2% С)
Отожженная
без обработкИ
ВЫСОНОПРОЧНо/С
Сталь снопалотоМ
ОЦl1tf1шОOlfНая
Лужсная
ХромироОанная
FeCr (70/30)
РеСр (74/18/8) .
FeNi (б'f/JIi)
FeNi (50/50)
Ff;?NiCo (5'1/29//7)
1
2
J
Рис. зз. Сочетания сталей (а) и цветных меТaJlЛОВ и сплавов (6), выполняемые точечной
сваркой:
1 свариваются хорошо; 2 свариваются при определенных условиях; 3 свариваются
плохо
Сварка давлением с косвенным импульсным Ha2peB01rL разно..
видность способа сварки давлением с подоrревом. В этом способе
инструмент (пуансон) импульсно наrревается проходящим по нему
током. Электрический ток, проходя o V"образному электроду.
выполненному обычно из металла, имеющеrо большое сопротивление,
паrревает наконечник на участке уменьшенноrо сечения. Вследствие
кратковременности процесса HarpeBa металлический проводник в ме..
сте контакта может наrреваться до более высоких температур, чем
при термокомпрессии. Это позволяет приваривать проводники из
относительно малопластичных металлов к тонким пленкам на кера..
мических подложках. Этим способом можно сваривать золотые,
алюминиевые и медные проводники диаметром 20 100 мкм с разно..
образными пленками, напыленными на диэлектрические или полу"
проводниковые подложки. При правильно подобранном режиме
можно обеспечить высокое качество соединений и достаточно хоро..
тую стабильность [79].
Сварка .металлов с металлами u неметаллами с подО2ревом при
относительно невысо/(,их давлениях (mермокомпрессuонная) разно..
видность способа сварки давлением. Один из соединяемых мате..
риалов (обычно вывод) должен обладать достаточно высокой пластич"
ностью. Температура соединения при этом не должна превытать
температуру образования эвтектики соединяемых материалов и
обычно соответствует температуре отпуска или отжиrа более пла..
стичноrо металла [79].
В современном виде термокомпрессионная сварка может быть
осуществлена по двум схемам. При сварке по первой схеме приме--
няется различный инструмент, обеспечивающий прижатие определен"
Horo участка проволочки к полупроводнику. Сварка по второй
76
Рис. 34. Схема маrни"l'НО-ИМПУ.льсной
сварочной установки
з
r 1l
2 2 81 j l
....... ....... .......
1
схеме осуществляется с по
мощью инструмента, изrо
товленноrо из МQлибденовоrо
стекла или сапфира. В нем
есть отверстие, через которое пропускaIOТ проволочку с оплав-
ленным в шарик торцом. Инструмент прижимает шарик к поверх-
ности полупроводника с усилием, необходимым для получения
прочноrо соединения.
Ма2flumflо uмпУЛЬСflая сварка весьма перспективный способ
соединения металлов самых различных сочетаний. Это способ сварки
высокоскоростным наrружением с использованием энерrии импульс-
Horo электромаrнитноrо поля [22, 173).
Рассмотрим образование cBapHoro соединения при маrнитно"
импульсной сварке труб (рис. 34): внутренней 1, например стальной,
и наружной 2 алюминиевой. Собранные трубкц помещают в ин..
дуктор И, питаемый током от мощной батареи конденсаторов через
разрядник Р. Конденсаторы заряжаются ПОСТОЯННЫlVl током от за-
рядноrо устройства 3. При включении импульса тока трубки сначала
неподвижны, по мере повышения силы тока возрастает сила взаимо"
,цействия кольцевых токов, сближающая трубки. Силы действуют
радиа.пьно и сжимают более мяrкую алюминиевую трубку, посте-
пенно разrоняют ее и приближают к внутренней стальной, уменьшая
зазор между ними, скорость соударения растет, достиrая значений,
необходимых для сварки ",,200 300 м/с. Коrда происходит соударе-
ние, цикл сварки заканчивается. При соответствующих параlVlетрах
(энерrия, частота разрядноrо контура установки, технолоrические
зазоры, подrотовка поверхностей и т. д.) .получаются прочные свар-
ные соединения.
Соединение разнородных металлов сваркой плавлением и наплав-
кой. При сварке плавлением разнородных металлов применяют
все основные способы дуrовую, в том числе в среде защитных
rазов, под флюсом, плазменную, электронно лучевую, лазерную,
электрошлаковую, в меньшей степени rаЗ0ВУЮ и др.
Рассмотрим характер взаимодейсrвия разнородных металлов
при сварке и наплавке. При соединении разнородных металлов
в результате перемешивания OCHoBHoro и наплавляемоrо металлов,
растворения твердоrо OCHOBHoro металла в жидком металле свароч-
ной ванны и диффузионных процессов на lVlежфазной rранице в ме-
талл наплавки переходит значительная доля OCHoBHoro металла.
Так, например, при ручной дуrовой наплавке и автоматической
наплавке электродной проволокой под слоем флюса меди и бронз
на сталь в пеРВ>IЙ слой металла наплавки переходит дО 50 O % Fe
[123]. Такое ЫCOKoe содержание доли OCHoBHoro металла в напла..
вленном металле, как правило, недопустимо, и наплавку ПРИХОДИТСЯ
осуществлять в четыре-шесть и более слоев для обеспечения необхо-
димоrо качества наплавленноrо слоя.
77
Изменение состава проволоки, применение для наплавки разлиq..
ных флюсов не обеспечивает и не может полностью обеспечить полу"
чение всех механических свойств соединения на уровне таковых
для соединяемых металлов, так как остается основная причина,
приводящая к понижению свойств, расплавление OCHoBHoro ме..
талла. Задача соединения разнородных металлов с обеспечением
необходимых физико--химических свойств наплавленноrо металла
и BceI'o соединения в целом может быть решена технолоrически, путе I
применения таких способов, при которых основной металл либо
не расплавляется совсем, либо обеспечивается ero минимальное
проплавление. Поэтому для соединения разнородных металлоз реко..
мендуется [123] применять такие способы, которые обеспечивают
минимальное проплавление OCHoBHoro металла, незначительное пере--
мешивание OCHoBHoro и наплавляемоrо металлов и минимальный
переход элементов OCHoBHoro металла в наплавленный.
Необходимо остановиться на способах сварки, позволяющих
реrулировать как долю OCHoBHoro металла в м:еталле шва, так и тепло..
вложение на каждой из кромок металлов разнородных сочетаний.
По характеру тепловоrо воздействия на основной металл источ"
ники теплоты для сварки подразделяют на две rруппы: зависимые
(типа дуrи прямоrо действия) и независимые (типа косвенной дуrи)
от изделия. Для источников первой rруппы характерна жесткая
связь между энерrиями, расходуемыми на плавление OCHoBHoro
и присадочноrо металлов. Фактически при сварке П.JIавящимся элек..
тродом функционируют собственно -дуrовой разряд, подобный дуrе
при сварке вольфрамовым электродом в струе инертноrо rаза, и пере..
rретая струя или капли электродноrо металла в зависимости от
характера переноса металла в дуrовом промежутке.
Получение однородноrо наплавленноrо металла без перемешива"
ния с основным В зоне сплавления для источников первой rруппы
встречает большие трудности, так как на изделии находится активное
пятно дуrовоrо разряда с достаточно высокой температурой для
MrHoBeHHoro расплавления OCHoBHoro металла, переrрева ванны
расплавленноrо метаЛс.1Jа и, как следствие, увеличенноrо времени
контакта жидкой и твердой фаз. Количество расплавляемоrо при
сварке OCHoBHoro металла зависит от тепловой мощности источника
и времени (продолжительности) ero действия. Поэтому при любом
методе сварки появляются возможности реrулировать зону про..
плавления. Если для источников первой rруппы преимущественно
можно реrулировать продолжительность тепловоrо воздействия, то
для источников второй rруппы появляются возможности реrулиро..
вать оба пар аметр а, влияющие на разбавление наплавляемоrо ме..
талла основным.
При дуrовой сварке плавящимся электродом продолжительность
тепловоrо воздействия дуrи на основной металл реrулируется путем
перемещения (колебания) дуrи поперек шва, или механически с по..
мощью специальноrо вибратора поперечных колебаний, или автома..
тически (беrающая по торцу ленточноrо электрода дуrа). Уменьше"
иие тепловой мощности источника по сравнению с оптимальной при
78
дуrовой сварке плавящимся электродом нежелательно, так как это
приводит к ухудшению формирова'ния шва при низких значениях
сварочноrо тока.
Уменьшение тепловой мощности источника до определенных
пределов возможно только при наложении на плавящийся электрод
колебаний, увеличивающих скорость плавления проволоки блаrо...
даря уменьшению размера капель, или при подключении добавочноrо
электрода. Добавочный электрод касается в зоне дуrи поверхности
изделия, и дуrа rорит так, что ток распределяется как бы на две само...
стоятельные ветви: часть тока проходит через добавочный электрод,
а часть через изделие. Однако ни одним из существующих способов
дуrовой сварки плавящимся электродом не удаетсяТполучить на...
плавленный металл без перемешивания с основным. Так, при на...
плавке под флюсом на rоризонтальную поверхность доля OCHoBHoro
металла в наплавленном металле составляет обычно 2/3. Перераспре...
деление энерrии дуrи между электродом и изделием позволяет сни'"
зить долю OCHoBHoro металла до 10 15 %, а при наплавке ленточным
электродом до 5 10 <}о.
К истрчникам теплоты друrой rруппы относят: косвенную (не...
зависимую) дуrу между двумя вольфрамовыми электродами в струе
инертноrо rаза, трехфазную независимую от изделия дуrу между
тремя плавящимися электродами, струю переrретоrо металла, на-
носимоrо на поверхность изделия с предварительным подоrревом
последнеrо или без подоrрева. Преимущество всех перечисленных
источников в том, что процессы плавления OCHoBHoro и присадочноrо
металлов раздельны и MorYT реrулироваться независимо друr от
друrа. Решить эту задачу можно в том случае, если для наплавки
и сварки применять источники теплоты, позволяющие раздельно
реrулировать плавление присадочноrо и HarpeB OCHoBHoro металлов,
реrулировать процессы взаИ lодействия жидкоrо металла сварочной
ванны с твердым основным металлом. Исследования в этом направле.
нии привели к созданию специальных способов сварки и наплавки
металлов.
Способ наплавки (сварки) струей пере2ретО20 металла, в ча-
стности меди и ее сплавов на сталь и чуrун [123], заключается
в том, чтобы разделить тепловые процессы подrотовки OCHoBHoro
и присадочноrо металлов. При этом создаются необходимые условия
для физико"химическоrо взаимодействия металла, в результате
KOToporo происходит их соединение. Однако применение специаль
Horo плавильноrо устройства (rрафитовый тиrель) и связанные
с этим неудобства явились причиной оrраниченноrо применения
в промышленности этоrо способа наплавки.
Осуществить процесс, аналоrичный наплавке струей переrретоrо
металла, можно также с ПО IОЩЬЮ дуrовоrо разряда, если возбудить
и поддерживать еР6 в пространстве над изделием ме)кду двумя элек-
тродами, один из которых плавящийся. В этом случае дуrовой
разряд представляет собой лишь устройство для плавления и пере.:.
rpeBa наплавляемоrо металла (так как изделие электрически ней...
трально), а источникоrvt теплоты для OCHOBHoro металла служит
79
Рис. 35. Схема способа индукционно дуrовой сварки
(
непосредственно переrретый жидкий
наплавляемый металл [123].
Предложен способ [А. с. NQ 501850
(СССР)] индукционно дуrовой сварки
плавлением в среде защитных rазов
с подачей присадочноrо металла через
полый электрод соосно с дуrой в зону
ее rорения на кромки свариваемых
деталей. Для этоrо присадочный металл
подают в жидком состоянии, расплав..
ляя ero пропусканием через BЫCOKO
частотный индуктор.
На рис.. 35 представлена схема реали
зации предлаrаемоrо способа. На лице..
вой стороне свариваемоrо изделия 2 под
свариваемыми кромками с неплавяще..
rося электрода 5 возбуждают дуrу 1.
Над электродом 1 размещен высокочастотный индуктор 9, обеспечи..
вающий плавление сварочной присадочной проволоки б. Расплав
ленный в индукторе 9 током высокой частоты при с ад очный металл
проходит в виде капель 10 или струи через зону rорения дуrи 1
в направлении изделия 2, rде, попадая на проrретые или оплав
ленные кромки свариваемоrо металла, образует ванну 3. Процесс
сварки (наплавки) проводят при подаче присадочной проволоки б
подающим механизмом 8 в зону плавления индуктором 9 и при
перемещении обоих источников теплоты (индукционноrо и дуrовоrо)
вдоль шва.
Количество теплоты, вводимоrо дуrой 1 с кольцевоrо электрода 5
в различные участки сварочной зоны, дозируется принудительно
управляемым перемещением активноrо пятна дуrи по торцу элек..
трода. Такое перемещение осуществляют с помощью внешнеrо Ma
rнитноrо поля, создаваемоrо в зоне rорения дуrи соленоидом 4 или
кольцевым постоянным маrнитом, а также завихренным rазовым
потоком. При этом ток дуrи, радиус и скорость ее вращения выбирают
из расчета получения оптимальноrо HarpeBa свариваемоrо изделия
для смачивания ero жидким присадочным металлом. Этот способ
позволяет осуществить реrулируемый подоrрев свариваемоrо изделия
в области поступления жидкоrо присадочноrо металла. Автономная
заливка жидкоrо присадочноrо металла при реrулируемом подо
rpeBe изделия в точке сварки позволяет осуществить сварку толсто
стенных изделий в один проход при высоком качестве cBapHoro
u
соединения, упрощается сварка толстолистовых изделии из метал..
АдВ, обладающих высокой теплопроводностью (медь, алюминий
и др.). Единая защитная атмосфера для жидкоrо присадочноrо
металла и сварочной ванны позволяет обеспечить высокое качество
наплавки различных металлов в широком диапазоне толщин с мини..
мальной зоной оплавления.
80
Например, указаННЬП\11 способом\ наплавляли медь Мl на сталь..
ную подложку. Проволока диаметр6 2 мм расплавлялась четырех..
ВИТКОВЫl\I индуктором с внутренним диаметром 15 мм. Стальная
пластина то.п:щиной 10 мм подоrревалась дуrой с медноrо охлажда..
eMoro кольцевоrо электрода средним диаметром 20 мм; сила тока
дуrи 200 250 А; напряженность rvlаrнитноrо поля соленоида (4 +
+8) .103 А/м; скорость наплавки 30 м/ч. Толщина наплавленноrо
слоя колебалась в пределах 3 мм при ширине 20 22 мм.
Для реrулирования химическоrо состава шва предложен способ
сварки [А. с. NQ 197812 (СССР)] с одновременной подачей в разделку
нескольких проволок различноrо химическоrо состава. Сварка
осуществляется путем одновременной подачи в разделку нескольких
проволок, причем крайние присадочные проволоки подают вплот-
ную к свариваемым кромкам и перемещают параллельно им по lepe
заполнения разделки. Вольфрамовый электрод совершает колебания
поперек разделки. Присадочные проволоки располаrают пар ал..
лельно друr друrу. Для получения металла шва и ero зон заданноrо
химическоrо состава и необходимой толщины используют проволоки
разноrо диаметра и подают их с различной скоростью в сварочную
ванну.
Для управления составом шва при электронно"лучевой сварке
разнородных металлов авторами [182] предложена двухлучевая
сварка. При обычном процессе электронно..лучевой сварки сравни..
тельно небольшие смещения оси источника от заданноrо положения
вызывают существенные отклонения в распределении мощности
луча между свариваемыми элементами и, следовательно, в составе
шва. Одним из способов устранения этоrо недостатка является сварка
двумя независимо действующими электронными лучами. При этом
мощности, приходящиеся на свариваемые кромки, можно раздельно
дозировать и контролировать в широких пределах. Предложенный
способ обеспечивает получение более качественноrо соединения
между разнородными металлами.
С целью повышения производительности наплавки и сварки
можно применять сварку неплавящимся электродом с подоrревом
присадочной проволоки. Способ осуществляют с одновременным
колебанием электрода и проволоки перпендикулярно направлению
сварки; при этом проволоку подают в хвостовую часть ванны, а ко..
лебания ее осуществляют в пределах ванны с амплитудой, меньшей
амплитуды колебания электрода [160].
Блаrодаря значительному уменьшению rлубины проплавления
OCHoBHoro металла (до 0,5 мм) при автоматической наплавке ленточ..
ным электродом под флюсом удалось существенно снизить долю
OCHoBHoro металла в металле наплавки по сравнению с автомати..
ческой наплавкой электродной проволокой ПОД флюсом.
При сварке u наплавке Пlрехфазной дУ20Й rлубина проплавления
зависит от соотношения токов в дуrах, rорящих между электродами
и изделием. В этом случае также можно уменьшить rлубину про..
плавления OCHOBHoro металла, но все же она остается достаточно
высокой. В случае применения трехфазной дуrи имеется возможность
81
I
/
/
Таблица6
Степень проплавлени стали перлитноrо класса
в зависимости от способа наплавки и наплавляемоrо металла
Способ н аП..1Jавки
Наплавляемый металл
Степень
проплав
ления,
%
Ручная дуrовая
Автоматическая дуrовая ПОД флюсом
Автоматическая дуrовая ПОД флюсом с BBe
дением в зону rорения дуrи изолированной
дополнительной присадочной проволоки
Ручная арrонодуrовая неплавящимся элек
тродом
Автоматическая ленточным электродом
Автоматическая двойной независимой дуrой
Автоматическая плазменной струей с TOKO
ведущей присадочной проволокой (с коле
баниями и без колебаний rоловки)
Автоматическая плазменной струей с TOKO
ведущей присадочной проволокой и попе
речными колебаниями rоловки
Медь, бронза, сталь
аустенитноrо класса
Медь, бронза
Сталь аустенитноrо клас-
са
Медь, бронза
Сталь аустенитноrо клас
са
Бронза
Медь, бронза, латунь
Сталь аустенитноrо клас-
са
30 60
45 55
17 27
з зо
8 15
О
О
3 5
подавать больший ток на электрод, расположенный на кромке де..
тали, имеющей большую температуру плавления.
При наплавке двумя независиМblМll дУ2ами одна дуrа (переменноrо
тока) rорит между двумя неплаВЯЩИlVlИСЯ электродами, а вторая
(постоянноrо тока) между одним из неплавящихся электродов и
присадочной проволокой. Основной металл под током не находится.
Плазменная наплавка металлов [123] обладает рядом преИlVlУ
ществ. Высокая концентрация тепловой энерrии в плазменной струе,
стабильность дуrовоrо разряда, возможность леrкоrо раздельноrо
реrулирования степени HarpeBa OCHoBHoro и присадочноrо металлов
обусловливают преимущества применения плаЗlVIЫ для наплавки,
особенно в тех случаях, коrда наплавляемый металл по составу
и свойствам отличается от OCHoBHoro. При применении плазменных
способов наплавки присадочный материал можно подавать в виде
присадочной проволоки или ленты, или в виде порошка.
В качестве критерия, определяющеrо возможности различных
способов наплавки, можно рассматривать степень проплавления,
определяемую как долю участия проплавленноrо OCHoBHoro металла
в составе наплавленноrо металла [48]. В табл. 6 приведены сравни
тельные данные по степени проплавления при наплавке медных
сплавов и сталей аустенитноrо класса на стали перлитноrо класса
[123]. Степень проплавления минимальна при наплавке двойной
независимой дуrой и плазменной струей стоковедущей присадочной
проволокой. Во мноrих случаях степень проплавления Иl\1еет реша..
82
ющее значение при определении озможности изrотовления Itапла"
вленноrо изделия. Так, наПРИlVlер, кольца и фланцы для соединения
труб целесообразно изrотовлять наплавленными только при мини..
IVlальной (3 l\IM) толщине наплавленноrо слоя. Но при такой тол
щине ero коррозионная стойкость может быть обеспечена только при
отсутствии расплавления стали.
При элекmронно..лучевой сварке на зону соединения направляют
пучок электронов, ускоренных высоким электрическим напряже
нием. В результате выделения энерrии при столкновении электронов
с металлом последний наrревается и расплавляется. Пучок электро
нов можно сделать исключительно острым. Блаrодаря этому практи
чески можно получить высокую плотность энерrии (50 МВт/см 2 ).
Отличаясь значительной плотностью энерrии, электронный
луч позволяет получать сварные соединения узкой (ножевой) формы
при минимальной поrонной энерrии, что снижает возможность обра...
зования структурной неоднородности в процессе сварки. Зона тер-
мическоrо влияния при этом невелика, блаrодаря чему почти не
образуются сварочные деформации.
Характеристики электронноrо луча и возможность использова
ния данноrо способа сварки определяются прежде Bcero ускоря'"
ющим напряжением и степенью вакуума в рабочей камере [159].
По технолоrическим УСЛОВИЯlVl различают следующие основные
варианты электронно"лучевой сварки: сварка с rлубинным (кин'"
жальным) проплавлением без присадочных металлов (при то..71щине
металла 3 100 мм); сварка с присадочным металлом (при толщине
металла 95 мм); прецизионная сварка без формирования пароrазо...
Boro канала и без разбрызrивания (при толщине металла <3 мм).
Значительное различие в теплопроводности и электропроводи..
мости соединяемых металлов, например при сварке меди со сталью,
не представляет проблемы при электронно"лучевой сварке. Малая
ширина шва становится большим преимуществом при сварке разно
родных металлов. Блаrодаря возможности точно реrулировать поло...
жение падения луча за счет смещения луча в сторону одноrо
из свариваемых разнородных металлов можно преодолеть оrраниче
ния, накладываемые значительными различиями в физических свой..
ствах металлов, и предотвратить образование трещин. Таким обра
зом, электронно"лучевая сварка открывает большие возможности
при сварке разнородных металлов.
Приведенные на рис. 36 комбинации металлов, по данным работы
[159], MorYT быть получены с помощью сварки часто только при
использовании промежуточной фольrи или присадочноrо металла.
Сочетание металлов
Никель тантал
олибден сталь \
Титан хромоникелевая сталь
LLирконий хромоникелевая сталь
Твердый сплав сталь
Медь алюминий
Латунь свинец
Присадочный металл
Платина
Никель
Ванадий
Ванадий
Кобальт никель
Цинк серебро
Олово
83
-t>"
'bnO t.."
.... Ф ф ::! .... ....... ЧJ ('j .... > r..
<ЩU Z И< ?N>
АI
Не
Cu.
Ge
Ли
Сталь,
жеЛС3Q
Mg
MQ
Ni .
P<t
p
Si
J\g
'l'a.
1
'1't
W
Z
V
U
/
Al
Мо
lЛа/lh
Cu
. Та
Ni
Si
W
Ti
Au
Ag
<:ie
Со
i
""=
1. ("l.cl < tfl Z <1 !;;;of >
Q (р ..... .... М' PIO J: 6' t-OI
.
Рис. 36. Сочетания метал'пОВ, соединяемых
злектронно-лучевой сваркой:
. ..,..... свариваются хорошо
рис. 37. Сочетания металлов, свариваемых
лазерной сваркой:
11 свариваются хорошо
При лазерной сварке для оплавления свариваемых кромок исполь
зуют световой пучок. Сконцентрированный световой луч характери
зуется монохроматичностью, коrерентностью, пар алл ельн остью
и высокой плотностью энерrии. Блаrодаря этоrvlУ можно наплавлять
и сваривать металлы на весьма оrраниченных участках. По типу
лазеров и способу их использования различают импульсную сварку
и сварку непрерывным лазерным лучом (рис. 37).
,МЕТОДЫ ИССЛЕДОВАНИЯ СОСТАВА, СТРУКТУРЫ
И друrих СВОЙСТВ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
Сварка разнородных металлов характеризуется комплексом слож-
ных физических процессов на rранице перехода, каждый из которых
имеет свои кинетические закономерности и механизм. Для выявления
этих закономерностей и рациональноrо построения технолоrическоrо
процесса применяют существующие установки или разрабатывают
новые методики и специализированные установки. Методы исследо
вания можно условно разбить на три большие rруппы.
К первой относятся методы исследования, связанные с процес..
сами формирования cBapHoro соединения разнородных металлов.
Например, специальные установки применяют для изучения процес..
сов смачивания в изотермических [98] и близких к сварочным [18]
условиям. При моделировании процесс а сварки путем нанесения
капли расплавленной стали на поверхность твердоrо ниобия полу-
чены исходные данные для подбора оптимальных режимов сварки.
Для реrулирования тепловых и диффузионных процессов в зоне
контакта твердой и жидкой фаз разработана методика «жидкая кли.
новая проба» [123]. Для определения констант растворения железа
84
(стали) в меди и алюминии, титана в стали и пр. применяют YCTa
навки без закалки и с закалкой образцов [45 J.
КО второй относят методы исследования и аппаратуру, осуще..
ствляющие анализ свойств rOToBoro, сформировавшеrося CBapHoro
соединения между разнородными металлами. В биметаллах зона
CBapHoro соединения формируется в условиях пластической дефор"
Ivlации, а иноrда и высокой температуры. Очевидно, что состав и
структура зоны соединения должны отличаться от состава иструк..
туры OCHoBHoro и плакирующеrо метаЛjlОВ [27].
Структурные изменения, происходящие в переходной зоне би
металлов, ЯБЛЯЮ1СЯ следствием диффу ионноrо перераспределения
химических элементов и фазовых превращений под влиянием раз..
личных факторов. При взаимодействии в твердожидком состоянии
(при сварке"пайке, сварке плавлением) характер взаимодействия
еще более усложняется. Основные процессы, определяющие струк"
туру и свойства сварных соединени в этом случае, смачивание
твердоrо металла жидким, растворение и последующая взаимная
диффузия контактирующих металлов. Степень развития неоднород"
ности зависит от температуры и продолжительности контакта жид..
Koro металла с твердым. При неблаrоприятных условиях MorYT обра..
зоваться интерметаллические прослойки различной толщины
и протяженности.
Как правило, ширина переходных зон в сварных соединениях
разнородных металлов составляет тысячные доли миллиметра.. Для
определения размеров этих зон, состава, структуры и т. п. необхо..
димо применение тонких методов анализа и высокочувствительной
аппаратуры. Обычно применяют комплексную методику, состоящую
в последовательном изучении rлубины проникновения элементов
в переходно зоне с помощью измерения микротвердости, качествен-
Horo и количественноrо микрорентrеноспектральноrо анализа и
исследования микроструктуры. Применяют также методы элек..
тронно"микроскопическоrо, фазовоrо, рентrеноrрафическоrо, элек..
троноrрафическоrо, послойноrо спектральноrо анализа, высоко..
температурную металлоrрафию, радиоактивные изотопы и др.
. К третьей rруппе относят методы исследования, связанные с опре..
делением работоспособности разнородноrо cBapHoro соединения.
Такое соединение нередко должно обладать достаточной прочностью,
rерметичностью, устойчивостью к вибрациям, коррозионной стой..
костью и др. Для определения столь разнообразных и часто про..
тиворечивых свойств необходимо выбирать методы испытания, обес-
печивающие всестороннюю оценку разнородных соединений. Ниже
приведена краткая характеристика тех методов исследования, ис-
пользование которых целесообразно при изучении сварных разно-
родных соединений.
Изrотовление 'и исследование шлифов для изучения макро"
и микроструктуры сварных соединений разнородных металлов
связано с трудностями, заключающимися в том, что соединяемые
металлы обладают разными физико"химическими свойствами. На..
пример, из..за различной твердости стали, меди и алюминия в стале..
85
Характерные режимы выявления микроструктуры
разнородных сварных соединений
Таолица7
Свариваемые
металлы
Реактив, режим выявления структуры
Источник
Сталь + медь
Алюминий +
+ сталь
Травление в 3 %"НОМ растворе FeCI 5 см з ;
100 %"ном растворе HCl 45 см 3 ; вода 50 см з
Э-IIектрополирование в реактиве: ледяная YKCYC
ная кислота СНзСООН 1000 СМ З ; HCI0 4
35 70 СМ З ; чистыи алюминии 2 3 r. Режим:
и == 120 В; 1 == 0,5 А; t == 5+ 7 с для образ
ЦОВ размером 20Х 10Х 10 мм
[ 123 ]
[ 136 ]
Алюминий + медь
[70]
Химическое травление: соляная кислота HCl
1 50 мл; хлорное железо FеСl з 1 25 r;
вода 100 120 мл; время 10 15 с
Ниобии + сталь
12Х18НI0Т
Первоначально химическое травление ниобия,
затем электролитическое стали. Травление
ниобия в течение 5 6 с: НNО з 1 часть; HF
1 часть; Н 2 О 1 часть или H 2 S0 4 2 части;
HF 2 части; НNО з 1 часть
Электролитическое травление стали: сернокис
лый аммоний (NH4)2S04; и == 10 В; j == 1+
+2 А/см 2 ; t==5+10 с или 10%"ный водныи
раствор XpOMOBoro анrидрида СrОз; t == 2+ 3 с
[70, 169]
Титан + уrлеро
дистая сталь
Первоначально травление стали, затем титана;
травление стали электролитическое в 10 % "ном
водном растворе хромовой кислоты (H2Cr04);
и == 15+20 В; j == 0,25+0,35 А/см 2 ; t == 5+
+40 с; травление титана 3 5 с в плавиковой
кислоте HF
[93, 169]
алюминиевых и медеалюминиевых сварных соединениях алюмини..
евая составляющая сошлифовывается в большей степени, чем железо
или медь, в результате чеrо образуется ступенька на rранице пере..
хода двух металлов. Микроскопическое изучение таких шлифов
затруднительно. Травление шлифов разнородных металлов из за
различия электрохимических потенциалов растворения также
затруднительно. По"видимому, этим можно объяснить факт отсутствия
универсальноrо травителя для различных сочетаний металлов.
Поэтому важна разработка способа приrотовления и травления
шлифов разнородных металлов [81, 84].
в табл. 7 приведены сведения о некоторых травителях для рас..
сматриваемых в настоящей работе сочетаний металлов. Оптическая
металлоrрафия позволяет устанавливать факты образования
86
структуры, которая отличается от исходной травимостью; фиксиро
вать изменение размеров и формы зерен и неметаллических включе
ний. При изучении разнородных металлов удается не только каче
ственно показать наличие диффузии, но и получить сведения о KOH
центрации на определенном расстоянии от первоначальной плоско
сти раздела.
Металлоrрафический анализ позволяет приближенно оценить
общую область зоны взаимодействия двух металлов и ориентиро
вочно оценить распределение элементов. Для более точной xapaKTe
ристики содержания примесей и фазовоrо состава. использовали
микрорентrеноспектральный метод.
Электронную микроскопию используют для изучения тонкой
структуры в переходных зонах биметаллов и соединениях, получен
ных сваркой плавлением, например структуры науrлероженных
зон коррозионно"стойких сталей. Электронная микроскопия в co
четании с микродифракцией позволяет определять тип выделя
ющихся фаз. В исследовании, как правило, используют метод уrоль
ных реплик с экстраrированными частицами [27]. Для более деталь
Horo изучения переходной зоны широко применяют косые (под уrлом
/""'V 2 °) шлифы. Перспективно применение pacTpoBoro электронноrо
микроскопа.
Метод измерения микротвердости используют в качестве вспомо..
rательноrо метода с целью разrраничения фазовых составляющих
и изучения свойств образующихся фаз. На приборе ПМТ..3 с наrруз
кой lO 20 r при увеличении в 475 раз измеряли толщину образу..
ющихся интерметаллических прослоек в зависимости от температуры
и продолжительности HarpeBa. Для высокотемпературной металло..
rрафии применяют установку ИМАШ..5М.
Фрактоrрафический метод анализа и пользуют при изучении
структуры поверхности излома сварных соединений после различ
Horo изотермическоrо отжиrа.
Рентrеноrрафическим и электроноrрафическим анализом из..
учают фазовый состав в зоне контакта. Порошок для съемки рент..
reHorpaMM получают либо механическим, либо химическим путем.
L{ я рентrеноrрафическоrо анализа образцов биметалла последний
механически разрушают по месту стыка на две половины и порошки
для послойноrо анализа получают напильником отдельно с каждой
половины. Число послойных анализов 6 lO, rлубина исследования
O,5 1 мм. Особое внимание обращают на тщательный отбор пробы
из зоны стыка. Порошки для исследования получают бархатным
напильником с систематической зачисткой. Например, для биме
талла АI Fe применен рентrеновский фазовый анализ образцов
на хромовом излучении в камерах Дебая, имеющих диаметр 57,3 мм.
Способ закладки пленки асимметричный. Идентификацию фаз про
водят методом сра нения peHTreHorpaMM исследуемых проб с эталон..
ными рентrеноrраммами чистых компонентов и двойных фаз, а также
сравнением рассчитанных межплоскостных расстояний линий He
известных фаз с межплоскостными расстояниямц стабильных и MeTa
стабцльных фаз системыI Аl Ре,
87
Для установления фазовоrо cqcTaBa переходной зоны сварных
разнородных соединений алюминий сталь применен также элек
трохимический метод растворения металла. Электролиз проводили
при плотности тока 0,02 А/см 2 при температуре +5 ос. Анодные
осадки подверrали реитrеноструктурному исследованию.
Для выделения из образца интерметаллидов типа FemA1m раз-
работан метод [136], основанный на химическом растворении Me
талла шва в 10 % ..ном спиртовом растворе йода в метаноле. В данной
среде происходит равномерное растворение заданноrо участка по-
верхности металла образца. Полученный участок отмывают от рас..
творителя метиловым спиртом на центрифуrе, высушивают в среде
уrлекислоrо rаза и подверrают peHTreHocTpYKTypHOMY исследованию
для установления фазовоrо состава.
Для проведения фазовоrо peHTreHoBcKoro анализа продуктов
реакции двух металлов применен метод приrотовления образцов
без их разрушения, в отличие от друrих методик, заключавшихся
в выделении продуктов реакционной диффузии.' Метод основан на
подборе толщины одноrо из металлов, в данном случае TOHKoro при
относительно массивном основании, таким образом, чтобы между
двумя металлами прошла реакционная диффузия и рентrеновские
лучи (при съемке образца со стороны плакирования) отражались
не тол ко от плакировки, но и от продуктов реакции металлов и от
основы.
Поскольку рентrеноrрафический метод не позволяет опре
делить фазовый состав при !Iаличии менее 5 % искомой фазы, ис
пользован электроноrрафический метод на установке Э[..100 с отра..
жением от поверхности металла. Блаrодаря чрезвычайно сильному
рассеянию электронов дифракционную картину создают слои веще..
ства толщиной 2 1 О нм. Съемку проводили с одной и друrой стороны
поверхности, например со стороны стали и со стороны меди в случае
разрушения соединения медь сталь. Для послойноrо фазовоrо
анализа биметаллических образцов после диффузионноrо отжиrа
механическим путем снимали слои. Размер образца 7 х 7 х 7 мм.
Электроноrраммы рассчитывали соrласно уравнению Вульфа
Брэrrа при кольцевой электроноrрамме и уравнению Вайнштейна
при точечной электроноrрамме.
Микрорентrеноспектральный анализ особенно широко при..
меняют в последние rоды. ОСН,овное преимущества этаrа метода
заключается в том, что он позволяет определять локальный химиче..
ский состав прослоек, включений, фаз, зерен, изучать распределение
отдельных элементов между структурными составляющими [60],
а также определять rлубину проникновения и коэффициенты диф..
фузии каждоrо элемента, судить о металлурrическом характере
соединения. Содержание всех элементов (вплоть дО O,05 0,02 %)
(кроме уrлерода, если ero количество меньше 0,2 %) определяют на
современных микроанализаторах типов MS..85 и MS..46 (Франция),
УХ..3А (Япония), МАР..} и др. Химическая микронеоднородность
может быть выявлена также с использованием электронноrо микро"
анаЛliзатора РЭМЛ..2 и лазерноrо микроанализатора LMA..} [142].
88
Получаемые ' с помощью микрорентrеноспекrралыIrоo анализа
данные о химическом составе диффузионных зон можно нанести на
диаrрамму состояния соответствующей системы, что позволит про..
rнозировать возможные изменения свойств диффузионных зон на
основе имеющихся в литературе данных о структуре и свойствах
соответствующих сплавов [27 ] .
Принцип микрорентrеноспектральноrо анализа химическоrо
состава основан на том, что на исследуемый участок образца на..
правляют пучок электронов электронный зонд. Источником элек..
TpoHHoro луча служит вольфрамовая нить, наrретая током высокой
частоты. Диаметр зонда может изменяться в довольно широких
пределах (минимальный размер зонда 1 мкм). В участке (точке)
падения пучка электронов на исследуемый образец возбуждается
характеристическое излучение от всех элементов, входящих в состав
пробы. Разлаrая излучение в спектр с помощью кристалла..анализа..
тора, можно определять качественно и количественно химический
состав облучаемоrо микрообъема [60].
Кинематическое устройство позволяет исследовать любую часть
образца, "а также любой из эталонов (чистых металлов или специально
приrотовленных сплавов) без нарушения вакуума.
К микроанализатору придается дополнительная приставка «Скан..
нер» для получения фотоизображения качественноrо распределения
элементов на поверхности образца с разрешающей способностью
1 мкм. Получают изображение следующим образом. Анализиру..
емый участок поверхности образца передвиrают в двух взаимно
перпендикулярных направлениях так, что пучок электронов строка
за строкой проходит по исследуемому участку. Потенциометры
непрерывно вращающеrося типа подают периодическое пилообраз..
пое напряжение, которое исполь уется для. движения образца и дви"
жения пятна на экране осциллоскопа. Эти два движения очень точно
синхронизированы, и пятно осциллоскопа модулируется импульсным
сиrналом, поступающим от счетчика реrистрации излучения. Поле
развертки при помощи механических приспособлений может быть
установлено 100 мкм х 100 мкм; 200 мкм х 200 мкм; 300 мкм Х
Х 300 мкм.
. Фотоrрафирование осуществляется камерой «Полароид» С MrHo"
венным проявлением. Так как анализируемый участок чрезвычайно
мал, то исследуемый микрошлиф должен быть качественным
тщательно отполированным и плоским. Последнее требование осо..
бенно важно, коrда анализ выполняют на микроанализаторе «Ка..
мека» модели MS..46, rде уrол выхода небольшой и составляет 180.
При микрозондовом исследовании образцов исходят из пропор"
циональности концентрации элементов и интенсивности их характе..
ристическоrо излучения. Такая пропорциональная зависимость наб..
людается лишь в рервом приближении и нарушается из..за различ..
Horo поведения электронов и рентrеновских лучей в образцах и эта..
лонах. Вследствие этоrо возникает необходимость вводить различные
поправки при перепаде реrистрируемых интенсивностей peHTreHoB"
ских лучей от образца и эталона в концентрации.
89
nредложеньt раЗЛИЧIiЬiе соотноIIiеIiия для внесений nопраеок
с целью получения более точных количественных данных
Ci == (J БР / J}OO) РIР2РЗ, (67)
rде Ci концентрация i..ro элемента в образце; J1 бр и J}OO интен"
сивности характеристическоrо peHTreHoBcKoro излучения i..ro
элемента от образца и эталона (в данном случае чистоrо 100 %..иоrо),
исправленные на фон; Рl, Р2, Рз поправки на атомный номер,
поrлощение и флуоресцентное возбуждение соответственно.
В случае эталонов сложноrо состава
J OO == (J1 БР I Ci) РIР2РЗ. (68)
В работах [84, 55, 56 и др.] приведены данные об использовании
микрорентrеноспектральноrо анализа при изучении переходных
зон разнородных сварных соединений.
Диффузия на rранице раздела разнородных металлов в сварном
соединении с помощью радиоактивных изотопов исследована в ра..
боте [120].
Для изучения диффузии в БИl\леталлах наиболее подходящее
введение радиоактивных изотопов в один из металлов при ero вы..
плавке. При этом обеспечивается равномерное распределение изо..
топов по сечению образца. Методом авторадиоrрафии целесообразно
изучать диффузию уrлерода в биметаллах. С использованием этоrо
метода исследовано влияние состава OCHoBHoro металла на характер
распределения уrлерода в переходной зоне биметаллов с плакиру"
ющим слоем из коррозионно--стойких сталей двух классов фер..
ритных 08Х13, 15Х25Т и аустенитной 08Х18НI0Т [27].
При дуrовой сварке разнородных сталей перлитноrо и аустенит"
Horo класса, а также при последующей термообработке таких соеди"
нений широко использован изотоп уrлерода С14 и др. Радиоактивные
изотопы А1 26 и Fe 55 применены для определения диффузионной
подвижности в интерметаллических соединениях.
МЕТОДЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
РАЗНОРОДНЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
И СКЛОННОСТИ ИХ К ХРУПКОМУ РАЗРУШЕНИЮ
Между отдельными участками сварных соединений, как правило,
наблюдается неоднородность механических свойств. Это обусло..
влено различием структурно..фазовых составов швов и OCHoBHoro
металла, разными долями участия OCHoBHoro металла в формирова..
нии отдельных слоев шва, реакцией OCHoBHoro металла на терми..
ческий цикл сварки и т. п. Определенную роль иrрает упрочнение
металла шва и околошовной зоны В результате пластической де..
формации при охлаждении cBapHoro соединения, так называемое
явление самонаклепа.
Различие в свойствах особенно ярко выражено в соединениях
разнородных металлов. В связи с этим оценка их механических
90
свойств представляет известные сложности. Попытка механически
перенести существующие для однородных сварных соединений спо..
собы испытания на сочетание разнородных металлов не приводит
к положительным результатам. В настоящее время не существует
утвержденных [ОСТом типов образцов для оценки механических
свойств разнородных неразъемных соединений, учитывающих спе..
цифику их деформации и разрушения.
Рассмотрим особенности деформирования при растяжении свар..
ных соединений разнородных металлов одной основы леrирования
на примере разнородных сталей. Условия деформирования образцов
в упруrопластической стадии работы в зависимости от характера
приложения наrрузки и свойств отдельных составляющих наиболее
полно рассмотрены в работах [48 и др.].
При растяжении cBapHoro образца с поперечным швом условия
ero деформирования определяются в первую очередь соотношением
прочности OCHoBHoro металла и шва. Если шов более прочен, чем
основной металл, то деформация образца будет сосредоточиваться
в основном металле, по которому и может произойти разрушение.
Если же прочность шва меньше прочности OCHoBHoro металла, то
поведение cBapHoro соединения зависит от относительной ширины
шва % == Н/б, rде Н ширина шва и б толщина пластины [48].
Напряженное состояние при растяжении образцов с узкими мало..
прочными прослойками (к < 1) детально рассмотрено в работах [8,
48, 171].
При достижении напряжениями в прослойке предела текучести
наступает ее заметное упрочнение за счет KOHTaKTHoro взаимодей..
ствия с более прочным металлом образца. Напряженное состояние
в прослойке с ростом наrружения все более отклоняется от равно..
MepHoro и приобретает сложный объемный характер. В центральной
части прослойки распределение напряжений близко к всестороннему
растяжению, а на контактных поверхностях неравномерно распре..
деленные по сечению касательные напряжения достиrают наиболь..
шеrо значения на наружной поверхности и близки к нулю в цен..
тральной части образца. В связи с этим возможно упрочнение в свар..
ном соединении малопрочноrо шва за счет KOHTaKTHoro взаимодей..
ствия с более прочным основным металлом.
Как подтверждено экспериментально [8], в качестве условия
вяз Koro разрушения при растяжении можно считать достижение
касательными напряжениями на всей контактной поверхности пре..
дела текучести металла прослойки при сдвиrе. При этом средние
осевые разрушающие напряжения
ОВ == a (1 + 11зVзк),
(69)
м u
rде от предел \екучести металла прослоики при одноосном рас..
тяжении.
По данным большоrо числа теоретических работ и результатов
эксперимента, эффект KOHTaKTHoro упрочнения оказывает существен..
ное влияние на прочность соединения с мяrкими прослойками не
91
только при статическом, но и при
ударном растяжении, а также при
изrибе и усталостнам наrружении.
Эффект KOHTaKTHoro упрочнения
мяrкой прослойки отсутствует
лишь в условиях кручения [8].
Указанные особенности дефор..
мирования сварных соединений
разнородных металлов под наrруз..
кой требуют для оценки их свойств
проведения обширноrо комплекса
испытаний при различных видах
напряженноrо состояния и раз..
ных температурах в зависимости
от типа соединения, сочетания
свариваемых металлов и шва и
ряда друrих факторов.
В качестве примера на рис. 38
приведена схема вырезки образцов
для испытания сварных соединений плит толщиной 90 200 мм.
Она предусматривает испытание на растяжение металла шва 1, пере..
ходной зоны и OCHoBHoro металла; ударную вязкость на образцах
с острым надрезом по шву 2, линии сплавления или основному ме..
v
таллу в зависимости от испытуемои зоны cBapHoro соединения; уста..
лостные испытания сварных соединений 4 и OCHoBHoro металла;
малоцикловую усталость 3. Температурную зависимость коэффи"
циента вязкости разрушения разнородных соединений определяли
при испытании на внецентренное растяжение образцов толщиной
50 мм. Надрез в образцах 5 располаrали по оси шва или по зоне
сплавления [133].
В работе [160] для оценки свойств сварных соединений стали
12Х18НI0Т со сталью 20 исследовали два варианта. При первом
варианте вольфрамовой дуrой наплавляли четыре"пять слоев на сталь
20, используя присадочные проволоки из стали аустенитноrо класса,
либо Св..I0ХI6Н25М6, либо Св..07Х25Н13. Шов между наплавлен..
ным металлом и сталью 12Х18НI0Т выполняли соответственно при..
садочной проволокой CB..04X19HIIM3 и Св..07Х25Н13 за несколько
про ходов. При втором варианте сначала наплавляли четыре"пять
слоев на сталь 12Х18НI0Т проволокой из низколеrированной уrле..
рqдистой стали CB..08r2C. Той же присадочной проволокой запол..
няли разделку между сталью 20 и наплавленным слоем. Испытывали
соединения непосредственно после сварки и после длительноrо старе..
ния путем статическоrо растяжения, ударноrо и статическоrо из..
rибов.
Установлены различия в механических свойствах между отдель..
ными участками сварных соединений из раЗНОРОДНБI . сталей
1
2
t:::::J
"-
l
1.
.
.
1
i
.
;7l
, I
I
I
I
.J
/'
. /'
I Y'
92
Рис. 38. Схема вырезки образцов 113 сварных
соединений для испытания
12XI8HI0T и 20. Это различие больше в соединениях, в которых
наплавленные слои и швы выполняли присадочной проволокой из
низколеrированной стали CB..08r2C, чем в соединениях, сваренных
присадочными металлами из аустенитных сталей. Однако при любом
варианте выполнения сварных соединений их свойства определя..
лись свойствами стали 20. Различие в механических свойствах между
отдельными участками сварных соединений в наибольшей мере
проявлялось при наличии в них острых надрезов в процессе испыта..
иия при низких температурах. Однако эти различия не сказываются
на эксплуатационной надежности сварных соединений, выполненных
аустенитными присадочными металлами. В случае применения про..
волоки CB..08r2C для устранения отпускной хрупкости в наплавлен..
ном металле необходимо дополнительное леrирование молибденом.
В сварных соединениях металлов разных основ леrирования
различие свойств составляющих выражено наиболее заметно, так как
оно обусловлено не только термическим воздействием при сварке,
Но и химическими составами свариваемых металлов и шва. Особен..
ность механических испытаний соединений металлов разных основ
леrирования с резко отличающимися прочностными свойствами
заключается в локализации деформации при испытании в менее
прочном металле вдали от стыка вследствие KOHTaKTHoro упрочнения
ero вблизи стыка и в отсутствии заметной деформации более проч..
Horo металла [92 J.
Зависимость механических свойств cBapHoro соединения при
диффузионной сварке с мяrкой прослойкой от прочности OCHoBHoro
металла и металла прослойки изучена в работе [171 J . Уменьшение
толщины мяrкой прослойки обусловливает увеличение BpeMeHHoro
сопротивления cBapHoro соединения. Это связано с тем, что в пласти..
ческую деформацию вовлекается основной металл.
Изменение BpeMeHHoro сопротивления cBapHoro соединения с мяr..
u u u Т k M М 1 0 2
кои прослоикои подчиняется зависимости ав === ав u 'V к. ,
т
rде ав временное сопротивление OCHoBHoro менее прочноrо металла;
б м относительное удлинение металла прослойки;
м М / м
у ==== ОВ <J'r,
(70)
rде 0': и a временное сопротивление и предел текучести металла
прослойки; k коэффициент, зависящий от параметра наклепыва..
емости прослойки; % == h/б относительная толщина прослойки;
h толщина прослойки; б толщина свариваемоrо металла.
Если в зоне контакта имеются две прослойки, то расчет ведут
для наименее прочной. Например, установлено, что при % 1 для
меди и к 0,25 для ванадия прочность соединения низколеrирован"
ных титановых сплавов с коррозионно"стойкой сталью близка к проч..
ности ста и. При наличии хрупкой прослойки разрушение по мяr..
кому металлу> при растяжении означает, что истинная прочность
этой прослойки выше условной прочности мяrкоrо металла. Однако
это еще не определяет хорошеrо качества соединения. Например,
ори ИGП:БIтании на растяжение CBapHoro обраЗlt8 меди G аJI минием,
93
р
Рис. 39. Образец с надрезом ДJlЯ испытания на pac
тяжение соединения разнородных MeTa..'1J10B
р
имеющеrо в стыке интерметалличе
скую прослойку 4 5 мкм, разру..
тение произошло по алюминию,
однако при изrибе обычный обра
зец разрушается хрупко.
Таким образом, испытание сварных соединений металлов разных
основ леrирования на растяжение часто не выявляет дефектов сварки,
а следовательно, не является удовлетворительным методом оценки
качества подобных соединений. При изrибе соединений металлов
с резко отличающимися прочностными свойствами заметной деформа
ции стыка не наблюдается. Деформация локализуется в мяrком
металле. Вблизи стыка деформация чрезвычайно мала, несмотря на
максимальный изrибающий момент. Максимум деформации смещен
от стыка. Тем самым уrол изrиба лишь косвенно отражает прочность
соединения двух металлов и зависит от состояния (отожженный или
наrартованный) и упрочняемости более мяrкоrо из них. Поэтому
оценку прочности соединения двух металлов по степени деформации
одноrо из них (yr лу изrиба) можно рекомендовать лишь для изучения
ориентировочных, в основном технолоrических, сведений о качестве
сварки и выявления наружных дефектов.
Для количественной оценки прочности соединения необходимо
разрушить ero по стыку. Оценка качества стыковых соединений
разнородных металлов может быть дополнена испытанием на растя
жение надрезанных образцов. Для соединения металлов с резко
отличающимися свойствами (рис. 39) ширина зоны мяrкоrо металла
в надрезе б должна быть минимальной для Toro, чтобы предотвратить
деформацию и разрушение по ней. Относительная ее ширина % ===
== б/D может быть принята % 0,1. r лубина надреза t должна быть
такой, чтобы отношение напряжений на rладкой части образца и
в надрезе было равно 2. В этом случае упрочнение зоны металла
в надрезе, рассматриваемой как мяrкая прослойка с коэффициентом
механической неоднородности 2, будет близко к максимальному.
При D2/d 2 === 2 t === О, 15D.
В работах [127 и др.] приведены типы образцов и методы испы
тания для определения механических свойств сталеалюминиевых
сварных соединений. Сталеалюминиевые сварные соединения отно"
сятся к соединениям с явно выраженными физической и механиче..
ской неоднородностями. Различие в модулях R)Hra между сталью
и алюминиевыми сплавами в 7 раз обусловливает неравножесткостр
соединения, и при одинаковом сечении образца по стальной'и алюми..
ниевой частям стальную часть можно считать практически абсолютно
жесткой.
Сварное соединение стали с алюминиевыми сплавами включает
как необходимый элемент мяrкую прослойку из технически чистоrо
алюминия. Толщина ее зависит от методов:"'и режимов сварки и может
меняться от 0,05 мм до нескольких миллиметров.
94
ё
Рис. 40. Зависимость BpeM HHoro с()пратив" ов,мпа
ления и ударной вязкости соединения
12Х18НI0Т + АДl + AMr6 от ОТНОСlIтель
ной толщины прослойки АД1 00
180 о
t1.. 1I ,кДж/и 2
Влияние мяrких прослоек
определенных толщин изучали 150 220
на моделях цилиндриче..
ских образцах из металлов tчО 180
12Х18НI0Т + АДl + AМr6,
сваренных трением с различной
толщиной прослойки АД1. 120 1'10
Диаметр образцов 5 и 10 ММ.
Относительная толщина про.. 100 100
слойки (частное от деления
толщины прослойки на диаметр 80 50
образца) изменялась в пределах о 0,2 0/1- 0,6 1,0 <1е
0,075 1,06. Перед испытанием
сталеалюминиевые образцы отжиrали- 'при температуре 450 ос в те-
чение 3 ч.
Прочность сталеалюминиевых сварных соединений в диапазоне
температур 707300 ос исследовали на образцах диаметром 10 мм
с относительной толщиной прослойки '" === 0,5. Прочность соединений
с повышением температуры плавно уменьшается. Пластичность
алюминиевой прослойки, оцениваемая по величине относительноrо
сужения в шейке 'ф, увеличивается. Заметный рост пластичности
происходит при температуре 100°С.
Ударную вязкость цилиндрических образцов диаметром 13 мм
с концентратором в плоскости стыка стали с алюминием опреде-
ляли на копре. Радиус закруrления в вершине концентратора 0,1 мм,
rлубина концентратора 1,5 + 0,05 мм. Установить ударную вязкость
сталеалюминиевых сварных соединений по Шарпи не представляется
возможным, так как удар маятника копра по стыку стали салюми"
нием из-за неравной жесткости вызывает смещение образца. По..
этому методика определения ударной вязкости на цилиндрических
Qбразцах с концентратором наиболее приемлема для разнородных
сварных соединений. Повышение ударной вязкости с увеличением
толщины прослойки (рис. 40) закономерно, так как в этом случае
обеспечивается вовлечение оольшеrо объема металла в пластическую
деформацию. Образцы разрушались по плоскости стыка стали
с алюминием.
Результаты зависимости статической прочности и ударной вяз..
кости от относительной толщины прослойки специально приведены
на ОДl\ОМ рисун е, чтобы u показать различие влияния относите ьной
толщины мяrкои прослоики на прочность сварных соединении при
динамических и статических наrрузках. Как следует из рис. 40,
уменьшать толщину прослойки ниже определенноrо предела нет
необходимости или даже вредно, так как уменьшение относительной
толщины прослойки снижает сопротивляемость сварных соединений
ударным наrрузкам. Поэтому при изrотовлении сталеалюминиевых
95
260
сварных конструкций сле..
дует выбирать такие методы
и технолоrию сварки, чтобы
можно было в необходимых
пределах реrулировать тол..
щину прослойки из алюми-
ния. Например, применение
присадочной проволоки из
высокопрочных алюминие..
вых сплавов не всеrда
оправдано. Остаточные напряжения в зоне стыка в этом случае
будут значительно выше, чем в случае применения проволоки из
алюминия АД1, так как в последнем случае они релаксируют при
пластическом течении АД1. Выбирая оптимальную толщину про-
слойки по рис. 40, можно добиться большей прочности и пластич-
ности соединения, чем в случае применения для сварки проволоки
ИЗ сплава AМr6.
При статических наrрузках целесообразно задаваться малыми
толщинами мяrких прослоек, что позволяет уменьшить размеры
сварных стыков. В случае динамических наrрузок толщину мяrкой
прослойки следует выбирать, варьируя величинами ударной вязкости
и BpeMeHHoro сопротивления.
Важно оценить склонность разнородных сварных соединений
к хрупкому разрушению при статических и ударных наrрузках.
Для оценки сопро ивления хрупкому разрушению сварных разно..
родных соединений разработана методика на базе британскоrо стан..
дарта по определеНИIО вязкости разрушения металлов. Образец
изменен так, чтобы усилие по отношению к плоскости соединения
в биметалле прикладывалось под уrлом <р (рис. 41). По линии пере..
хода делали надрез концентратор напряжений и создавали искус..
ственную трещину. При этом длина 1 концентратора и трещины оста-
валась постоянной относительно линии наrружения. При приложе..
нии наrрузки РЧ' под определенным уrлом трещину можно заставить
двиrаться в плоскости стыка разнородных металлов. В ходе экспе..
риментов при статическом наrружении применяли образцы с различ-
ным расположением отверстий под захваты машины, т. е. изменяли
уrол <р. Это обусловлено спецификой роста трещины в таких соеди-
нениях [127]. .
Образцы для испытаний (рис. 41), изrотовленные из биметалли са
ческих пластин сталь зохrСА сплав AМr6 суммарной толщиной
40 мм при соотношении слоев 1 : 1, сваривали взрывом через про..
слойку из алюминия АДl толщиной 1 мм. Предварительно образцы
отжиrали при температуре 475 ос. После сварки толщина прослойки
составляла 0,65 0,8 мм. Трещины в образцах создавали на механи..
ческом вибраторе циклическим растяжением. При наrружении
I p
+{
I
't-
/Рср
АМrБ
АД!
-/..
зохrСА
/ I
17
30
15
Ь ,
96
t
Рис. 4 t. Вид компактноrо образца для:
определения вязкости разрушения би
lrfеталла зохrСА + АД1 + Al\\r6 (сварка
взрывом)
образца ПОД уrлом ер =1= 900 трещины доводили до стыка алюминия
АДl со сталью зохrСА. Алюминии не отрывался от стали даже
при ер == 45°, в случае разрушения на стали оставался слои алюми..
ния определенной толщины.
Трещина длиной 2,5 3 мм возникала при 150 180 тыс. циклов
наrружения. Она должна имитировать непровары в сталеалюмини..
евых соединениях, вызванные различными причинами. Испытания
на сопротивление распространению трещины проводили на разрыв..
нои машине при скорости растяжения 1,5 мм/мин.
Коэффициент интенсивности напряжений снижается с уменьше..
нием уrла наrрузки и достиrает HeKoToporo постоянноrо значения
при уrле приложения наrрузки, равном ер == 50° (разброс значении
дан по пяти результатам испытаний). Это соответствует почти пол..
HOMY исчезновению краевых сужени прослоики алюминия. Такое
поведение разнородноrо cBapHoro соединения закономерно: при
различных уrлах приложения наrрузки трещина подходит к же..
сткой стальной части на различные расстояния, которые тем короче,
чем меньше уrол между прикладываемым усилием и плоскостью
стыка. Таким образом, степень стесненности пластической деформа..
ции в вершине трещины увеличивается по мере приближения ее
к стальной части, что и обусловливает квазихрупкое разрушение
прослойки алюминия АД1.
Сопоставляя полученные значения kc для сварных сталеалюмини..
. евых соединений и сплава AМr6 (по литературным данным, для этоrо
сплава k 1C == 25,90 МПа.м 1 / 2 ), можно видеть, что сопротивление со..
единения хрупкому разрушению cBapHoro соединения HaMHoro ниже,
чем у сплава AМr6. СI{ЛОННОСТЬ к хрупкому разрушению определяет
стальная часть соединения, которая стесняет пластическую де..
формацию прилеrающеrо к ней алюминия и обусловливает хрупкое
разрушение. Таким образом, вязкость cBapHoro соединения будет
всеrда ниже вязкости ero составляющих, что необходимо учитывать
при проектировании и оценке несущей способности крупноrабарит"
ных сварных сталеалюминиевых конструкций. Разделку кромок
под сварные швы следует проектировать таким образом, чтобы линия
сплавления была перпендикулярной или отклонялась бы не более
чем на 25 Q от направления действия нормальных (растяrивающих)
усилий.
ОСОБЕННОСТИ ТЕхнолоrии СВАРКИ
РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
Сварка разнородных металлов, ка правило, связана с рядом
дополнительных технолоrических трудностей и поэтому требует
весьма r.{lубокой разработки технолоrическоrо процесса, применения
различныIx способов и технолоrических приемов, обеспечивающих
направленное реrулирование тепловых и диффузионных процессов
с целью получения сварных соединений с требуемыми для эксплуата..
ции свойствами. Помимо металлурrической совместимости, при
сварке разнородных металлов необходимо уделять внимание физи..
4 В. Р. Рябов и др. 97
ческим свойствам металлов: их теплопроводности и теплоемкости,
электромаrнитным свойствам.
Рассмотрим некоторые особенности сварки разнородных метал
лов более подробно. Уже небольшое различие (30 50 ОС) в темпе..
ратурах плавления соединяемых металлов, например алюминиевых
сплавов, приводит к тому, что даже при cTporoM ведении электрода
вдоль стыка в большей степени обычно расплавляется тот металл,
который обладает меньшим коэффициентом теплопроводности [194].
При выборе режимов сварки необходимо учитывать, что rлубина
проплавления, например, для свариваемых сплавов никель НП2 +
+ сталь 12Х18НI0Т больше, чем у свариваемых сплавов НП2 +
+ Ст3 при одинаковых режимах сварки, так как коррозионно
стойкая сталь обладает более низкой теплопроводностью иконцен ..
трирует у своей кромки большее количество теплоты [53 J. Для Toro
чтобы предотвратить тепловые потери во время сварки, необходимо
вводить большее количество теплоты к металлу, который имеет
лучшую теплопроводность. Одним из путей реализации этоrо может
быть предварительный подоrрев одной из деталей, хотя в процессе
сварки источник теплоты может быть расположен таким образом,
чтобы теплота в большей степени концентрировалась на материале,
являющемся лучшим ее проводником. Например, при соединении
ниобия с медью высокая теплопроводность последней, превышающая
теплопроводность ниобия примерно в 9 раз, обусловливает необхо..
димость концентрации большей части теплоты источника HarpeBa на
медном сплаве.. Поэтому при сварке этих металлов (близких толщин)
источник HarpeBa смещают в сторону медноrо сплава. При соедине..
нии ниобиевоrо сплава ВН2А встык с хромистой бронзой БрХО,8
для толщин 1 1,5 мм удовлетворительное формирование шва обес-
печивает арrонодуrовая сварка при смещении вольфрамовоrо элек-
трода от линии стыка на 1 мм в CTOPQHY медноrо сплава [93].
При электронно..лучевой сварке проплавляющая способность луча
зависит как от химическоrо состава металла шва (соотношения
различных металлов в шве), так и от теплофизических свойств соеди"
няемой пары [53 з. В связи со значительными различиями в темпе-
ратуре плавления и теплопроводности отмечается неравномерное
сплавление соединяемых металлов при сварке, что обусловливает
необходимость правильноrо распределения мощности источника
HarpeBa при соединении этих металлов. При электронно--лучевой
сварке встык разнородных металлов естественным было бы ожидать,
что мощность электронноrо луча будет средней между мощностями,
необходимыми для проплавления каждоrо из двух металло в от-
дельности. Однако в некоторых случаях для полноrо проплавления
металлов достаточной оказывается мощность меньшая, чем это необ..
ходимо для сварки наиболее леrко проплавляемоrо металла. При
этом существенно зменяется и rеометрия cBapHoro шва.
На неизменном режиме электронно..лучевой сваркой проплавляли
составные образцы (рис. 42), в средней части которых пластина
переменной толщины из бронзы БрХО,8 была плотно прижата к пла..
стине из стали 12Х21Н5Т. Составной образец имел плоскую rори..
98
Рис. 42. Формы CBapHoro шва в поперечном сече-
нии при проплавлении:
а тали; 6 бронзы со сталью (толщина брОн
зовой накладки 2 ММ); 8 бронзы
зонтальную поверхность для' Toro,
чтобы при ero проплавлении по..
ложение фокуса электронноrо пучка
оставалось неизменным относи..
тельно поверхности образца. Если имеет место проплавление
бронзы и стали, параметры шва мало зависят от толщины бронзовой
накладки. Причем для появления рассматриваемоrо эффекта ДOCTa
точны очень малые добавки как бронзы в ст ль, так и стали в бронзу.
Не вдаваясь в анализ явлений, сопутствующих электронно..
лучевой сварке, отметим, что авторы работы [53] объясняют наблю..
даемое при сварке сужение швов и увеличение проплавляющей
способности пучка электронов ero дополнительной фокусировкой.
В работе [142] в процессе электронно..лучевой сварки меди Ml
со сталью 20 наблюдалось явление смещения электронноrо пучка
на сталь (скачки электронноrо пучка) в случае установки электрон..
Horo пучка на медь. При электронно..лучевой сварке меди с никелем
отмечено колебание пучка электронов в поперечном направлении,
вызванное, по утверждению авторов [ 196 J, остаточным маrнетизмом
никеля и неизвестным внешним электромаrнитным эффектом.
По литературным данным, снижение эффективноrо кпд HarpeBa
изделия при арrонодуrовой сварке меди Мlб с железом (низкоуrле..
родистой сталью) по отбортовке объясняется отклонением дуrи
к железу, характерным для сварки указанноrо сочетания металлов.
При сварке толстолистовых разнородных соединений сталей
12XI8HIOT + 09r2C вследствие действия электромаrнитных сил
проплавление перлитной стали вдвое больше, чем стали 12Х18Н10Т
(немаrнитной); формирование швов при этом неудовлетворительное
(широкий шов с неровной поверхностью и шлаковыми включениями).
Для компенсации маrнитноrо дутья рекомендуется [85] при автома..
u u
тическои и ручнои сварке смещать электрод на одну треть от центра
соединения в сторону аустенитной стали, чтобы обеспечить ее спла..
вление с металлом шва. Для сварки характерно также то, что вслед..
ствие значительноrо различия в коэффициентах линейноrо расшире..
)
ния между соединяемыми металлами возникают большие напря..
жения. Если для qднородных соединений снятие напряжений после
сварки возможно путем термообработки, то для большинства сварных
соединений из разнородных металлов такой способ неприемлем.
Коэффициенты линейноrо расширения двух металлов, подлежа..
щих'W'Oсоединению друr с друrом, должны быть известны и сравнены.
Если установлено, что коэффициенты линейноrо расширения соеди..
няемой пары близки друr к друrу, то какое..либо особое затруднение
во lвремя сварки отсутствует. Если же имеется значительное разли
чие между ними, то эту трудность можно преодолеть более высоким
предварительнБIМ подоrревом металла, обладающеrо меньшим коэф"
фициентом линейноrо расширения. Друrой путь применение
4* 99
)
О)
6>
"
6)
.
/ ./'
. f
в ) )
./
. .
а)
А
о)
ж)
b B
з)
Рис. 43. Технолоrические схемы получения сварных сое инений: между разнородными ме-
таллами: '
а наплавки на свариваемые кромки металлов А и В промежуточноrо металла; 6 ---- Ha
плавка на плоскость; в металлическая вставка; е наложение проволоки; д ---- введение
металлическоrо порошка или флюса; е распыление металла или плакирование 0If.
переходники плоские и 8 трубчатые вставки
I I
z)
I :=: 1
е)
промежуточных металлов"компенсаторов (наплавка на кромки,
вставки и Т. п.) [128]. в решении проблемы сварки разнородных
металлов в настоящее время наметился ряд направлений. Рассмотрим
некоторые технолоrические аспекты сварки разнородных металлов
[901. Сварка разнородных металлов может быть осуществлена
по различным технолоrическим схемам (рис. 43).
Наплавка на свариваемые кромки промежуточноrо металла.
Если при непосредственном соединении под действием теплоты сварки
и термических напряжений образуются трещины, то предварительно
на кромки металла с низкой вязкостью наплавляют промежуточный
материал с высокой вязкостью, после чеrо разнородные металлы
сваривают как одноименньfе. Такой метод успешно применяют, на-
пример, при сварке разнородных сталей, чуrуна со сталью и др.
На рис. 44 приведена схема облицовки свариваемых кромок [32].
Наиболее приемлема облицовка при расположении кромки под уrлом
rov 150 по отношению к вертикали и при таком же уrле наклона элек..
трода, только в друrую сторону. Для придания коррозионной стой-
кости определенному участку детали или изделия, износостойкости
или друrих функциональных свойств часто неоБАодимо наплавить
металл lc особыми свой-
ствами на друrой металл,
такими свойствами не
а)
100
iJ)
I !
бj
8)
Рис. 44. Схема облицовки сваривае-
мой кромки в вертик3.JIЬНОМ положе-
нии:
а ---- выполнение первоrо валика;
6 BToporo валика; в последо
вательность выполнения последую..
щих валиков
обладающим. Для этоrо требуется применять такие режимы /
сварки, чтобы rлубина проплавления была минимальной
(рис. 3, а, б).
Применяют также следующий метод наплавки: на основной Me
талл накладывают заrотовку из леrкоплавкоrо металла. Между за
rотОВКОЙ и электродом возбуждается электрическая дуrа, теплота
которой плавит заrотовку. В результате между дуrой и изделием
создается слой расплавленноrо металла заrQТОВКИ, предохраня
ЮЩИЙ поверхность детали от прямоrо действия на нее дуrи.
При определенных режимах наплавки расплавление поверхности
детали из черноrо металла отсутствует, но поверхность наrревается
до температуры, равной температуре плавления металла заrотовки
или несколько превышающей ее. В этих условиях процесс смачива..
ния стали расплавленным цветным металлом протекает успешно,
и получается качественное сварное соединение.
Металлические вставки. Одним из примеров вставки между соеди"
няемыми металлами служит припой, применяемый при пайке. Но
в данном случае под металлической вставкой подразумевается Tpe
тий металл, хорошо совместимый с обоими соединяемыми металлами
и вставляемый между ними в случае, если непосредственное соеди"
нение выполнить не удается из..за образования интерметаллидов
и сварочных дефектов.
При сварке ниобия со сталью давлением, например, применяют
прослойки из меди, ванадия, никеля. Кроме обычноrо способа, за
ключающеrося в том, что полосообразную металлическую вставку
зажимают между кромками (рис. 43, в), существуют также способы
наложения проволоки на верхние края кромок, введения металли
ческоrо порошка или флюса в зазор между кромками, покрытия
поверхности КР9МОК при помощи плакир.ования или распыления
металла.
Промежуточный слой применяют, например, при диффузионной
сварке и сварке трением с целью избежания образования интерметал
лидов. Этот метод весьма перспективен при соединении разнородных
металлов. Один из методов применения промежуточной вставки
заключается в использовании специально выплавленноrо сплава
(например, никелида титана или бронзы при сварке алюминиевых
сплавов со сталями, ванадиевоrо сплава V8W при сварке титана со
сталью и др.), сваривающеrося с обоими соединяемыми металлами.
Имеются примеры сварки с помощью промежуточных металлов
таких сочетаний: алюминий + никель + сталь типа 18..8 и сталь
типа 18..8 + ванадий + кобальт + сплав ZrSn2 [196]. В первом слу
чае предварительно осуществили соединение алюминия и никеля,
а уже затем к нему была приварена сталь типа 18..8. Во втором слу-
чае последовательно сваривали хорошо совместимые с металлурrи
ческой точки зрения металлы: сплав ZrSn2 + титан; титан + ко-
бальт; кобальт + ванадий; ванадий + сталь типа 18..8.
Успешное соединение алюминия и стали типа!iZ'18..8 одной проме
жуточной вставкой, а той же стали и сплава'fZпSп2 тремя промежу"
точными металлами продемонстрировало приrодность подобной тех..
101
ники с применением электронно..лучевой сварки для соединения
разнородных l\1еталлов, которые не MorYT быть приварены непосред"
ственно друr к друrу.
Переходные соедин ния. В случае, если непосредственное соеди
нение затруднено предварительно одним из способов сварки, обла..
дающим высокой надежностью (например, сваркой взрывом), вы..
полняют соединение разнородных металлов А и В. Такой переходник
вставляют в виде промежуточноrо между металлами А и В и вы..
полняют сварку между ними и промежуточным соединением как
аварку одноименных металлов. Такое промежуточное соединение
называется переходным соединением, или переходной вставкой.
Оно может быть плоским (рис. 43, ж) и объемным (трубчатым).
В работе [32] приведен пример соединения труб из разнородных
сталей G помощью специальноrо переходноrо элемента вставки
«келкаллой». Сплавление разнородных сталей производится автома-
тической наплавкой или заливкой высоколеrированноrо (аустенит-
Horo) металла на сточенный на конус отрезок трубы из менее леrи..
рованной (перлитной) стали. Фирма «Маннесман» предложила изrо..
товлять такие соединения прессовой сваркой труб, предварительно
расточенных на конус. Вставки MorYT быть получены методами
порошковой металлурrии. Они имеют переменный химический состав
при переходе от одноrо металла к друrому.
Расплавление более леrкоплавкоrо из соединяемых металлов.
ОДНИМ из способов сварки разнородных металлов может быть сварка
в 1'вердожидком состоянии, т. е. с расплавлением одноrо из соединя..
емых металлов, имеющеrо более низкую температуру плавления.
Иноrда такой процесс называют сварка..пайка.
Химически прочные связи в таком .соединении образуются в про..
цессе смачивания жидким металлом поверхности твердоrо металла
и послеДующей диффузии. Такой метод сварки возможен для соеди-
нения металлов с большой разницей в температурах плавления
[166]. Например, разработан способ сварки разнор дных металлов
внахлестку [А. с. NQ 484059 (СССР)]. ДЛЯ упрощения оборудования
по предлаrаемому способу подоrрев более туrоплавкоrо металла
и плавление леrкоплавкоrо осуществляют одновременно одним
источником теплоты, располаrаемым со стороны более леrкоплав"
Koro металла.
В работе [196] приведены результаты электронно..лучевой сварки
33 сочетаний разнородных металлов. Толщ'ина соединяемых элемен-
тов 2 и 3 мм. Шов стыковой без скоса кромок. Мноrие соединения
сварены посредством смещения электронноrо луча на 0,5 мм относи-
тельно стыка с целью достичь расплавления металла с более низкой
температурой плавления при незначительном расплавлении друrоrо
металла. Таким способом создано соединение, ранее получавшееся
посредством сварки..пайки. При этом один из металлов пары вы..
ступал в роли присадочноrо металла. Способность методом элек..
тронно..лучевой сварки точно определять место cBapHoro шва и
удобная форма зоны проплавления позволяют хорошо реrулировать
относительные количества обоих металлов в металле шва.
102
Рис. 45. Схема влектроНно-луЧе80Н сваРkИ
разнор ОДНЫХ меТaJlJlОВ:
1 ...... основной металл; 2 медный экран;
3 ...... медная прижимная планка; 4 KpOM J
ка медноrо экрана; 5 смещение элект
pOHHoro луча; 6 ...... уrол отклонения пуч-
ка; 7...... пучок электронов; 8 канавка 2
в планке; 9 подкладная планка
1
Схема электронно..лучевой
сварки в вакууме при дав..
лении 6,66 МПа, максималь..
ной мощности 3 кВт, потен
циале пучка электронов 150 кВ
и сварочном токе 20 мА показана на рис. 45 [196]. Если
свариваются «совместимые» металлы, то медный экран 2 не приме-
няют, а пучок электронов устанавливают перпендикулярно плоско..
сти листа в месте соединения металлов, как показано на рис. 46, а.
Для разнородных металлов, образующих хрупкие, склонные кобра..
зованию трещин сварные швы, пучок электронов смещают rлавным
образом в сторону металла В (рис. 46, б) с целью оrраничения пла..
вления металла А. Если расплавленный верхний уrол металла А
ухудшает качество cBapHoro шва, плавление ero полностью устра..
няют, используя медный экран, как показано на рис. 46, 8. Наблю..
даемый в некоторых случаях непровар корня шва (рис. 46, 2) пред..
отвращают изменением уrла наклона пучка электронов к поверх-
ности листа (рис. 46, д). В большинстве случаев пучок электронов
смещают в направлении Toro металла, у KOToporo температура пла-
вления ниже.
Расплавление более леrкоплавкоrо металла и нанесение покрытий
на поверхность более туrоплавкоrо металла. Сварка разнородных
металлов с расплавлением одноrо из них возможна при условии
CTpororo соблюдения параметров режима, определяющих время кон..
такта меЖАу жидким и твердым металлами. Нанесение на поверх..
ность твердоrо металла покрытий, увеличивающих допустимое время
контакта между твердым и жидким металлами, позволяет расширить
диапазон режимов [166 J. Покрытия, наносимые на поверхность
j 3
1
9
8
в
А
в
\ А
1
,В
а)
А
о)
J
2
А
в
z)
Рис. 46. ПРОфИJlИ швов С раз.личныМ взаимным расположением пучка электронов и со..
единения:
J пучок электронов; 2 медный экран; 3 ---- смещение со стыка пучка электронов; 4 .........
уrол наклона пучка электронов
103
нерасплавляемоrо металла, ДОЛЖНЫ состоять ИЗ э.nемеlIТО:В, не обра-
зующих химических соединений с элементами свариваемых металлов,
и спосdбствовать торможению диффузионных процессов на rранице
контакта соединяемых металлов или повышать пределы взаимной
растворимости элементов, влияющих на образование химических
соединений. Такой метод позволяет расширить номенклатуру соеди-
няемых в разнородном сочетании металлов и расширить допуски на
колебания параметров режима сварки.
Расплавление соединяемых поверхностей. Металлы, образующие
при взаимодействии непрерывный ряд твердых растворов (ниобий
молибден, титан ниобий, ниобий ванадий и др.), но имеющие
существенное различие в теплофизических свойствах, и металлы
с оrраниченной взаимной растворимостью (железо медь, железо
ванадий и др.) MorYT быть сварены между собой с расплавлением
соединяемых поверхностей, однако концентрация элементов в рас-
плаве должна быть cTporo реrламентирована.
Заданную концентрацию соединяемых элементов в металле шва
можно получить смещением источника теплоты в сторону одноrо
из расплавляемых металлов или друrими технолоrическими при..
емами. Необходимую ко центрацию элементов в металле шва можно
получить также, расплавляя отбортованную кромку одноrо из сва..
риваемых разнородных металлов (см. рис. 8).
Разделка кромок. Для сварки разнородных металлов применяют
те же виды соединений, что и для однородных: встык, внахлестку,
в уrол. Однако в конкретных случаях соединения различных пар
металлов имеются особенности, определяемые требованиями к кон..
струкции узла. Для максимальноrо уменьшения количества теплоты,
вводимоrо в зону сварки, уrол разделки кромок уменьшают и ста-
раются выполнять стыковые швы. Это требование противоречит
необходимости максимальной разделки кромки со стороны более
туrоплавкоrо металла, например при непосредственной сварке стали
с алюминием, которая делается в этом случае с тем, чтобы до мини-
мума свести растворение и переход стали (желез*в алюминий.
Рассмотрим соединение стальных труб с алюминиевыми. Часто
для труб из разнородных металлов выбирают телескопические со-
единения. Недостаток TaKoro соединения состоит в том, что какая..
либо механическая ero обработка невозможна, так как нарушается
ero прочность и плотность.
С целью обеспечения возможности двусторонней механической
обработки, позволяющей получить трубное соединение (переходник)
с rладкой внутренней и внешней поверхностью, а также для увели..
чения прочности, улучшения работоспособности и вакуумной плот-
ности cBapHoro соединения предложена несимметричная разделка
кромок с уrлом скоса стальной детали в 1 ,5 2 раза больше, чем
у детали из друrоrо сплава (например, алюминиевой) [А. с. NQ 484944
(СССР) з. Толщина алюминиевой детали должна быть в 2 раза больше
u
стальнои.
На рис. 47, а показано сваренное трубное соединение (патрубок)
с формой разделки кромок, а на рис. 7, б то же после обработки
104
.
2
:!
f
lw k '
о}
Рис. 47. Форма разделки кромок, последовательность наложения шзов (а) и характер шва
после проточки (6) при сварке сrалеалюминиевоrо патрубка
(проточки). Сначала стальную деталь (трубу) подверrают механи-
ческой очистке и алитированию на длине 100 150 мм, а трубу 2
из алюминиевоrо сплава обезжиривают, травят и пассивируют.
Толщина стенки трубы 2 из алюминиевоrо сплава в 2 раза больше,
чем толщина стенки трубы 1. Таким образом, труба 2 должна иметь
наружный диаметр на 4 10 ММ больше диаметра трубы 1, а внутрен-
ний диаметр меньше на 4 lO ММ.
После y или Х образной разделки кромок под уrлом скоса 700
для детали 1 и 400 для детали 2 трубы собирают с зазором 1 ,5 2 мм
на прихватках, расположенных снаружи. Непосредственно перед
сваркой трубы из алюминиевоrо сплава подоrревают до 100 200 ос
и соединяют мноrопроходной арrонодуrовой сваркой вольфрамовым
электродом. UПов 3 сначала выполняют изнутри в последовател -
ности а, б, 8, а затем снаружи в последовательности ё, д, е, ж, з.
После сварки внутреннюю и внешнюю поверхности переходника
протачивают на токарном станке. Применение различных типов
соединений при сварке ниобия со сталью описано в [153 J. Опробова-
ние при сварке прямолинейных и кольцевых швов показало, что
в зависимости от толщины свариваемых металлов наиболее тех но-
лоrичны соединения внахлестку (б 0,5 мм) и встык (б == 0,8 +
+ 1 мм) с отбортовкой кромки или С применением промежуточных
расплавляющихся вставок из стали 12Х 18HIOT (рис. 48).
При сварке со вставками концентрированный источник uarpeBa
направляют на кромку вставки. Б'лаrодаря снижению теплоотвода
для расплавления вставки требуется меньшее количество тепловой
энерrии, чем для расплавления отбортованной кромки. За счет вставки
поrонная энерrия при сварке может быть уменьшена на 20
25 %, что снижает вероятность образования хрупких прослоек в зоне
CBapHoro соединения. .
Остановимся на особенностях сварки конструк.ционных биметал-
лов. Для примера рассмотрим сварку стыковых соединений би
металла титан сталь. В процессе сварки плавлением должно быть
исключено перемешивание в l\1еталле шва титана со сталью. При
меняют два способа (128]: сварку с накладками и без накладок
(С подслоем) . По первому способу требуемая механическая прочность
достиrается зз счет CBapHoro шва OCHoBHoro (стальноrо) слоя. Ha
кладка, привариваемая к плакирующему слою, предназначена
только для создания коррозионной стойкости соединения. ежду
накладкой и сварным швом OCHOBHoro слоя располаrают заполнитель,
105
1 2
1
1 2
M
2
а)
2
5)
Рис. 48. Типы сварных соединении ниобия (В Н2АЭМ) с коррозионно"стоАкой СТaJlЬЮ
(12Х18НI0Т) :
а ...... листовых (б == 0,3е 1 мм, h:::::: 2 2,5 мм,; б кольцевых d == 10 90 мм (б == 0,5
Е! 1 мм, h == 2<:ъ2,5 мм)
u u u
предназначенныи для увеличения коррозионнои стоикости соедине
иия в случае проникания аrрессивной среды под накладку. В каче
стве заполнителя используют серебро, которое хорошо сплавляется
с титаном, л rкоплавкие припои или полимеры типа эпоксидных
смол, выбор состава которых определяется аrрессивной средой.
по второму способу технолоrия сварки биметалла предусматри
вает раздельную сварку титана и стали без ухудшения структуры
rраничной зоны. Для этоrо в плак;ирующем (титановом) слое в паз
укладывают тонкую прокладку из туrоплавкоrо металла (ванадия,
ниобия), а на нее присадочную проволоку из титана, 'диаметр
которой зависит от толщины слоя. Сварку oCHoBНOro слоя выпол
няют на режимах, исключающих протекание.превращений в rранич
ной зоне биметалла. При сварке плакирующеrо слоя дуrу напра
вляют по оси уложенной проволоки, при расплавлении которой
обра;зуется шов. Так как температура туrоплаВК9rо металла (ниобия,
ванадия) выше температуры плавления титана и прямое воздействие
дуrи на прокладку отсутствует, последняя проплавляется лишь ча..
u
стично и тем самым препятствует взаимодеиствию титана со сталью
и образованию хрупких фаз.
Сварку биметалла ВТ1..0 + Ст3, прокатанноrо с подслоем BaHa
дия в вакууме при толщине слоев: стали 8 ММ, титана 2 мм, BЫ
полняют следующим образом: со стороны стали биметалл сваривают
вручную электродами УОНИ 13/45, со стороны титана aproHo
дуrовой сваркой вольфрамовым f)лектродом с присадочной проволо
кой ВТ1..0 диаметром 1 мм. Для стальноrо слоя (б == 8 мм) выпол
няют V..образную разделку с уrлом раскрытия 600; со стороны пла..
кирующеrо слоя снимают титан на расстоянии 3 мм от оси стыка.
106
1tля предохранения от окисления титана при сварке стальноrЬ
слоя обратную сторону шва защищают aproHoM. После сварки сталь..
Horo слоя места наложения швов со стороны титана зачищают до ме..
таллическоrо блеска. Режим сварки: /СВ == 120.+130 А; Ид == 25+
+26 В; диаметр электрода 3 мм; V CB == 7 м/ч. При наложении пер..
Boro шва со стороны стали требуется строrий контроль режима.
Для полноrо проплавления стальноrо слоя необходима поrонная
энерrия /'ov 10,45 кДж/см. При налож нии BToporo шва на сталь
каких..либо превращений в rраничной зоне биметалла не проис..
ходит, так как HarpeB в этой зоне не превышает 880 ос. Режим сварки
второrошва: /СВ == 170+180А; Ид == 25+26B;v CB == 7м/ч;диаметр
электрода 4 ММ. При сварке со стороны титана в rраничной зоне б ..
металла превращений также не происходит. Режим арrонодуrовой
сварки титана: /СВ == 160+170 А; Ид == 10+12 В; диаметр вольфра..
MOBoro электрода 3 мм; диаметр присадочной проволоки 4 мм; по..
rонная энер ия 5,4 кДж/см; расход aproHa для защиты дуrи 8
10 л/мин, шва 3 4 л/мин; диаметр сопла rорелки 18 ММ.
Ilриведенная технолоrия обеспечивает полное проплавление
стальноrо, несущеrо слоя и неполное плакирующеrо. При тол..
щине титана 2 мм rлубина проплавления плакирующеrо слоя 1,7
1,8 мм. Структура шва со стороны стали ферритноооперлитная, мелко..
зернистая, со стороны титана иrольчатая. Временное сопротивле..
ние сварных соединений бим€талла 395 405 Па при значении
BpeMeHHoro сопротивления биметалла 435 440 Па. При испытании
на изrиб (диаметр оправки равен двум толщинам биметалла) плаки"
рующим слоем внутрь сварные образцы биметалла обеспечивают
уrол изrиба 180°. Сварные соединения биметалла титан сталь
характеризуются высокой коррозионной стойкостью.
r ЛАВА 111
Сварка сплавов ОДНОЙ основы
СВАРКА 'СТАЛЕЙ РАЗЛИЧНЫХ КЛАССОВ,
А ТАКЖЕ СТАЛИ С чуrуном
Комбинированные сварные конструкции из разнороднь х сталей
применяют в различных отраслях народноrо хозяйства и прежде
Bcero в энерrетическом, химическом, нефтяном машиностроении,
а также в новой технике. Перспективная область их применения
биметаллические изделия, в которых из леrированных сталей изrо-
товляются лишь тонкие облицовочные слои, контактирующие с arpec
сивной средой [32, 48]. Соединения разнородных сталей используют
также при изrотовлении трубопроводов различных диаметров (от
нескольких миллиметров до метра и более), узлов двиrателей, режу
щеrо инструмента, корпусов наеосов и задвижек АЭС и друrих KOM
бинированных деталей.
107
(
Рис. 49. NlИКРQструктура в зове сплавления аустенитной стали с неаустенитноА:
а ---- nOCJIe сварки; 6 ---- после выдержки при температуре 600 ос в течение 24 ч (Х 50)
Характерная особенность сварных соединений разнородных
сталей химическая, структурная и механическая неоднородность.
При сварке сталей разных структурных классов из за существен-
Horo различия их коэффициентов линейноrо расширения в стыках
будут возникать поля собственных напряжений, не снимаемые термо-
обработкой. При длительной эксплуатации cBapHoro соединения
таких сталей в условиях высокой температуры в зоне сплавления
может измениться структура соединяемых металлов с образованием
прослоек, создающих известную структурную неоднородность. Осо-
бенно четко эта неоднородность проявляется в соединениях аусте-
нtITHЫX сталей с неаустенитными (рис. 49).
Изменение структуры сплавляемых металлов может быть на-
столько сильным, что существенно снизятся их статическая и цикли-
ческая прочность и пластичность. В результате cOBMecTHoro действия
термических и рабочих напряжений от давления, а также остаточ-
ных сварочных напряжений и при наличии хрупких прослоек в соеди-
нении может произойти преждевременное (аварийное) разрушение
cBapHoro соединения [4, 48] . Указанные факторы оказывают заметное
влияние на выбор материалов конструкции, технолоrию ее изrотов-
ления и эксплуатационную надежность. Наиболее обстоятельно
основы дуrовой сварки разнородных сталей рассмотрены в работах
[48, 120, 121]. За последнее время опубликовано MHoro новых работ,
посвященных различным вопросам этой проблемы: новым сочетаниям
сталей различных толщин, применению электронно лучевой, диффу
зионной сварки, сварки трением и взрывом, электрошлаковой, rазо-
прессовой и друrих способов. Для решения конкретных производ-
ственных задач разработано большое количество присадочных метал-
лов (проволок, электродов) и создаются новые.
Механические свойства (статическая и циклическая прочность)
сварных соединений разнородных сталей в значительной мере зави-
сят от структурной и химической неоднородности зоны сплав
ления. Наибольшее влияние оказывают обезуrлероженная и на..
уrлероженная диффузионные прослойки. Их образование может
быть связано с термическим воздействием процессов наплавки и
сварки, эксплуатационными наrревами и технолоrическими, улуч-
108
..Q
с)
.::::t
(..)
о
120
2'10
560
мкм
Рис. 50. РаrпредеJlение уrJlерода в зоне сплавления соединений с аустенитным метаЛJlОМ
шва:
а q/v == 40125 кДж/м; 6 q/v == 50 000 кДж/м; в q/v == 50 000 кДж/м (наклонный
электрод); а q/v == 44 583 кДж/м (удлиненный электрод)
шающими структурное или напряженное состояние таких соеди-
нений.
Указанная неоднородность представляет собой обезуrлероженную
прослойку в менее леrированном металле и науrлероженную в более
леrированном. Образование этих прослоек обусловлено диффузией
уrлерода из менее леrированноrо металла в более леrированный, вы-
зываемой различием в них термодинамической активности этоrо эле-
мента [33, 120]. Принято считать, что факторами, способствующими
образованию такой структурной неоднородности в зоне сплавления
разнородных сталей, являются химический состав сплавляемых
металлов (особенно содержание в них уrлерода и элементов, обра-
зующих карбиды), а также HarpeB зоны сплавления до температуры,
вызывающей заметную миrрацию уrлерода.
Химическая неоднородность зоны сплавления соединении средне-
леrированной стали 30Х2Н2М с аустенитным металлом шва изучена
в работе [172]. Использовали обычные и форсированные режимы
в сочетании с наклоном электрода и удлинения ero вылета в целях
уменьшения проплавления металла. Автоматическая сварка образ-
цов с разделкой кромок rлубиной 25 мм выполнялась аустенитной
проволокой CB 08X20H9r7T диаметром 5 мм под флюсом AH 22.
По данным микрорентrеноспектральноrо анализа, наиболее высокое
содержание уrлерода в зоне сплавления наблюдалось при автоматиче-
ской сварке на форсированном режиме при вертикальном расположе-
нии электрода (рис. 50, 6), а наименьшее на умеренных режимах
(рис. 50, а). Уже в процессе сварки происходило неравномерное
распределение уrлерода в зоне сплавления таких сварных соединений:
скачкообразное повышение содержания уrлерода и образование ми-
крохимической неоднородности в виде карбидной сетки, снижающей
109
механические свойства этой зоны. Развитие микрохимической неод-
нородности существенно зависит от режима и условий сварки.
Для уменьшения диффузии уrлерода в зону сплавления и сни-
жения вредноrо действия образующейся в этой зоне карбидной сетки
рекомендуется [172] применять умеренные режимы сварки. При не-
обходимости сварки на более производительных форсированных
режимах следует сочетать их с приемами, снижающими долю OCHOB
Horo металла в шве.
В работе [91 ] показано, что фактором, способствующим диффузии
уrлерода в зоне сплавления разнородных сталей, может быть также
электроперенос этоrо элемента под действием возникающих при на-
[реве контактной разности потенциалов. Для зоны сплавления
разнородных сталей (если они заметно отличаются друr от друrа
своими коэффициентами линейноrо расширения) характерно наличие
в ней напряжений [48, 73]. Значительные напряжения обнаружи-
ваются не только в состоянии после сварки, но и при HarpeBe соеди-
нения до температуры, при которой оно должно эксплуатироваться,
а также после термообработки, с помощью которой в так называемых
однородных соединениях они, как правило, полностью снимаются.
Наличие же напряжений в металле в значительной степени сказы
вается на процессах диффузии в нем. Возникающие в металле напря-
жения создают такие концентрационные токи, которые MorYT вызвать
даже восходящую диффузию, т. е. направленную в сторону большей
концентрации элемента.
Установлено, что на диффузионный процесс влияют только те
напряжения, которые существуют в момент ero протекания. В этом
отношении весьма интересны эксперименты, показывающие, что на-
пряжения в предварительно растянутом или изоrнутом металле не
влияют на скорость диффузии, так как они исчезают уже при HarpeBe
до температуры, не вызывающей еще заметной диффузии. Напряже
ния же от деформации, вызываемой различием коэффициентов ли-
нейноrо расширения тесно контактирующих материалов, существенно
увеличивают скорость диффузионных процессов.
Автор работы [33] проводил сравнение микроструктуры после
длительноrо HarpeBa и распределения уrлерода в зоне сплавления
на торце и в середине образца из биметалла, представляющеrо собой
высоколеrироваНН IЙ металл, наплавленный на обычную уrлероди-
стую или низколеrированную сталь.
ПРиlнаrреве TaKoro образца в сечении, совпадающем с ero торцом,
ДОЛЖНО ;.- быть доведено до минимума сопротивление тепловому рас-
ширению высоколеrированноrо металла со стороны менее леrирован-
Horo, в силу чеrо возникающие при этом в зоне сплавления напряже-
ния (растяrивающие со стороны менее леrированноrо металла и
сжимающие со стороны более леrированноrо) снижаются до нуля.
В сечении, проходящем через середину исследуемоrо образца, в зоне
сплавления MorYT быть значительные напряжения. Следовательно,
при HarpeBe TaKoro образца напряжения в зоне сплавления от ero
торца к середине MorYT существенно изменяться, что должно заметно
повлиять на интенсивность протекающих здесь диффузионных про-
110
Рис. 51. Распределение уrJlерода
(в среднем сечении) в зоне сплавле
пия, полученное послойным спект-
ральным анализом
С,%
Сталь 20
46
цессов. В результате на
торце и посередине об
разца структурная He
однородность и распре
деление уrлерода в зоне
сплавления имеют различ
ный характер (рис. 51).
Как видно из рис. 51,
rдеприведено распределение уrлерода, выявленное послойным спек-
тральным анализом, в среднем сечении образца по сравнению с ero
торцом имеется значительно большее увеличение количества уrлерода
со стороны аустенитноrо металла и уменьшение ero со стороны
стали 20. Это показывает, что одним из факторов, способствующих
образованию структурной неоднородности в зоне сплавления разно
родных сталей при HarpeBe, являются напряжения в этой зоне, BЫ3Ы
ваемые различием коэффициентов линейноrо расширения сплавлен..
ных металлов. В сварных соединениях разнородных сталей эти коэф--
фициенты необходимо сближать не только с целью снижения напря
жений в соединении при ero эксплуатации в условиях высокой тем..
пературы, но и для стабилизации структуры в зоне сплавления [33 ].
в работе [67] установлено, что степень развития неоднородности
в мноrослойном шве может меняться по ero высоте: от корня до HeKO
торой высоты уменьшаться, после чеrо снова увеличиваться к послед-
нему слою. Такое изменение степени развития неоднородности при
мноrослойной сварке связано с образованием различной по высоте'
шва структуры в прилеrающих к аустенитному шву участках пер..
литной стали, сопровождающееся изменением распределения уrле-
рода между твердым раствором и карбидными соединениями. Помимо
известных способов стабилизации структуры в зоне сплавления, ре..
комендуется применять также теРМQобработку, предназначенную
для сварки перлитной стали, обеспечивающую максимально допусти-
мую коаrуляцию карбидных соединений, или использовать режимы
сварки, при которых в участке перлитной стали, примыкающем
к аустенитному металлу, создаются условия для распада мартенсита
с образованием перлитной структуры и максимальной коаrуляции ее ,
карбидной составляющей.
Остановимся еще на следующем факторе, обусловливающем об-
разование переходноrо слоя в зоне сплавления разнородных сталей.
По современным представлениям: [120] ero возникновение связано
с недостаточным перемешиванием жидкоrо металла сварочной ванны
у ее rраницы. Ширина переходноrо слоя в зоне сплавления металлов,
существенно отличающихся по химическому составу, составляет
O,2 O,6 мм. Спектральным анализом эти пределы уточнены, и пред..
ложено считать, что при обычных режимах ручной и полуавтомати-
ческой сварки ширина переходноrо слоя Б зоне сплавления pa3HOpoд
ных сталей составляет O,25 0,5 ММ.
1f
2
о
0,5
O
1,5
2,0
2,5 [,ММ
111
В работе [115], выполнен-
ной с применением электрон..
Horo микрозонда и расчетным
путем, при дуrовой сварке элек
тродной проволокой на режи-
мах, используемых для соеди..
нения разнородных сталей, ши-
рина переходноrо слоя в зоне сплавления аустенитноrо металла
с перлитной сталью получена O,06 O,16 ММ.
Расчетная ширина переходноrо СЛОЯ 1 если она определяется ис-
ходя из скорости движения жидкоrо металла в поrраничном слое и
вычисляется с учетом особенностей сварочной ванны, находится в пре-
делах, соизмеримых с полученными к настоящему времени экспери-
ментальными данными. Предупредить или существенно уменьшить
структурную неоднородность в зоне сплавления, аустенитной стали
с неаустенитной можно в том случае, если с последней будет сплав-
ляться аустенитньiй металл с высоким содержанием никеля или сплав
на никелевой основе [34, 48, 121 J. Чем выше леrирование проволоки
никелем при прочих равных условиях, тем м ньше ширина переход-
ной зоны и концентрация уrлерода в ней (рис. 52). Уменьшение
ширины прослоек с ростом содержания никеля в шве можно объяс-
нить тем, что никель, являясь rрафитизатором, снижает устойчивость
карбидов и тем самым способствует повышению содержания раство-
peHHoro уrлерода. f
Увеличение же содержания никеля в металле cBapHoro шва спо-
собствует образованию rорячих трещин в нем. Кроме Toro, никель
дефицитный металл. В связи с этим представляет интерес установле
ние оптимальноrо содержания никеля в аустенитном металле, сплав-
ляемом с неаустенитным. Исследования [34, 121] показали, что co
держание никеля в аустенитном металле, необходимое для предупре
ждения структурной неоднородности в зоне сплавления ero с Heay
стенитным, зависит от эксплуатации cBapHoro соединения. На этом
основании предложено [34] все, сварные соединения разнородных CTa
лей разбить на следующие четыре rруппы в зависимости от темпера-
туры эксплуатации: 1) до 350 ос (соединения, включающие обычную
уrлеродистую сталь Ст3); 2) при 350 450 ос (качественные уrлеро-
дистые стали или низколеrированные с высоколеrированными); 3) при
450 550'OC (среднелеrированные хромомолибденовые стали с высо-
колеrированными); 4) выше 550 ос (среднелеrированные хромомолиб-
денованадиевые стали с высоколеrированными).
Для каждой из указанных rрупп установлено оптимальное co
держание никедя в аустенитном металле [34, 48]. Для соединения
N i, о;{, б-
а
t:li: 6
60
I
3
1:j
'10
20
::::t
:t::
о
112
Рис. 52. Влияние содержания никеля в ме-
талле аустенитноrо шва на ширину хруп"
ких мартенситных прослоек в зоне сплав-
ления:
а основной металл низколеrирован-
ная сталь; б аустенитный шов; в зона
промежуточных составов; 1 шов типа
08Х18Н9; 2 шов типа Х15Н25М6; 3
шов из сплава на никелевой основе
.......,.....П..I. \
. . .,:-.... - . .....
-::. ..:: ::> < {.>}
.-...................-.......
.....................:.......;.:.
. ......,;....,.....
.... ...Х'...:';';:-..:-. .......
.. ..... .../...........:.::.:.»..:...:. ::
.'.: -:.:::: -:.:: ::: : ::::::::}: :=;::=: ::-:: :::?
.:.:-....:-:....-..:-...-:......-.-.
......:.:.:->.....-.....-.-.....:
. - - ..........:-:.:.:.:".:-. ....
....
>:<.:-:-'.:.Y. .-:..'.'-. :.:
:::::::: ::::: ?: + :::::
.. <:i '?i ;!!;
Рис. 53. Микроструктура зоны сплавления уrлеродистой ста.'IIИ Ст3 с аустенитным метаJl
лом, содержащим никель, после выдержки 300 ч:
а 11 % при 350 ос; б 25 % при 450 ос (Х 75)
сталей, Р,аботающих при температурах 350 450 ОС, содержание ни-
келя в шве должно быть 19 %, при температурах 450 550 ос
31 % и при температурах выше 550 ос 47 %. Такое содержание
никеля в швах, эксплуатируемых при указанных температурах, спо
собствует снижению вероятности образования малопластичных струк-
турных неоднородностей, диффузионных прослоек, а также тормо-
жению их роста. С учетом этоrо разработаны соответствующие про-
волоки: ЭП622 (Х25Н25М3), ЭП673 (Х25Н40М7), ЭП606 (Х25Н60М10)
и электроды на этих проволоках АНЖР 3, АНЖР 2 и АНЖР l.
Разработанные проволоки обеспечивают металл шва, который исклю
чает образование структурной неоднородности даже в зоне сплавле-
ния с такой нестабильной в части связывания yr лер ода сталью, как
обычная уrлеродистая сталь Ст3,. если сварные соединения Harpe-
ваются в пределах указанных выше температур (рис. 53).
Сварка перлитных сталей с аустенитными. Сварке аустенитных
сталей с перлитными посвящено большое количество исследований,
в которых даны рекомендации по выбору аустенитных при садочных
материалов, способов сварки, по технике выполнения операции
сварки и т. п., приведены результаты эксплуатации таких соедине-
ний [32, 48, 121 и др. J. Работы в этой области относятся к сварке
со динений сравнительно небольших толщин, эксплуатируемых при
нормальной и повышенных температурах. Сварке разнородных ста-
лей толщиной 50 мм при низких температурах посвящена работа [85].
При соединении разнородных сталей перлитноrо и аустенитноrо
классов рекомендуется кромки перлитной стали подверrать предва-
рительно наплавке аустенитными электродами, а сварку вести элек-
тродной проволокой с большим запасом аустенитизирующих элемен
то в с предварительным или сопутствующим подоrревом.
Влияние ширины обезуrлероженной диффузионной прослойки,
образующейся в зоне сплавления, на долrовечность сварных соеди
нений разнородных сталей изучено в работе [160]. Исследовали
сварные соединения из сталей 20 + 12Х18НI0Т с промежуточной
наплавкой на сталь 20, выполненной проволоками CB 1 ОХ 16Н2М6
(первые три слоя) и CB 04XI9HI1M3. Образцы для испытаний Bыpe
113
Р7 МПа
350
300
250
200
150
10/f 105 106
tgN
о
107
N
10 S
о
0,2
0,4-
0,6 h,MM
Рис. 54. Кривые УСТaJlОСТИ образцов CBapHoro
соединения (1) разнородных сталей в исходном
состоянии и OCHoBHoro металла..... сталь 20 (2)
Рис. 55. Долrовечность cBapHoro co
единения разнородных сталей в завп
симости от ширины обезуr.1lероженноА
зоны (О' ==: :f:: 250 М Па)
зали из сварных соединений труб с толщиной стенки 16 мм, выпол-
ненных арrонодуrовой сваркой вольфрамовым электродом с приме-
нением присадочной проволоки CB 04XI9HIIM3.
ДЛЯ получения диффузионной обезуrлероженной прослойки
сварные соединения подверrали изотермическому HarpeBY в течение
2, 10, 50 и 100 ч при температуре 700 ос, при которой наиболее интен-
сивно протекают диффузионные процессы, связанные с перераспре-
делением уrлерода на rранице сплавления. _
Исследование влияния ширины обезуr лероженной зоны на долrо..
вечность 'сварных соединений разнородных сталей проводили на
rладких цилиндрических образцах в условиях чистоrо KpyroBoro
изrиба. Средняя долrовечность образцов в исходном состоянии
после сварки при ,напряжении 250 МПа составляла 5,5.105 циклов
наrружения, в то время как долrовечность стали 20 составляла 106
циклов наrружения. Сравнительные усталостные испытания свар-
Horo соединения разнородных сталей в состоянии после сварки и ос..
HOBHoro металла стали 20 показали (рис. 54), что предел оrр ничен" I
ной выносливости cBapHoro соединения примерно на 20 % ниже
предела оrраниченной выносливости стали. Данные по изменению
циклической долrовечности соединения сталей 20 + 12Х18НI0Т
в зависимости от толщины обезуrлероженной прослойки представлены
на рис. 55 (приведены результаты средних значений по испытаниям
трех образцов). Из рис. 55 видно, что с увеличением ширины зоны
свыше 0,15 мм (до 0,4 мм) циклическая долrовечность резко падает.
Дальнейшее увеличение ширины зоны вплоть до 0,8 мм практически
не изменяет циклической долrовечности cBapHoro соединения. Ана-
лоrичная зависимость получена при изучении циклическойдолrовеч.
ности сварных соединений сталей Ст3 + 40Х.
Металлоrрафическими исследованиями показано, что в области
обезуrлероженных прослоек, при которых наблюдается резкое сни-
жение долrовечности, распространение усталостной трещины проис-
ходит по rраницам зерен феррита. При образовании в обезуrлеро
женной зоне крупных зерен феррита (в виде монокристаллов) YCTa
лостное разрушение происходит поперек их, в стороне от rраницы
сплавления,
1!4
Выбор соединяемых сталей необходимо связывать с условиями
дальнейшей эксплуатации такой композиции. В судостроительной
промышленности, например, наибольшее распространение из MHoro-
елойных материалов получают биметаллы, изrотовленные различ-
ными методами наплавки изделий, например Ст3 + 08Х 18Н9;
Ст3 + 07X25H12r2T; Ст3 + 10Х16Н25М6; Х2НIМ + 10Х16Н25М6.
Работа таких изделий связана с периодическими колебаниями Harpy-
зок и температур. При таких условиях в переходном слое биметалла
образуются четко различимые зоны обезуrлероживания и науrлеро-
живания.
Влияние повторно-статическоrо наrружения и количества тепло-
смен изучали при максимальной температуре 650 0 С, охлаждения
300 ос [73]. Совместное действие циклических наrружений и HarpeBa
оказывает наибольшее влияние на образование зон обезуrлерожи-
вания в основном металле и науrлероживания в наплавленном. Для
стали, содержащей карбидообразующие элементы (Х2НIМ), наблю-
дается некоторое снижение скорости образования этих зон, однако
характер полученных зависимостей остается практически одинако-
вым. Наличие же карбидообразующих элементов Ti, Cr в наплавлен-
ном металле увеличивает скорость образования диффузионных
зон. Максимальное значение диффузионной зоны науrлероживания
достиrается при наrрузке, равной 0,5а в при 650 ОС.
Исследование влияния развитой диффузионной зоны на работо-
способность биметалла показало, что диффузионная зона не чувстви-
тельна к статическому наrружению. Результаты усталостных испы-
таний показали снижение циклической долrовечности биметалла,
прошедшеrо термоциклирование. В сравнении с исходным биме-
таллом Ст3 + 07X25H12r2T выносливость биметалла после термо-
циклирования снизилась на 35 37 %, после изотермической BЫ
держки, равной принятой при термоциклировании, на 26 28 %.
Место зарождения усталостной трещины, как правило, отмечалось
в развитой диффузионной зоне. Таким образом, указанную склонность
композиционноrо материала необходимо учитывать при разработке
технолоrическоrо процесса наплавки и сварки разнородных по струк-
турному классу сталей.
Эксперименты по сварке стали 12Х18НI0Т со сталью 09f2C про-
водили применительно к ректификационной колонне с толщиной
стенок корпуса до 50 мм, диаметром 3200 мм [85]. Климатические
условия монтажа колонны предполаrают возможность нахождения
разнородноrо соединения в наrруженном состоянии при темпера..
турах до 55 ОС.
В работах [40, 41] приведены результаты исследования элек-
тронно лучевой сварки сталей перлитноrо и аустенитноrо классов.
При электронно-лучевой сварке без присадочной проволоки узкий
(ножевой) сварной шов формируется блаrодаря сплавлению свари
ваемых металлов. Учитывая леrкость управления электронным луЧО I,
можно в различной степени оплавлять КРО11:КИ свариваемых сталей
разных структурных классов, получая металл шва различноrо хими-
115
ческоrо состава. При сварке пластин б == 6 мм из сталей 12Х 18НI0Т
и 12ХIМФ изменения химическоrо состава металла швов, выполнен
ных с различной степенью смещения электронноrо луча, влекут за
собой и изменения структуры металла шва и зон сплавления. Метал
лоrрафические исследования показали, что смещение электронноrо'
луча оказывает заметное влияние на ширину участков переходноrо
состава; изменяя ее с 0,065 мм в швах, выполненных при расположе
нии электронноrо луча по стыку пластин, до 0,02 мм в швах, выпол
ненных со смещением электронноrо луча на сталь 12Х18НI0Т.
Участки переходноrо состава выявляли после выдержки пластин
в течение 300 ч при 600 ос.
Испытания сварных образцов на растяжение свидетельствуют о
получении качественноrо соединения. Разрушение происходило
вдали от шва, по основному металлу одной из свариваемых сталей.
Сварные соединения сталей 12Х18НI0Т и 12ХIМФ, выполненные
при смещении электронноrо луча на аустенитную сталь, и соедине
ния, выполненные без смещения, были испытаны на длительную
прочность при 600 ос. Испытания показали, что предел длительной
прочности соединений, выполненных при смещении луча на aYCTe
нитную сталь, превосходит предел длительной прочности стали
12ХIМФ. В случае расположения электронноrо луча по стыку пла-
стин наблюдается снижение предела длительной прочности. Таким
образом, для получения качественноrо cBapHoro соединения из раз
нородных сталей с помощью электронно-лучевой сварки необходи о
стремиться к тому, чтобы металл шва содержал по возможности
больше аустенитизирующих элементов, чеrо можно достичь при CBap
ке без присадочноrо металла путем смещения электронноrо луча в CTO
рону аустенитной стали.
Сопоставление показателеи механических свойств сварных соеди-
нений, выполненных. электронно лучевой сваркой и ручной дуrовой "
сваркой, показывает, что при электронно лучевой сварке механи-
ческие свойства выше.
Изучена свариваемость хромоникелевой стали 20ХН3А с уrлеро-
дистыми сталями 20, 35 и У8А rазопрессовым способом, трением
[96], а также разработана технолоrия сварки трением быстрорежу-
щих сталей Р6М5, P6l\t13, Р12, Р9М4К8, РI8Ф2К8М, Р9К5, Р9КI0,
Р9Ф5, Р14Ф4 (диаметры 10 70 мм) со сталями 45 и 40Х дЛЯ изrо
товления режущеrо инструмента [158, 174].
Сварка разнородных сталей высокой прочности (литых С дефор-
мированными) [82]. За последнее время наряду с уrлеродистыми
мартенситными сталями типа зохrСН2А широкое распространение
в промышленности получили высокопрочные коррозионно стойкие
стали, относящиеся к мартенситному [О8Х15Н5Д2Т (ВНС-2),
06Х14Н6Д2МБТ (ЭП817), 08Х14Н5М2Д2Л (ВНЛ 3)], мартенситно
стареющему [О3ХIIНI0М2Т (ВНС-17), 03Х12Н5М6К13Л (ВНЛ 8)]
и переходному аустенитно мартенситному [lХ15Н4АМ3 (BHC 5),
13ХIIН5М5Л (ВНЛ 5)] классам. Для получения экономичных свар-
ных конструкций требуется использование различных сочетаний ука-
занных сталей и в первую очередь литейных и деформированных.
116
в 10 же время необходимость сnаркй такиХ сочетаний в предвари"
тельно термически обработанном состоянии определяет существенное
снижение прочностных свойств соединений вследствие неблаrоприят-
НЫХ изменений в околошовной зоне, а также из за применения низко
прочных присадочных материалов аустенитноrо класса. В связи
с этим в работе [82] определены рациональные сочетания указанных
сталей в сварных конструкциях, а также возможность повышения
их свойств за счет использования более высокопрочных присадочных
металлов и специальных операций термообработки.
Исследование свойств зоны термическоrо влияния показало, что
характер происходящих изменений сходен в пределах одноrо класса,
но резко отличается в сталях различных классов. Для околошовной
зоны стали зохrСН2А типичны участок подкалки, твердость кото-
poro превышает показатели OCHoBHoro металла, и участок понижен-
ной твердости, соответствующей структурам неполной закалки и вы..
cOKoro отпуска (рис. 56, а). Последний обычно является слабым зве-
ном cBapHoro соединения, однако в условиях сложноrо напряжен-
Horo состояния возможны и хрупкие разрушения участка подкалки
из за ero пониженной вязкости.
При сварке коррозионно стойких сталей мартенситноrо класса
образующийся в зоне подкалки мартенсит не приводит к увеличению
твердости, а прочность при повышенных температурах таких сталей
обусловливает незначительное падение твердости в зоне BbIcoKoro
отпуска относительно исходных значений (рис. 56, 6). Ударная вяз
кость на участке от зоны сплавления по зоне термическоrо влияния
при этом падает незначительно. Поэтому зона термическоrо влияния
таких сталей фактически не имеет «участка слабины».
При сварке мартенситно стареющих сталей участок минимальной
прочности также примыкает к зоне сплавления, а образующийся мар-
тенсит является безуrлеродистым. По мере удаления от зоны сплав-
ления твердость монотонно возрастает на участке, соответствующем
переходу от перестаренноrо состояния к состаренному (рис. 56, в).
Величина ударной вязкости падает.
Наиболее сложный характер изменения механических свойств
присущ зоне термическоrо влияния сталей переходноrо класса, rде
наблюдаются два участка пониженной твердости (рис. 56, 2). Первый
примыкает непосредственно к сварному шву и соответствует зака..
ленной мартенситной структуре с большим количеством остаточноrо
аустенита. Второй соответствует HarpeBY до температур закалки и
BbIcoKoro отпуска, при которых происходит частичный а у-переход
с образованием стабильноrо аустенита и отпуском сохранившеrося
мартенсита.
Таким образом, из рассмотренных высокопрочных сталей наи
большее ослабление зоны термическоrо влияния при сварке присуще
стали зохrСН2А, а также сталям переходноrо аустенитно мартен-
ситноrо класса. Поэтому использование указанных сталей в разно-
родном сочетании (сварка в термообработанном состоянии) наименее
блаrоприятно. В случае использования сталей типа зохrСН2А по
ложение осложняется также низкими показателями технолоrиче-
117
Н/(с
.
ан, КДЖ/М
е- О
\
'i-O
20
а н , кДж! м 2
WO 20
"00
10
О
ННС
200 10
5 10 15 мм О 5 5) 10
а ан, кДж/м 2 . HRC
200
15 мм
ан, КДЖ/М 2
\
\,. ;T .
'40. 800
..s
20 20 400
10 200 10 200
О 5 8) 10 15 мм О 5 z) {О 15 мм
Рис. 56. Характер изменения твердости (СПJlошные линии) и ударной вязкости (штриховые
.пивии) в зове термическоrо вJlияния высокопрочных ста.лей то.лщиной 20 мм П:РИj.,ручвой
АрДЭС:
марка стали: 1 --- зохrСН2А; 2 08Х14Н5М2Д2Л (ВНЛ 3) 3 ---- 06Х14Н6Д2МБТ (ЭП617):
4 ---- 03Х12Н5М6К13Л (ВНЛ-2); 5 ---- 03Xl1 HIOM2T (BHC 17); 6 ---- lЗХ11 Н5М5Л (ВНЛ 5);
7 ...... 1 X15H4AM3 (BHC 5); нулевая точка соответствет началу зоны сплавления
ской прочности при сварке. В этом отношении наиболее рационально
использовать низкоуrлеродистые коррозионно"стойкие стали мартен..
ситноrо класса, сочетающие высокие показатели технолоrической
прочности по сварке с незначительными изменениями механических
свойств в околошовной зоне соединения. В настоящее время
отработана технолоrия сварки сталей 08Х15Н5Д2Т (BHC 2),
06Х14Н6Д2МБТ (ЭП817), 08Х14НМ2Д2Л (ВНЛ..3) в предварительно
термообработанном состоянии как однородных, так и разнородных
сочетаний с применением при садочной проволоки идентичной си-
стемы леrирования марки Св-О3Х12Н9М2С-ВИ (ЭП659А..ВИ),
обеспечивающей получение соединений со свойствами, близкими
к свойствам OCHOBHoro металла (табл. 8).
Применительно к сварке низкоуrлеродистых мартенситных сталей
со сталями переходноrо аустенитно мартенситноrо класса использо-
вание высокопрочной мартенситной присадочной проволоки марки
CB 03X 12Н9М2С..ВИ оrраничено малыми (до 3 мм) толщинами, для
118
Таблица8
Механические свойства сварных соединений литой стали 08Х14Н5М2Д2Л (ВНЛ-3)
в сочетании с деформированными сталями 06Х14Н6Д2МБТ (3П817)
и 03ХI1НI0М2Т (ВНС-17) (ручная АрД3С с присадочной проволокой
марки Св-О3Х12Н9М2С-ВИ)
ав, МПа,
при температуре, ос
ан, кДж/м:'
при температуре, ос
Свариваемые
металлы и толщин а
соединения
$,
%
а О
шов
зона
сплавле-
ния
+20 +300 70 196
+20 70 +20 70
б
ВНЛ-3 + ЭП817 1220 950 1250 1450 52 160 120 93 70
== 4,6 мм 12 92
ВНЛ-3 + ВНС-17 1080 930 1200 58 180 130 110 87 67
б == 2,2 мм 11 84
ан, кДж/м 2 ату, кДж/м 2 при температуре, ос
при темпе
ратуре, ос
Свариваемые зона зона о
карбидных шов зона карбидных
металлы и толщин а выделений сплавления выделений :s:
соединения =r
е1
01
O
+20 70 +20 70 +20 70 +20 70 и.....
:s: .
::r:<:
ВНЛ-3 + ЭП817
б === 4,6 мм
91
90
85
74
98
89
75
74
47
48
43
42
39
33
13 20
ВНЛ-3 + BHC 17
б == 2,2 мм'
78
10
62
70
45
45
48
51
40
36
46
47
36
39
20 40
При м е ч а н и е. В числителе даны значения ударной вязкости СО стороны литой,
в знаменателе деформированной стали. ату удельная работа разрушения при ударном
изrибе образца с трещиной.
которых характерно плоско-напряженное состояние. С увеличением
толщины и возникновением объемно напряженноrо состояния появ-
ляется реальная опасность хрупких разрушений по околошовнои
зоне особенно по участку с карбидной сеткой, rде значения удар-
ной вязкости минимальны.
у ниверсальный путь повышения механических свойств таких
соединений рациональное построение технолоrическоrо процесса
сварки, в частности, оrраничение ее поrонной энерrии и применение
ДОполнительных операций термообработки. Достаточно указать на
хорощие результаты, полученныIe при элеКТРОНlIо лучевой сварке
119
[186] сталей переходноrо класса с проведением последующей обра.
ботки холодом И низкоrо стабилизирующеrо отпуска.
Наиболее сложные задачи возникают при сварке коррозионно..
стойких сталей с уrлеродистыми мартенситными сталями высокой
прочности. Получить надежные высокопрочные соединен я удалось
при использовании присадочноrо металла на основе стали
03Х12Н5М6К13Л (ВНЛ..8). Предварительные эксперименты пока..
зали хорошую свариваемость стали ВНЛ 8 со сталью зохrСН2А.
Так, при электроино..лучевой сварке этих ста.цей в предварительно
упрочненном состоянии и с проведением последующеrо низкотемпе-
ратуриоrо отпуска (200 ,ос, 1 ч) временное сопротивление соединения
находилось на уровне а в == 1250 МПа при высоких значениях пла..
стичности ('1' == 64 %) и ударной вязкости (ав == 192 кДж/м 2 ). Такой
высокий комплекс механических свойств обусловлен образованием
u u
в металле шва смешаннои аустенитно"мартенситнои структуры, ти"
пичной для сталей переходноrо класса. Указанная присадочная про-
волока может быть применена и для сварки сталей разнородных соче..
u
тании, относящихся к уrл родистым сталям мартенситноrо класса.
Так, при сварке литой стали марки 12Х2НМА (ВКЛ..ЗМ) с дефор-
мированной сталью 12Х2НВФА (ЭИ..712) б == 10 мм в термообрабо .
танном состоянии эта присадка обеспечила получение соединений
с временным сопротивлением а в 1050 МПа при ударной вязкости
ал 190 кДж/м 2 . Однако необходимо учесть, что в случае возмож
ности проведения после сварки упрочняющей термообработки для
получения качественных соединений на уrлеродистых сталях мар-
тенситноrо класса следует использовать более дешевые сорта при..
садочной проволоки. Так, для сварки сочетания сталей зохrСН2А +
+ 27хrснмл рекомендуется [82] применять присадочную прово-
локу CB 20X2r2CHBMA (ЭП..33IV), а для зохrСА + 35хrсл и
12Х2НМА (ВКЛ 3М) + 12Х2НВФА (ЭИ..712) присадочную про..
волоку CB 12X2HMA или CB 18XMA. ДЛЯ обеспечения достаточном
работоспособности разнородных сварных соединений из коррозион-
ностойких сталей (ВНС..2,- ЭП817, BHC 5, ВНЛ 5, ВНЛ..3, BHC 17 и
их сочетаний) целесообразно использовать сварочную проволоку
Св 03ХI2Н9М2С ВИ (ЭП..659А..ВИ).
При арrонодуrовой сварке уrлеродистых сталей мартенситноrо
класса (без проведения последующей термообработки) и их сочета-
ний с высокопрочными сталями применение присадочных проволок
типа Св-03Х 12Н5К13М6 позволяет повысить временное сопротивле..
ние соединений до 1000 МПа при высоких значениях пластических
и вязких характеристик. Указанная проволока рекомендуется
вместо высоконикелевых аустенитных присадочных проволок
(CB 10X16H25M6, CB..08X20Hl0r6, Х20Н80 и др.), обеспечивающих
временное сопротивление соединений 600 700 МПа.
Для обеспечения качественноrо cBapHoro соединения при сварке
биметалла до настоящеrо времени используют два, три, а внекото..
рых случаях и четыре разнотипных присадочных материала. Кроме
Toro, для повышения коррозионной стойкости cBapHoro шва со CTO
роны плакирующеrо слоя применяют сложные технолоrические
\
120
i а б л и:ц а 9
Режимы диффузионной сварки стали с чуrуltом и свойства сварных соединений
Режим сварки
Свариваемые сплавы О'в' МПа ан,
Т, ос р, МПа t, мин кДж/м 2
СЧ15 + сталь 45 850 15 5 150 0,04
СЧl5+сталь 12Х18Н9Т 900 15 10 165
СЧ15+ сталь 14Х17Н2 850 15 15 150
СЧ15 + СЧ15 800 30 20 160 0,031
СЧ21 + сталь 50 900 15 5 224 0,044
КЧ30 6 + сталь 12Х18Н9Т 900 30 7 325
ЧНМХ * + сталь 10 900 20 5
:11 Содержится O,8 1,4 % Ni; 0,2 Ot5 % Мо; О, 15 0,45 % Cr.
приемы, такие, как сварка сдвоенным (расщепленны ) или ленточ-
ным электродами. Однако указанные приемы сварки не всеrда позво
ля ют избежать смешения коррозионно-стойкоrо шва с основным He
коррозионно-стойким слоем и менее стойкими промежуточными
(п реходными) слоями шва.
Повышение надежности cBapHoro соединения биметалла путем
использования при сварке однородноrо присадочноrо металла, обес-
печивающеrо получение наплавленноrо металла с коррозионной
стойкостью, по крайней мере, на уровне коррозионной стойкости пла
кирующеrо слоя или, что эффективнее, значительно ero превышаю
щей, предложено в работе [109]. Проведены мноrосторонние иссле..
дования присадочноrо металла для биметаллическоrо соединения
стали 12Х18НI0Т со сплавом Х40Н50М, в котором последний служит
плакирующим коррозионно стойким слоем. При этом проволока
типа 03X40H50M6r2 не вызывала образования rорячих трещин при
сварке обоих слоев биметалла и охрупчивания в зоне сплавления,
а также обеспечивала коррозионную стойкость cBapHoro соединения.
Сварка стали с чуrуном. При изrотовлении некоторых изделий
возникает необходимость соединен,ИЙ деталей из стали и высокопроч",
Horo чуrуна"
Диффузионную сварку стали- с чуrуном (табл. 9) применяют при
изrотовлении блоков управления rидросистем, работающих при:из-
быточном давлении до 300 кПа, стрелок подвесных путей, тормозных
секторов, клапанной арматуры [43]. r.
При соединении чуrуна СЧ21 со сталью 50 rранида раздела не
выявляется, а в зоне стыка наблюдается непрерывный ряд твердых
растворов с постепенным увеличением содержания уrлерода по мере
ero диффузии из чуrуна в сталь. Ферритные прослойки в стали ближе
к чуrуну становятся все тоньше, затем появляются пластинки rpa...
фита, и структура постепенно приобретает характер чуrуна. Зона
отбела полностью отсутствует. При сварке чуrуна СЧ15 при темпе...
121
ратуре выше 850 БС ПРОИСХОДI1Т rрафитизаnия чуrуl1а и обраЗ0ваItи
дополнительноrо феррита. При сварке чуrуна ЧНМХ на указанном
режиме характер rрафитовых включений остается без изменений.
В работе [144] исследована возможность соединения деталей из
Бысокопрочноrо чуrуна со стальными дуrовой сваркой тонкой элек-
тродной проволокой в среде уrлекислоrо rаза, обеспечивающей не..
большой разоrрев тонкостенных чуrунных деталей, незначительный
провар OCHOBHoro металла и способствующей получению оптималь..
Horo состава наплавленноrо металла и уменьшению склонности к об..
разованию трещин. Влияние. сварочноrо тока на структуру шва и
ero склонность к образованию трещин изучали при наплавке прово-
локой Cb-О8r2СА s25 1 мм в уrлекислом rазе на пластины размером
400 хзоо х25 мм из высокопрочноrо чуrуна ВЧ42 12. При сварочном
токе в пределах 50 200 А и напряжении 18 21 В каждую последу"
ющую наплавку выполняли после полноrо остывани'Я пластины, так
что условия теплоотвода во всех случаях были одинако ы. Технику
сварки выбирали из условия обеспечения наименьшеrо провара чу-
rYHa.
, (.., Опыты показали, что формирование валиков хорошее на всех
режимах. С понижением сварочноrо тока склонность швов к образо..
ванию трещин уменьшается, и они полностью исчезают при [св ==
:::: 100 А. Одновременно снижается кqличество уrлерода и кремния
в шве. При [св == 75 А и особенно 50 А наплавленный металл по хими-
ческому составу представляет собой обычную уrлеродистую сталь.
Это можно объяснить тем, что в ходе сварки жидкий основной и при-
садочный металлы интенсивно перемешиваются, а после затвердева-
ния начинается диффузия уrлерода из чуrуна в шов. ПриJiеrающая
к линии сплавления зона обоrтцается УI еродом пропорционально
времени пребывания металла шва в области температур, при которых
диффузия уrлерода не заторможена.
Можно ожидать, что диффузия уrлерода происходит достаточно
интенсивно даже при 300-----400 ос, т. е. почти во всем интервале
охлаждения шва после затвердевания. (Коэффициент диффузии
уrлерода при 400 ос равен 10 lO 10 11 см 2 /с.)
Существенное значение имеет при этом скорость охлаждения,
которая в свою очередь обусловливается режимом сварки. В зависи-
мости от скорости охлаждения в шве MorYT формироваться различные
структуры вплоть до мартенситной прослойки. Сварочный ток ока..
зывает большое влияние на структуру металла шва. Например, наи..
лучшая структура была получена при сварке 'на токе 50 А. При на-
блюдении в микроскопе МИМ-8 (х300) просматривается чисто троо-
ститное поле. Повышение сварочноrо тока до 75 А мало сказывается
на структуре шва. При сварке на малых токах скорость охлаждения
металла большая, и участки чуrуна, ПРИ..lIеrающие к линии сплавле-
ния, находятся при высокой температуре незначительное время.
Диффузия уrлерода в матрицу практически не происходит. Науrлеро-
живаются участки лишь вблизи rрафитных включений. На этих уча-
стках возможно образование цементитных выделений. Наконец, по-
вышение сварочноrо тока до 100 А вызывает появление в шве мартен"
122
сита. Металл, наплавленный на токе 150 А и выше, имеет' структуру
крупноиrольчатоrо мартенсита. Так как повышение сварочноrо тока
увеличивает время диффузии уrлерода в шов, содержание уrлерода
в зоне OCHOBHoro металла, непосредственно прилеrающей к линии
сплавления, понижается и облеrчается образование отбела. Опти"
мальные значения напряжения при сварке 18 21 В. Сварка при бо..
лее низком напряжении нежелательна из за неустойчивqсти процесса.
При напряжении выше 21 В образуется широкий и низкий валик
возрастает количество уrлерода в шве и на поверхности появляются
поперечные трещины.
Установлена оптимальная скорость наплавки 10 12 м/ч;
с повышением: скорости до 20 'tYl/Ч увеличивается доля OCHOBHoro
металла в шве и ухудшается ero структура. Валики часто имеют
неравномерное сечение, поперечные трещины. Снижение скорости
сварки до 3 м/ч приводит к увеличению зоны отбела вследствие силь..
Horo разоrрева прилеrающих к линии сплавления слоев OCHoBHoro
металла. Большое количество электродноrо металла и связанное
с этим уменьшение rлубины провара MorYT привести к несплавлениям.
На оптимальном режиме наплавки стали на ВЫ90КОПРОЧНЫЙ чуrун
([СВ == 100 А, Ид ;::= 18 +20 В, V CB == 10 +12 м/ч) изучали влияние
состава электродной проволоки и техники сварки на структуру на-
плавленноrо металла. В исследованиях проволоку марок CB..08r2CA,
CB...l0rC и опытную проволоку, леrированную ванадием, наплавляли
полуавтоматом на пластины из маrниевоrо чуrуна размером 200 х
х250 х25 ММ. Процесс протекал устойчиво при использовании пер..
вых двух проволок.
При наплавке опытной проволоки леrированной ванадием или
титаном, наплавленный металл не содержал мартенсита, имея более
низкую твердость, а обрабатываемость ero была лучше, чем у l\fe..
талла, наплавленноrо проволоками CB..08r2CA и CB..l0rC.
Применение тонкой электродной проволоки для сварки чуrуна
позволяет значительно упростить технику выполнения облицовоч"
ных валиков.
При наложении отдельных валиков на ОПТИ lальном режиме, ука"
занном выше, образуется мартенситно"трооститная структура,
а иноrда даже мартенситная. Поэтому с целью улучшения структуры
шва и зоны термическоrо влияния опробовано несколько приемов
сварки. Простейший случай сварка со взаимным перекрытием ва..
ликов примерно на 1/3 ширины. При этом наплавленный металл имел
в основном трооститную структуру С небольшими участками мартен..
сита. Изменение структуры происходило ВС..lIедствие повторноrо
HarpeBa и частичноrо проплавления предыдущих валиков.
При более сложных приемах с наложением отжиrающих вали
ков вначале накладывали валик длиной 70 O мм, а затем, не
прекращая процесса, на Hero наплавляли второй валик, перемещая
электрод в обратном направлении. В результате структура мартен..
сита в первом валике полностью исчезала. Вследствие разбавления
металла шва электродным металлом уменьшалось количество уrле..
Рода и швы приобретали ферритно-перлитную структуру. Структура
123
I
Рис. 57. ЭСКИЗ разделки кромок
металла зоны термическоrо влияния при этом практически не изме..
нялась.
Для сварки комбинированных соединений из маrниевоrо чуrуна
и стали использовали чуrунные пластины размером 250 х400 х25 мм
и стальные пластины размером 250 х250 х8 мм. Разделка чуrунных
пластин для предварительной наплавки стали показана на рис. 57.
Наплавку выполняли в один слой отдельными валиками без по
перечных колебаний сварочной проволокой CB 08r2CA f25 1 мм на
режиме: /СВ === 95+ 105 А, Ид == 18 +20 В, V CB === 10 +12 мjч с перекры"
тием предыдущеrо валика на 1/3 ero ширины.
Предварительно наплавленные чуrунные пластины сваривали
со стальными следующим образом. Стальную пластину прихватывали
к наплавленному слою с зазором: для разделки типа 1 ........... 2 3 мм,
для разделки типа 1 1 6 мм и затем приваривали электродами
УОНИ 13/45 eJ 4 ММ. ДЛЯ охлаждения пластин с целью уменьшения
уrловых деформаций в стыках сварку выполняли сперерывами.
Как показали механические испытания, при сварке соединений
с разделкой типа 1 не удается обеспечить равнопрочность cBapHoro
соединения основному металлу стали. В разделках типа 1 1 пло
щадь сплавления стали с чуrуном более разветвленная, и прочность
всех образцов, не имеющих уrловых деформаций, выше прочности
стали. Деформация резко снижает прочность cBapHoro соединения.
Металлоrрафическим исследованием трещин в предварительно на..
плавленном слое стали не обнаружено. Сплавление чуrуна со сталью
хорошее, проплавление OCHoBHoro металла небольшое.
. При приварке стальной пластины на режиме, обеспечивающеJ.\.1:
полное проплавление слоя, мартенсит на линии сплавления OTCYT
ствует, цементит, как правило, расположен отдельными обособлен..
ными участками.
Предварительная наплавка кромок успешно использована при
сварке стыковых и тавровых соединений из маrниевоrо'и ceporo
чуrуна, для заварки различных дефектов на тонкостенных чуrунных
отливках в случаях, коrда после сварки не требуется обработка pe
жущим инструментом.
СВАРКА АЛЮМИНИЯ, ТИТАНА И ИХ СПЛАВОВ
Алюминиевые сплавы. Технолоrия сварки алюминия и ero спла
вов достаточно широко освещена в литературе [103, 168]. Однако OTe
чественные и зарубежные сведения относительно свариваемости алю..
124
миниевых сплавов различных сочетаний весьма противоречивы и
неполны r 194 ].
При сварке разноименных * алюминиевых сплавов встречаются
следующие трудности. Различие в химическом составе разноименных
алюминиевых сплавов (особенно выполненных холодной сваркой)
в процессе последующеrо HarpeBa приводит к протеканию диффузион-
ных процессов в стыках соединений. При сварке плавлениеlVI это
различие вызывает образование химической неоднородности При
сварке деформируемых сплав(, е литейными возникает значительная
структурная неоднородность. Для соединения хорошо свариваемоrо
алюминиевоrо сплава, например АМц с трудносвариваемым Д16,
требуются дополнительные меры.
При точечной и шовной сварке необходимо принимать во внима
ние различие в физических свойствах разноименных алюминиевых
сплавов. НаПРИlVlер, теl\tlпература плавления алюминия АДl на
roo..I40 ос превышает температуру плавления сплава AMr6, а удельное
электросопротивление алюминия почти в 2 раза меньше, чем у сплава
AMr6. Теплопроводность и электропроводимость алюминиево-маrние
Boro сплава A1\lr6 при 20 ос почти в 2 раза меньше аналоrичных физи
ческих свойств алюминия. Большие трудности при всех ви)!ах сварки
алюминиевых сплавов вызывает необходимость удаления с поверх-
ности свариваемых кромок плотной туrоплавкой окисной пленки,
препятствующей сплавлению. Состав этой пленки различен на алюми
ниевых сплавах разноrо химическоrо состава: на чистом алюминии
А1'lОз, на сплавах системы алюминий маrний шпинель МgО.Аl z О з .
В отечественной и зарубежной практике все более широкое
применение находят мноrослойные изделия из цветных мета.[IЛОВ и
сплавов, полученные совместным пластическим деформированием.
При холодной сварке композиций АМr6 АДl AМr6, полученных
прокаткой двух листов заrотовок AMr6, плакированных сплавом
АДl, в микроструктуре области сопряжения практически не наблю-
далось четкой rраницы раздела АМr6 АДl, что свидетельствует об
их прочной металлической связи.
При точечной сварке плакированных алюминиевых сплавов (Д16,
AМr6 и др.) часть плакированноrо слоя, толщина KOToporo 0,1
О,2.мм, часто остается нерасплавленной в плоскости контакта листов.
На первоначальных стадиях формирования ядра на шлифах можно
обнаружить четкую линию разъема в местах расположения остав-
шеrося плакированноrо слоя. Сохранение ero при образовании
сПитоrо ядра объясняется более высокой температурой плавления
и пониженным электросопротивлением алюминия АД! по сравнению
со сплавами AMr6, Дl6 и др. Рабочее же сечение Hq ЭТОМ участке опре
деляется лишь площадью взаимноrо проплавления листов.
Для увеличения рабочеrо сечения литоrо ядра при сварке пла..
кированных алюминиевых сплавов рациональны более жесткие ре-
жимы сварки ИJ!И предварительное стравливание плакированноrо
* Разноименные сплавы сплавы ОДНОЙ основы, но разноrо химическоrо
состава.
125
слоя (для коррозионно"стойких сплавов). При точечной сварке разно..
именных' алюминиевых сплавов вследствие различия в физических
и механических свойствах зона расплавления обычно неСИМl\.lе..
трична относительно плоскости соединения листов. Сварка деталей
одинаковой толщины из сплавов с близкими физико"механическими
свойствами (Д16АТ, ВАД..IТ, В95АТ) не вызывает каких"либо за-
труднений и выполняется на стандартных режимах_ '
При сварке сплавов Д16А Т и AМr6, отличающихся rлавным об..
разом механическими свойствами (ав == 280 и 160 МПа соответст",
венно), в обычных условиях проплавление детали из Д16А Т больше,
чем детали из AМr6. В таких случаях целесообразно применять элек..
троды с различными радиусами заточки, массами, разных диаметров
и из медных сплавов с неодинаковыми теплопроводностью и электро"
проводностью [24, 178 ].
Если соединяемые детали отличаются не только по физико"меха..
u
ничеСI}ИМ своиствам, но и по толщине, то трудности сварки MorYT
возрасти [5]. Необходимое проплавление детали неравной толщины
может быть достиrнуто за счет изменения интенсивности отвода теп-
лоты в электроды. Так, при сварке листовых деталей из алюминие..
Boro деформируемоrо сплава типа АМц толщиной 0,8 l\11M и литейноrо
сплава типа силумин толщиной 4 мм '-(на машине МТ..601) интенсив"
насть отвода теплоты в электроды снижали введением в контакт
между электродом и тонкой деталью тепловоrо экрана (прокладки)
из стали 12Х18Н9 толщиной 0,5 мм. Обычно тепловые экраны изrо..
товляют из тех же материалов, что и свариваемые детали, однако наи..
более эффективно размещение между электродом и тонкой деталью
пластинок из материала с высоким электросопротивлением и темпе-
ратурой плавления, например коррозионно-стойкой стали. При про..
u
текании тока такои экран наrревается и разоrревает свариваемые
детали. При комбинированном действии тока и тепловоrо экрана про.
исходит образование зоны расплавления в свариваемых деталях.
Форму рабочей поверхности электродов выбирают в зависи,МОСТИ от
формы и конструкции свариваемоrо объекта.
Параметры оптимальноrо режима, обеспечивающеrо стабильное
качество сварки и достаточную прочность соединения сплавов АМц
и АДО: U 2 == 1,79 и 1,58 В, р === 0,05 МПа, t === 0,5 с.
При сварке плавлением разноименных аЛЮl\1Iиниевых сплавов
в ванне происходит их перемешивание и возникают значительные
макро" и микронеоднородности, степень развития которых зависит от
различия химических составов свариваемых алюминиевых сплавов и
технолоrических факторов (режимов и техники сварки, толщин
металлов, разделки кромок и т. п.). Как правило, леrирующие эле..
менты в пределах расплавленноrо металла распределены неравно..
мерно, склонность шва к образованию трещин значительно вьnпе, чем
при сварке однородных соединений. Отсутствие rомоrенности co
става вызывает также повышенную коррозию cBapHoro шва и соеди"
нения в целом.
Таким образом, исследование свариваемости разноименных алю
миниевых сплавов должно включать выбор присадочной проволоки
126
оптимальноrо состава, обеспечивающей высокое качество сварных
соединений (без rорячих трещин, пор и Т. п.); получение высоких
прочностных и пластических характеристик сварных соединений,
коррозионно"стойких в атмосферных условиях и условиях сложноrо
напряженноrо состояния. Сварка разноименных алюминиевых спла..
вов рассмотрена в работе [194], rде приведены механические свой"
ства сварных соединений почти для 150 комбинаций OCHoBHoro и леrи..
рующеrо прис дочноrо металлов.
При выборе присадочной проволоки для сварки разноименных
алюминиевых сплавов, например, сплавов системы Al Mg, целесо..
образно использовать проволоку с содержанием маrния выше, чем
в свариваемых металлах [37 J. Маrний как модификатор оказывает
положительное влияние на уменьшение склонности соединения к об--
Р азованию трещин в швах [ 168 ] .
Для оценки приrодности присадочной проволоки служат техно-
лоrические пробы «рыбий скелет» и «крестовая» [168], а также полу"
количественная методика МВТУ, в которой склонность к образова-
нию rорячих трещин определяется критической скоростью деформа-
ции Акр. За показатель склонности к образованию трещин при сварке
технолоrических проб «рыбий скелет» и «крестовая» принимают от-
ношение суммарной длины трещин на участках шва и зоны сплавле..
ния к общей длине соединения (А ср %).
По методике МВТУ исследуемые образцы принудительно дефор..
мируют в процессе сварки с заданной скоростью. Скорость дефор-
мации увеличивают от образца к образцу ДО тех ПОР1 пока в металле
шва или зоне сплавления не образуется трещина. В качестве показа-
теля склонности к образованию трещин принята минимальная ско-
рость деформации (растяжения), при которой появляется трещина.
При сварке одноименных алюминиевых сплавов для пробы «рыбий
скелет» образцы изrотовляют из листовоrо металла толщиной 2
6 ММ. Испытуемый образец укладывают на плоскую подкладку из
меди или rрафита и проплавляют вдоль осевой линии автоматической
арrонодуrовой сваркой вольфрамовым электродом симметричным:
переменныIM током при постоянной скорости V CJ1 == 12 м/ч. При этом
выбранный режим сварки должен обеспечивать такой же, как в реаль-
ных соединениях, проплав и равномерную по всей длине образца
ширину шва с лицевой и обратной стороны. Каждое испытуемое
u
сочетание свариваемыи металл ......... проволока оценивают по резуль-
татам испытания не менее семи образцов.
Для оценки склонности соединений к образованию rорячих тре-
щин при сварке разноименных алюминиевых сплавов применяют
несколько измененную, нежели при сварке одноименных сплавов,
пробу «рыбий скелет» [57]. Используют образцы, вырезанные из
стыковых соединений разноименных сплавов, которые сварены
с двух сторон без присадочной проволоки. При этом применяют
те же режимы, что и при сварке одноименных сплавов, но повышен..
ную скорость сварки (V CB == 30 м/ч). Полученный образец вновь
проплавляют вдоль имеющеrося шва на режимах, применяемых при
сварке образцов из одноименных алюминиевых сплавов. Такая мето..
127
Т а б л и ц а 10
Рекомендуемые nриtадочные проволоки
для сварки разноименных алюминиевых сплавов
Сваривае- 1201 1915 АД33 АД31 АВ
мый сплав
А99 Св АК5 Св АК5 Св АК5 Св АК5 Св АК5
АДОО Св АК5 Св АК5 Св AI<5 Св АК5 Св АК5
АДО Св АК5 Св АК5 Св АК5 Св АК5 СВ АК5
АМцС Св 1201Пч Св AMr5 Св АК5 СВ АК5 Св АК5
AMr3 Св АК5 Св AMr5 Св AMr5 Св AМr5 Св AМr5
AМr5 Св АК5 Св AMr5 Св AМr6 Св AМr6 Св AMr6
AМr6 Св АК5 Св AMr6 Св AМr6 Св AMr6 Св AMr6
АВ Св АК5 Св AMr6 Св АК5 Св AI(5
АД31 Св АК5 Св AМr6 Св АК5
АД33 Св АК5 Св AMr6
1915 Св АК5
Сваривае AМr6 AMr5 AMr3 АМцО АДО АДОО
мый сплав
I
А99 Св AMr6 Св AMr5 Св AMr5 Св АМц Св Аl Св А85Т
АДОО СВ AMr6 Св AMr5 Св AMr5 Св АМц Св Аl
АДО СВ AMr6 Св AMr5 Св AMr5 Св АМц
АМцС Св AМr6 Св AMr5 Св AMr5
AMr3 Св AМr6 Св AMr5
AMr5 Св AMr6
AМr6
АВ
АД31
АД33
1915
дика обеспечивает отсутствие несплавлений в шве, незначительные
деформации и уменьшенный объем металла шва. Склонность к обра
З0ванию rорячих трещин про вер ял ась при сварке ряда разноимен
ных алюминиевых сплавов, в том числе сочетания' сплава AMr6
с М40 толщиной 5 ММ. Установлено, что склонность к образованию
u
трещин для различных сочетании алюминиевых сплавов и основных
металлов была следующей: для AМr6 + AMr6 Аср == 46 %; дЛЯ
М40 + 1\140 Аср == 47 %; для ili\ir6 + М40 Аср == 51 %; для сплава
AМr6 Аср == 47 %; для сплава М40 Аср == 51 %. Полученные пока-
затели свидетельствуют о том, что сварные соединения сплава AМr6
со сплавом М40 l'ленее стойки против образования rорячих трещин,
чем соединения сплава AМr6, и не уступают соединениям сплава М40.
Марки присадочных проволок, обеспечивающие повышенную
стойкость сварных соединений разноименных алюминиевых сплавов
против rорячих трещин, приведены в табл. 10 [49].
Образцы соединений сплавов AМr5 + AMr6, AMr5 + AMr3,
AMr5 + АДО и AMr5 + А7 получали при следующем ре)l{име сварки:
128
[св == 270 А, Ид == 18 В, число
ПРОХОДОВ 3, проволока CB AМr6
диаметром 4 мм. Ручную apro
нодуrовую сварку выполняли на
установке удr..501 [37].
Микроструктура сплавов AМr3
и AMr5 представляет собой соче
тание некрупных зерен а твердоrо
раствора с ..фазой (Мg 2 Аl з ), выде...
лившейся по BCel\lY полю. Анало..
rичную 'структуру имеет сплав
AМr6, но зерна "фазы в нем BЫ
тянуты в направлении прокатки.
Структура алюминия АДО, А7
характеризуется наличием круп..
ных зерен. Если переход от наплавленноrо металла к OCHOBHOl\tIY
СО стороны AМr3, AMr5, AMr6 плавный, то со стороны АДО, А7 он
четко выражен.
Наплавленный металл во всех сочетаниях сплавов имеет равно-
мерную мелкозернистую структуру, характерную для литоrо ме..
талла, и состоит из а твердоrо раствора и "фазы, выделившейся
в виде прожилок. В зоне термическоrо влияния зерна несколько YK
рупнены. Дефектов типа трещин, пор и непроваров в швах не обна..
ружено. Результаты испытаний сварных образцов на растяжение
(табл. 11) показывают, что прочность соединений AМr5 + АДО,
AМr5 + А7, AМr5 + AМr3 находится на уровне наименее проч
Horo металла.
Титановые сплавы. Одна из основных задач сварки разноименных
титановых сплавов получение cBapHoro соединения, С!30йства KO
Toporo не уступали бы аналоrичны:м свойствам одноrо из соединяемых
металлов (имеющеrо пониженные характеристики).
Сварка плавлением титана с низколеrированными а..сплавами,
такиl'ЛИ, как ВТ5, ВТ5..1, происходит без особых затруднений. Соеди
нения встык деформированных сплавов ВТ1..0, ВТ5, BT5 1 толщиной
6 мм в различных сочетаниях, выполненных автоматической сваркой
с присадочной проволокой диаметром 3 мм из титана ВТ1..0 под флю..
сом AHT 7 на постоянном токе обратной полярности, имели высокие
показатели прочности и пластичности [108]. Коррозионная стойкость
металла шва таких соединений и OCHoBHoro металла в промышленных
аrрессивных средах практически одинакова.
Указанные сплавы толщиной 4, 10,25 мм можно соединять ручной
и автоматической арrонодуrовой сваркой на постоянном токе прямой
полярности без присадочной проволоки или с присадочной проволо..
кой из техническоrо титана или сплава ВТ2св [125]. Сварные соеди
нения обладают достаточно высокой пластичностью, ударной вяз..
костью и низкой чувствительностью к концентраторам напряжений.
Прочность и теплостойкость сварных соединений ВТ5Л + ОТ4 не
ниже подобных войств OCHOBHoro металла. Разрушение сварных
соединений при нормальной температуре происходит по сплаву
5 В. Р. Рябов и др.
Таблица 11
Результаты испытаний
сварных соединений на растяжение
Свариваемые
сплавы
(j" в.
1\1Па
Место
разрушения
AMr5 + АДО
AMr5 + А7
AMr5 + AMr3
AMr5 + AMr6
72
74
223
277
АДО
А8
AMr3
ШОВ и зона
сплавления
со стороны
AMr5
129
ВТ5Л (ав == 760 МПа); при 350 ос разрушение соединений происХО
дит по rранице шва со стороны сплава ОТ4 (ав == 440 МПа). Сопро
тивление усталости и временное сопротивление при повторно"ста
тических наrружениях сварных соединений не ниже, чем для литеЙ
Horo сплава ВТ5Л. Структура сварных соединений после сварки
и после отжиrа принципиально не отличается от структуры
обычных соединений из низколеrированных деформированных
сплавов.
Механические свойства и структуры сварных соединений толщи
ной 1,5 2 мм сплава ВТ5Л в сочетании с псевдо а...сплаваlVIИ ВТ20 и
ВТ20Л, выполненных автоматической арrонодуrовой сваркой без при
садочной проволоки, ручной сваркой с присадочной проволокой
ВТ20..1св, шовной И точечной сваркой, исследованы в работе [150].
Временное сопротивление сварных соединений, выполненных aproHo"
дуrовой и шовной сваркой, не ниже BpeMeHHoro сопротивления литей
Horo сплава ВТ5Л. Пластичность и вязкость соединения при aproHo
дуrовой сварке такие же, как у OCHoBHoro металла.
Механические свойства сварных соединений высокопрочных ли..
тейных (а. + Р) сплавов ВТ14Л и ВТ21Л сдеформироваННЫlVl сплавом
ВТ22 толщиной 15 мм, выполненных с присадочной проволокой
СПТ..2, приведены в работе r 150 J. Для основных металлов ВТ14Л
о"в == 1010 МПа, BT21JI а в == 1050 МПа, ВТ22 О-в == 1100 МПа. Свой..
ства сварных соединений определяли после отжиrа по оптимальному
режиму: температура отжиrа 750 ОС, выдержка 1 Ч, охлаждение со
скоростью 3 5 ОС/мин до 400 ОС, далее охлаждение на воздухе. Ре..
зультаты испытаний показали равнопрочность соединений основному
металлу литейных сплавов (в обоих случаях а в == 1020 МПа), yдap
ная вязкость швов и околошовной зоны со стороны литейноrо сплава
несколько выше ударной вязкости ca:Moro литейноrо сплава (300 и
230 КДЖ/lVI 2 соответственно). В ОКОЛОIIIОВНОЙ зоне сплава ВТ22 на..
блюдается снижение ударной вязкости по сравнению с ударной вяз-
костью OCHoBHoro металла ВТ22.
При испытании на ударный изrиб образцов с трещинами YCTaHOB
лено, что для сварных соединений литейных сплавов ВТ14Л и ВТ21Л
с деформированным сплавом ВТ22 склонность к хрупкому разру"
шению OCHoBHoro металла и околошовной зоны сплавов ВТ14Л и
ВТ21Л (после отжиrа по реЖИf\1У, принятому для сплава ВТ22)
выше, чем склонность тех же сплавов в неотожженном состоянии
и сплава ВТ22 после отжиrа.
Арrонодуrовую сварку неплавящимся элеКТРОДО /I сплавов ВТ5,
ОТ4, OT4 1 в сочетании с деформированными сплавами ВТI4, ВТ22
больших толщин (10 15 мм) выполняли с применением присадочной
проволоки BT20 ICB, обладающей высокой прочностью и удовлетво
рительной пластичностью по следующей технолоrии [155]: первый
проход /СВ == 115 А, V CB == 34 м/ч без присадочной проволоки; после-
дующие проходы с присадочной проволокой при постепеННОlVI уве"
личении /СВ до 270 А и V CB ДО 8 м/ч (число слоев ИЗlVlеняли в зависи..
мости от толщины пластин). Сварные швы отличались хорошим фор
мированием и отсутствием дефектов.
130
Т а б л и ц а 12
Механические свойства сварных соединений
ан, Термическая
кДж/м 2 стабильность
Q)
::s::
::r::
ro Q)
tI"
S <:J :::s
f-4 "-
ro
1:;: t::
1:;:
ro U=r'
f-4 о
С
Q) аС :=
(1") \C Ь t::S
ВТ20Л+ ВТ5Л 10 6500 С 1 ч 801 690 900 450 820 600 ВТ5Л
ВТ20Л + ОТ4 15 6500 С 1 ч 779 730 1130 350 780 660 ОТ4
ВТ20Л + ВТ14 10 8000 С 1 ч 894 640 630 400 918 580 BT14
ВТ20Л + ВТ22 15 8500 С 1 ч. Охлаж 935 670 260 350 970 600 Металл
дени е до 7500 С 2 ч шва
в печи, затем на
воздухе. HarpeB до
6300 С 4 ч, охла..
ждение на воздухе
Свариваемые
сплавы
Т o"Т'l
IЦИН а,
мм
Режим
тер мообр аботки
Место
разру
шения
r::
ь
Распределение примесей (кислорода, водорода) в сварных швах
исследуемых сплавов определяли спектральным l\1етодом. Содержа..
нне кислорода не превышало содержания ero в основном металле
(О, 11 o, 15 %); распределение водорода по зонам cBapHoro соедине..
ния находилось в пределах HoprvlbI (не более 0,0015 %).
Сварные соединения указанных сочетаний титановых сплавов,
выполненные с присадочной проволокой В Т20..1 св, обладают у довле..
творительными механическими свойствами. Прочность сварных со..
единений ВТ20Л + BT5JI, ВТ20Л + ВТ14, ВТ20Л + ОТ4 опреде"
ляется менее прочным сплавом (ВТ5Л, ВТ14, ОТ4 соответственно).
Для cBapHoro соединения ВТ20Л + ВТ22 а в == 942 МПа, разруше..
ние образцов происходит по металлу шва. Для этоrо сочетания на..
блюдается резкое снижение значения ударной вязкости металла
зоны термическоrо влияния со стороны ВТ22 (250 280 кДж/м 2 ).
Ударная вязкость металла шва для всех сочетаний практически оди-
накова и определяется при садочной- проволокой ВТ20-1св (620
780 кДж/м 2 ).
Сварные соединения сочетаний ВТ20Л + ВТ5Л, ВТ20Л + ОТ4,
ВТ20Л + ВТ14, ВТ20Л + ВТ22, выполненные при садочной про--
волокой В Т20..1 св, обладают терrvlически стабильными механическими
свойствами (табл. 12). При сварке деформированных сплавов ВТ20+
+ ОТ4..1 с присадочной проволокой ВТ20..1св а в == 590 МПа; при
испытании образцов на ударную вязкость с надрезом по металлу шва
разрушение происходит со смещением к сплаву ОТ4..1 (ан ==
== 880 кДж/м 2 ). Для соединения сплавов ВТ20 + ВТ22 а в == 880 МПа,
разрушение происходит по rvlеталлу шва (для ВТ20 а в == 950 .i\1Па,
дЛЯ ВТ22 а в == 1100 МПа); ан =::: 530 кДж/м 2 (разрушение по шву).
5* 131
еханические свойства свар-
ных соединений деформирован-
Horo сплава В Т20 со сплавами
ОТ4..1 и ВТ22, выполненных с при..
садочной проволокой В Т20..1 св,
приведены в табл. 13.
Для основных металлов ОТ4..1
о"в == 700 Па, для В Т20 о"в ==
== 1000 МПа, для присадочной про-
волоки ВТ20-1св о"в == 750 МПа.
Микроструктура металла шва
исследуемых разноименных соеди-
нений представляет собой мартен-
ситную а' ..фазу. Микроструктура
основных металлов В Т22 и В Т 14
мелкозернистая, двухфазная; в
зоне термическоrо влияния на..
блюдается рекристаЛЛИЗ0ванная
зона за счет HarpeBa при сварке. Микроструктура OCHOBHoro мате-
риала ОТ4 крупнозернистая; в зоне термическоrо влияния рекри"
сталлизации не наблюдается, так как основной материал имеет кру-п"
нозернистую структуру с малой степенью деформации; микрострук-
тура металла зоны термическоrо влияния со стороны сплава ВТ5Л
однофазная, такая же, как и у OCHoBHoro металла.
Результаты, полученные при электронно..лучевой сварке жаро-
прочных двухфазных титановых сплавов ВТ9 и ВТ18у толщиной 15 ММ,
приведены в работе [151]. Сварку выполняли на установке ЭЛУ..4
с источником сп..зо за один проход на остающейся подкладке на
режиме: I CB == 270 мА, U .CH == 30 кВ, V CB == 40 м/ч. Сварные соеди-
нения спл.авов ВТ9 + ВТ18у непосредственно после сварки имели
довольно высокие механические свойства (табл. 14).
т а б л и ц а 13
Механические свойства
сварных соединений
Свариваемые
сплавы
Место
разру.
шения
О'в'
МПа
ан,
кДж/м 2
ВТ20 +
+ ОТ4..1
ВТ20 +
+ ВТ22
590
ОТ 4..1
880
530
ШОВ
880
При м е ч а н и е. Образцы для ме-
ханических испытаний подверrали термо-
обработке: OT4 1 + в Т20 неполный OT
жиr (550 ос 1 ч, охлаждение на воздухе),
В Т20 + в Т22 полныЙ отжиr (750 ос 1 ч,
охлаждение с печью до 300 ос, далее на
воздухе).
т а б л и ц а 14
Механические свойства сварных соединений сплавов ВТ9 с BT18y
Режим термообработки О'в' ан, кДж/м 2 *
МПа ав, МПа
Без термообработки 948 215 350 540/180
7500 С 1 Ч, охлаждение на воздухе 928 125 190 540/200
. 7500 С 2 Ч, охлаждение с печью 973 150 210 500/200
8900 С 1 ч, охлаждение на воздухе 950 60 315 530/220
8900 С 1 Ч, охлаждение с печью 933 195 250 500/220
8900 С 1 ч, охлаждение на воздухе + HarpeB 968 150 200 540/200
до 5300 С 6 ч, охлаждение на воздухе 530/200
8900 С 1 Ч, выдержка при 5300 С 6 ч, охлажде- 943 165 190
ние с печью
· О'в при 500 (числитель) и 600 ос (знаменатель) определено после выдержки при этих
температурах в течение 100 ч.
132
Т а б л и n а 15
Механические свойства сплавов ВТ9, ВТ18у и сварных соединений
ан, кДж/м 2 *
О'в' МПа
Марка Режим ав, МПа
сплава термообработки ОСНОВ- металла ОСНОВ- металла
Horo шва Horo шва
металла металла
ВТ9 7500 С 1 ч, охлажде- 1050 200 310 160 250 520 560 500 540
ние с печью 1090
9500 С 1 ч, охлажде- 1050 300 520 250 420 600 630 580 600
ние на воздухе + 1200
+ выдержка при
5300 С 6 ч, охлажде
ние на воздухе
ВТ18у
7500 С 1 ч, охлажде 980 1080 200 340 160 240
ние с печью 280 300 240 280
9000 С 1 ч, охлажде 940 1 000 250 450 230 300
ние на воздухе 280 300 240 280
* См. сноску к табл. 14.
Для сопоставления в табл. 15 приведены свойства OCHoBHoro Me
талла ВТ9 и ВТ18у и сварных соединений однородных сплавов, BЫ
полненных электронно лучевой сваркой (6 == 15 мм).
При испытании на кратковременный разрыв разрушение сварных
соединений разноименных сплавов ВТ9 + ВТ18у происходит по oc
НОБНОМУ металлу ВТI8у, что связано с более низкой ero прочностью
по сравнению с прочностью ВТ9. Ударная вязкость металла шва со-
ставляет 210 350 кДж/м 2 , что практически соответствует' значениям
ударной,ВЯЗКОСТИ OCHoBHoro металла.
С целью снижения остаточных напряжений сварные разноимен-
ные соединения подверrали отжиrу. Скорость охлаждения с печью
была выбрана с учетом реальных условий охлаждения (4 5 ОС/мин).
Установлено, что ударная вязкость имеет несколько большие значе-
ния после высокотемпературноrо отжиrа (ан == 160 +310 кДж/м 2 ),
чем после низкотемпературноrо (ан == 130 +210 кДж/м 2 ).
При испытании на длительную (100 ч) прочность разрушение
сварных соединений происходит как по сплаву ВТ9, так и по сплаву
ВТ18у. При температуре 500 ос после всех опробованных режимов
термообработки а в == 540 МПа. Однако при отжиrе с последующим
охлаждением с печью наблюдается снижение жаропрочности (ав /"'OJ
500 МПа). Испытание при температуре 600 ос показало, что пре..
дел длительной прочности составил 200 1\\Па независимо ОТ режи..
мов термообработки.
Приведенные данные показывают, что электронно"лучевая сварка
жаропрочных титановь х плавов ВТ9 + ВТ18у толщиной 15 мм
133
обеспечиввет получение качественных сварных соединений. С целью
повышения пластичности сварных соединений и снятия остаточных
напряжений сварные соединения необходимо подверrать высокотем..
пературному отжиrу. Длительная прочность таких соединений при
500 ос находится на уровне ПРОЧНОGТИ сварных соединений сплава
ВТ9 (ав == 540 МПа), а при 600 ос несколько ниже, чем у cBapHOI'o
соединения сплава ВТ18у (ав == 200 МПа).
СВАРКА МЕДНЫХ И мдrНИЕВЫХ СПЛ,l\8QВ
Медные сплавы [71]. При изrотовлении сварных узлов специальноrо назначе
ния из разноименных медных сплавов возникает необходимость соединения TOHKO
стенных трубчатых элементов с толстостенными фланцами. В работе [71] изучались
оптимальные условия формирования шва при сварке различных медных сплавов.
Использовались образцы из сплавов М3р, Л90, ЛС59..1 толщиной 1,5 2 и lO
15 ММ. Соединения получали методом автоматической дуrовой сварки вольфрамо"
вым электродом без присадки с местной защитой в кольцевом потоке aproHa.
К чистоте рабочих поверхностей узлов предъявляли высокие требования, под..
верrая их специальной подrотовке механической обработке с нанесением ме-
таллических покрытий.
ОДНИМ из недостатков формирования шва является неравномерность проплав..
ления кромок в различных сечениях по длине соединения. Как правило, проплав..
ление непрерывно увеличивается от начала к концу шва. Отмеченная особенность
связана с нестабильностью тепловоrо состояния металла по длине соединения
(рис. 58, а). Для достижения стабильности тепловоrо состояния по всей Длине со..
единения возникла необходимость проrраммирования сварочноrо режима по CKO
рости сварки или сварочному току. Проrраммирование по скорости сварки ока-
залось более удобным в техническом отношении и позволило почти полностью BЫ
ровнять тепловое поле в соединении (рис. 58, б).
При соединении металлов с большой теплопроводностью процесс сварки при
ходится вести на режимах с повышенными значениями поrонной энерrии. Форми-
рование значительно переrретоrо и обладающеrо высокой жидкотекучестью металла
в этих условиях сопровождается получением такой конфиrурации швов, которая
затрудняет возможность их последующей обработки: появляются боковые наплывы
по кромкам шва, образуется неблаrоприятная форма линии сплавления шва с основ-
ным металлом, уменьшается полезное сечение швов. При сварке разнородных спла-
вов, различающихся теплофизическими характеристиками, швы получаю'i'СЯ He
симметричными.
т. ОС
,
800
700
ЬОО
500
400
JOO
5 9
ш
r /
Л/ /
6мм/ I cD V c8
", 18мм
.".
t, с
5)
t, с
Рис. 58. Распределение максимальных температур в ОКОЛОШОВНОЙ зоне (а) и rрафики вы..
полненця сварки (6) при непроrраммировзнном (/CBl' V CBl ) If проrра.ммированном (ICB2'
(V CB2 ) процессах:
/, 11, 111 сечения; 6, 12, 18 мм расстояния от шва
134
Т а б л и ц а 16
Состав OCHOBHoro и присадочноrо металлов, мас.
Марка Zn Zr Се La Cd Аl Mn Примечание
металла
ВМД8 1,58 0,06 0,3 Лист
MA2 1 1 ,06 ] 4,08 0,43:
ВМД3 2,87 0,63 0,89 1,43
СВ 1 2,09 0,5 3,21 Присадочная про
Св 2 1,23 5,75 0,37 волока
MA2 1 1,05 4,79 0,35
ВМД3 2,91 0,53 0,71 1,61
ВМД3Л 2,65 0,46 1,06 1,42
При м е ч а н и е. вмдзл условное обозначение присадочной проволоки ВМД3
с повышенным содержанием лантана (O,9 1,1 %).
в связи с этим необходимо изменять схему теплоотвода от металла периферий
ных участков ванны с помощью специальных охлаждающих элементов (холодиль
ников из стали, латуни, меди), подводимых к боковым поверхностям свариваемых
элементов. При сварке разнотолщинных элементов холодильники помещают со сто..
роны более TOHKoro элемента, обеспечивая плотное прижатие их к боковым поверх
ностям образцов или устанавливая определенный технолоrический зазор. В случае
сварки торцовых соединений боковые наплывы по кромкам швов устраняются, форма
линии сплавления становится выпуклой в сторону OCHoBHoro металла. Применение
интенсивноrо теплоотвода позволяет получить клиновидную форму линии сплав
ления шва с основным металлом (медные холодильники). Однако в условиях ин..
тенсивноrо теплоотвода и сварки на больших токах возникают дефекты формиро..
вания корня шва (пустоты, раковины). При сварке исследованных материалов на..
иболее блаrоприятным оказалось применение охлаждающих элементов из латуни
Л63. Изменение тепловоrо состояния, помимо общеrо формирования швов, блаrо..
приятно отразилось и на структуре металла сварных соединений, сделав ее более
мелкозернистой.
Таблица 17
Результаты испытаний на склонность к образованию rорячих трещин
при сварке
Свариваемые сплавы
Присадочная
проволока
Склонность
к образованию
трещин (кресто-
вая проба), %
Критическая
скорость
деформа
ции А,
мм/мин
Место
возникнове..
иия трещины
В1\1Д8 + MA2 1 CBl 30 0,4 3. т. в.
Св2 49 0,3 ВМД8
MA2-1 57 0,3
В1\1Д8 + ВМД3 Св1 32 1,8 3. т. В.
вмдз 52 1,0 ВМД3
вмдзл 26 2,0
ВМД3 + MA2 1 Св! 37 1,0 3. Т. В.
вмдзл 32 1,5 MA2 1
MA2 1 54 1,0
135
Т а б л и ц а 18
Механические свойства сварных соединений *
Ударная вязкость, кД'ж/м 2
Приса шва околошовной зоны
Свариваемые дочная (J'B' (ХО
сплавы прово МПа
лока ан ату ** ату
ату
ВМД8 + МА2-1 Свl 191 79 6,5 4,8 3 4,5
Св2 264 76 7,5 6,1 4,7 5,9
MA2 1 263 88 7,4 5,7 4,7 5,3
ВМД8 + вмдз Свl1 217 52 2,2 2,2 2, 1 2,2
ВМД3 215 78 3,8 3,8 2,8 2,8
вмдзл 201 82 3,1 3,1 3,8 2,5
ВМД3 + МА2-1 CBl 205 77 6,3 4,9 2,4 4,7
MA2 1 261 83 7,5 6,1 2,8 5,8
вмдзл 213 82 3,7 3,2 2,6 5,6
* Приведены средние данные по результатам испытаний пяти образцов.
*. Ударная вязкость околошовной зоны со стороны первоrо сплава в сочетании;
ату определено при ударном изrибе образца с трещиной.
Такая технолоrия позволяет получать соединения с высокими механическими
характеристиками.
Маrниевые сплавы. В работе [137] определяли возможность сварки разноимен
ных деформируемых маrниевых сплавов' ВМД8 + МА2..1, ВМД8 + ВМД3 и
ВМД3 + МA2 1 при использовании различных присадочных проволок. Исследова-
ние проводили на листах толщиной 2 мм после отжиrа при температуре 260 ос
в течение 1 ч (табл. 16).
Сварку осуществляли на автомате AДCB 2 с источником питания ИПК..350.
Склонность к образованию трещин определяли по крестовой и круrовой пробе.
Механические свойства сварных соединений определяли на стандартных образцах
по rOCT 6996 66.
Результаты испытаний по крестовой пробе приведены в табл. 17. Наименьшей
склонностью к образоваНИIО rорячих трещин обладает сочетание ВМД8 + вмдз
при использовании присадочной проволоки вмдзл. Для сочетания ВМД8 +
+ МА2..1 максимальной склонностью к образовQ.НИЮ трещин обладает присадочная
проволока MA2 1. Применение при садочной проволоки СВl позволяет снизить этот
показатель до 30 %.
Наименьшими значениями прочности и ударной вязкости обладают сварные
соединения ВМД8 + MA2 1 при использовании присадочной проволоки Свl. При
менение для этоrо сочетания присадок Св2 и МА2..1 повышает эти свойства. Для co
четания В1\'lД8 + ВМД3 наименьшие пластические свойства наблюдаIОТСЯ при
использовании присадочной проволоки Св!. Прочностные свойства соединений, BЫ
полненных присадочными проволоками Свl, ВМД3 и ВМД3Л, находятся на одном
уровне. Повышение содержания лантана в проволоке вмдзл незначительно сни
жает ударную вязкость. Для ВМД8 + МА2..1 наилучшие механические свойства
обеспечивает присадочная проволока Св2; дЛЯ ВМД8 + ВМД3 и ВМД3 + MA2 1
присадочная проволока вмдзл (табл. 18).
r ЛАВА IV
Сварка сплавов разных основ
СВАРКА СТАЛЕЙ с МЕДЬЮ И ЕЕ СПЛДВАМИ
При изrотовлении испарителей, эжекторов, фурм доменных пе
чей и конвертеров, кристаллизаторов, химической аппаратуры,
электровакуумных приборов и во мноrих друrих случаях возникает
необходимость соединения сталей различных классов с медью и ее
сплавами латунью, бронзой.
По вопросам сварки сталей с медью и ее сплавами опубликовано
довольно большое количество работ [123, 145, 181, 185 и др.]. Это
объясняется прежде Bcero разнообразием и трудностью задач, KOTO
рые приходится решать в каждом конкретном случае. Помимо непо
средственной сварки медных деталей со стальными, в целях эконо
мии цветных металлов целесообразна наплавка меди, бронзы или
латуни на стальные поверхности. В промышленности используют
также стали, плакированные медью и ее сплавами, например биме
талл сталь латунь, в котором высокая прочность и достаточная
пластичность сочетаются с коррозионной стойкостью, хорошей тепло
проводностью и электропроводностью, высокими антифрикционными
свойствами. Эти биметаллы MorYT подверrаться с а MbIl'lI раЗJIИЧНЫМ
технолоrическим операциям штамповке, rибке, сварке и др.
Из диаrраммы состояния бинарной системы желеЗ0 медь сле
дует, что железо с медью сплавляется во всех соотношениях. При
этом максимальная раСТВОРИ IОСТЬ меди в б железе составляет 6,5 %,
в ,\, железе 8 %, в а железе 1,4 % при 850 ос. Медь растворяет в себе
железо в следующих количествах: при температуре 1094 ос 4 %;
при 650 ос 0,2 %. Рассмотрим характерные особенности взаимодей
ствия этих двух металлов. При наплавке меди на аустенитную сталь
12Х18Н9Т и их сварке наблюдается проникание меди в сталь. Нали
чие ферритной фазы в стали уменьшает проникание в нее меди, а co
держание феррита более 30 % в аустенитно ферритной стали пол
ностью устраняет. Предварительный подоrрев стали 12Х18Н9Т дО
температуры 800 ос вызывает выделение ферритной фазы. Проникание
меди при этом сни)кается [6, 7].
Была высказана следующая rипотеза [7]: трещины при наплавке
меди на сталь образуются в результате cOBMeCTHoro действия жидкой
меди, проникающей в микронадрывы, которые возникают при кри
сталлизации матричной фазы стали (эффект Ребиндера), и терми
ческих напряжений растяжения. Необходимым условием: возникнове
ния этоrо эффекта является смачивание стенок капилляра. Из двух
фаз, присутствующих в рассматриваемых сталях, жидкая медь CMa
чивает аустеНИТ (,\,..фазу) и не смачивает феррит (а фазу). Определено,
что расклинивающее давление жидкой меди на сталь равно /'-/25 МПа.
Проникание меди в сталь на rлубину от нескольких микрометров
ДО нескольких десятков миллиметров при наплавке, сварке и пайке
137
2ио
Рис. 59. Сопротивление усталости биметаллических
образцов
.С;; МПа
отмечено в работах [16, 35, 128 и др. ].
При TOM допустимая rлубина прони
кания, не влияющая на механиче..
ские свойства стали, оrраничивается
О,з........о,S мм. Считают, что на прони
кание меди в сталь при наплавке,
u
сварке) панке оказывают влияние
следующие факторы: время KOHTaK
тирования расплавленной меди со
сталью, с увеличением KOToporo
увеличивается rлубина проникания;
напряженное состояние металла при
0,5 O 2 '1 N наплавке, сварке и пайке; CTPYKTYP
ное состояние, химический состав
стали.
В работе [16] показано, что проникание сплава МНЖКТ5..1
..0,2..0,2 в сталь 20, Ст3сп и т. п. на rлубину 0,8 мм практически не
влияет на статическую и циклическую прочность биметаллических
образцов. В то же время при наплавке оловянной бронзы на сталь
rлубина проникания 2 13 мм существенно снижает временное со..
противление и сопротивление усталости биметалла [39, 164].
При исследовании влияния проникания медноrо сплава в сталь
толщиной 30 мм с а в :::::: 900 +1000 МПа на свойства биметаллических
образцов в качестве нап авляемоrо металла применяли проволоку
из сплава МНЖКТS..l..0,2..0,2 диаметром 2 l'tlM. Наплавку выполняли
сжатой дуrой на обратной полярности стоковедущей присадочной
проволокой на реЖИlVlе: ток в цепи вольфрамовый электрод изде..
лие 200 220 А, в цепи вольфрамовый электрод присадочная про
волока 80 100 А, амплитуда колебаний сварочной rоловки 20 мм, ча
стота колебаний 35-------40 в минуту, скорость наплавки 6 7 м/ч. Ha
плавка сжатой дуrой была выбрана потому, что она обеспечивает
отсутствие включений железа и кристаллизационных прослоек в на..
плавленном металле, что может иметь место при друrих способах
наплавки, коrда происходит расплавление стали.
Установлено, что проникание медноrо сплава в высокопрочную
сталь на rлубину 1,2 мм практически не сказывается на статической'
и циклической прочности при растяжении, статическом и ударном
изrибе биметаллических образцов, а также на прочности сцепления
наплавленноrо металда со сталью. В качестве примера на рис. 59
приведены результаты испытания на установке [РМ..l при пульсм..
рующем растяжении с частотой 400 600 циклов в минуту.
Сварка и наплавка трением. Возможность получения качествен..
Horo соединения меди и медно"никелевоrо сплава с различными уrле
рОДИСТЫl\lИ сталями показана в работе [177]. Для сварки трением
меди М3р, М2, медно"никелевоrо сплава МН95..5 (95 % Си, 5 % Ni)
со сталями 20, 45 и 60 использовали серийное оборудование (МСТ ..31,
МСТ..23, МСТ..2001).
138
280
2'10
v
160
0,2
Т а б л и ц а 19
Режимы сварки трением
Диаметры Р н Рлр
свариваемых
Свариваемые сплавы заrотовок, 1eCTO разрушения
мм МПа
.. .... ......
М2 + сталь 45
1\'12 + сталь 45
М2 + сталь 45
МН95-5 + сталь 60
25 + 25
40 + 40
25 + 40
20 + ..20
182 262 ОСНОВНОЙ металл
168 257 Частично стык
212 Стык
230 ОСНОВНОЙ металл
Один из основных параметров, определяющих качество cBapHoro
соединения, максимальная температура в стыке. Последняя за..
висит от скорости скольжения и состава свариваемых металлов. Так,
при сварке трением стали 20 с той же сталью максимальная темпера
тура составляет,....." 1200 ос, при сварке стали с медью ,....." 700 800 ос
и при сварке меди с медью ,.....,,400 ос. Во всех:случаях максимальная
температура в стыке ниже температуры плавления более леrкоплав..
Koro металла. Увеличение скорости вращения приводит не только
к повышению максимальной температуры в стыке, но и к возрастанию
rрадиента температур.
При отработке режимов сварки цилиндрических образцов различ..
ных диаметров удалось получить соединения с механическими свой..
ствами, соответствующими свойствам отожженной меди (табл. 19).
Для получения стабильноrо качества режимы сварки (давление
при HarpeBe Рн, время HarpeBa и давление проковки Рпр) варьиро..
вали в широких пределах. Металлоrрафические исследования пока
зали, что образование соединения происходит за счет cOBMeCTHoro
перемешивания поверхностных слоев меди и стали.
Контактная сварка. Сварку стали 10 с латунью Л63 выполняли
на контактных машинах МТПК..251 и КТ..801. Стальные образцы
(толщиной 1 ,2 1,6 мм) перед сваркой обезжиривали, а латунные
(толщиной 1 ,2 1,6 мм) механически зачищали.
При сварке меди и ее сплавов требуются определенные техноло..
rические приемы, обеспечивающие высокую концентрацию теплоты
в месте контакта деталей [128]. Один из этих приемов установка
тепловоrо экрана, например молибденовой пластины толщиной
0,6 мм, между латунным листом и медным электродом для создания
необходимой концентрации теплоты в месте контакта деталей, при
этом рост ядра точки ускоряется примерно на 20 %.
Образцы, выполненные точечной сваркой с помощью молибдено..
Boro экрана, при испытании на разрыв во всех случаях разрушались
с вырывом точки из латунной или стальной пластины, что свидетель..
ствует об удовлетворительном качестве cBapHoro соединения.
Сварка взрывом. Изучены строение и свойства биметалла сталь
16rC + медь Мlб, полученноrо сваркой взрывом [161]; толщина
плакирующеrо слоя составляла 4 10 мм. Для назначения оптималь..
139
ных режимов последующей (после сварки) rорячей прокатки для
листов заданных размеров необходимо знать закономерности измене..
ния строения и физико"механических свойств при HarpeBe биметалли..
ческих заrотовок в процессе сварки взрывом. Образцы для испытаний
вырезали из различных участков по длине и ширине двухслойной
заrотовки.
При изучении строения биметалла при температуре 20 ос установ..
лено наличие плотноrо соединения слоев биметалла (лишь в 3 %
образцов были обнаружены поры и микротрещины в зоне сварки).
Предел прочности при срезе составлял 153 310 МПа, при отрыве
234 342 МПа; более 80 % образцов выдержали испытания на изrиб,
пластические свойства биметалла после сварки низкие (б == 8,0 +
--;.. 17,5 %). Металлоrрафическое исслеДО!1ание образцов выявило
типичную для сварки взрывом картину на контактирующих поверх..
ностях: волнообразная rраница раздела слоев с отдельными участ"
ками, rде движение металла в момент сварки носило турбулентный
характер [161].
Микрорентrеноспектральный анализ показал, что в зонах пере..
мешивания, расположенных во впадинах волн, содержится 40 50 %
Си и 45 55 % Fe, а в зонах, расположенных на rребнях волн, 55
65 % Си и 30 40 % Fe. Поскольку взаимная раСТВОРИl\ЛОСТЬ меди
и железа в твердом состоянии в равновесных условиях невелика, об..
разование фазы, содержащей столь значитеЛЬН Iе количества железа
и меди, возможно лишь при расплавлении соприкасающихся при
взрыве участков и последующей их закалке за счет высокой скорости
теплоотвода [38].
Одночасовой отжиr при температуре 700 или 900 ос приводит
К росту относительноrо удлинения до 25 % при соответственном
снижении BpeMeHHoro сопротивления до 380 420 МПа. При этом
уменьшаются различия в свойствах образцов, вырезанных из раз..
ных зон двухслойной заrотовки. Изменение свойств биметалла после
отжиrа связано с развитием рекристаллизации как в основном, так
и в плакирующем слоях. В стали 'и меди обнаружены участки рекри"
сталлизованных зерен, пластически деформированные зоны и участки
с равновесной структурой.
Диффузионная сварка. Одним из наиболее перспективных спо..
собов соединения разнородных металлов давлением является диффу..
зионная сварка в вакууме, которая обеспечивает получение вакуум..
но"плотных, термостойких, вибропрочных сварных соединений при
сохранении высокой точности rеометрических размеров и форм из..
делий (табл. 20) [58].
Микроструктурный анализ соединений, сваренных по разрабо..
танным оптимальным режимам, показал отсутствие непроваров,
микротрещин и друrих внутренних дефектов.
Сварка плавлением. Коррозионно"стойкая сталь типа 18..8 с одно..
фазной аустенитной структурой при наплавке на нее меди и сплавов
на медной основе обладает повышенной склонностью к образованию
макротрещин [6, 7], чему' способствует проявление так называемоrо
адеорбционно"расклинивающеrо эффекта. Для устранения появле..
140
Таблица20
Режимы диффузионной сварки меди со сталью
Свариваемые сплавы Т, ос р, t, Вакуум, (J В' МПа
МПа мин мПа
Медь Мlб + сталь Э
l\1едь Мlб + сталь 12Х 18Н9Т
650
700
650
700
16
12
16
12
40
30
40
40
0,080
0,266
0,106
0,266
140
150
190
190
ния трещин рекомендуется предварительно наплавлять на сталь
под слой аустенитно..ферритноrо металла или применять промежуточ"
ную вставку [128]. Кроме этих вариантов, в работах [1, 2] описаны
эксперименты по непосредственной сварке стали с медью.
В связи с необходимостью расширения области применения
сварных соединений стали с медью и ее сплавами, в частности при
изrотовлении изделий, работающих в условиях циклическоrо Harpy"
жения, проведены исследования прочности таких соединений [2 ].
Проводили сравнительную оценку циклической прочности разнород"
ных сварных соединений стали 12Х18НI0Т, содержащей 2,Б % фер
ритной фазы, с медно"никелевым сплавом МНЖБ..l и с медью М3р.
На торцы стальных пластин толщиной 10 мм аустенитно..ферритной
проволокой 08Х19Н9Ф2С2 предварительно наплавляли три слоя
(каждый толщиной 1 ,Б 2,Б мм). Наплавленные поверхности подвер"
rали механической обработке для подrотовки V..образных кромок
к сварке. При этом следили за тем, чтобы в процессе механической
обработки не был удален третий наплавленный слой. Сварку необ..
ходимо производить по этому третьему слою. Друrие пластины под
rотовляли к сварке без предварительной наплавки торцов. Затем
производили арrонодуrовую сварку стальных пластин с пластинами
из сплава МНЖБ..1 и медью присадочной проволокой из сплава
МНЖКТБ..l..0,2..0,2.
Результаты испытания образцов на усталость при циклическом
растяжении, выполненном на вибраторе в условиях постоянства ам..
плитуды наrрузок, представлены на рис. 60 [2]. Циклическая проч..
ность (на базе 2.105 циклов наrружений) сварных соединений меди
М3р и сплава МНЖ5..1 со сталью, выполненных без предварительной
наплавки, такая же, как прочность сварных соединений сплава
МНЖБ..1 со сплавом МНЖ5..1 и меди с медью.
Предварительная нарпавка кромок аустенитной стали аустенит"
ио..ферритными сварочными материалами не повышает циклической
прочности сварных соединений меди и сплава МНЖ5..1 со сталью.
Результаты исследований позволили рекомендовать применение непо..
средственной арrонодуrовой сварки соединений меди М3р и сплава
МНЖБ..l со сrалью 12Х18НI0Т с использованием проволоки
МНЖКТБ..l..0,2..0,2 даже в тех случаях, коrда сваренные изделия ра..
ботают в условиях повторно..переменноrо (циклическоrо) наrруже..
иия.
141
6тах, /1Па
100
<'1
60 "
"
40
105 106 N
Рис. 60. Кривые усталости сварных соеди
нений:
1 сплав МНЖ5 1 со сталью 08X18HI0T
без предварительной наплавки; 2 то же,
с предварительной наплавкой; 3 медь
М3р со сталью 08X18HI0T без предвари
тельной наплавки; 4 то же, с предвари
тельной наплавкой
Рис. 61. Уrловой ШОВ CTЫKOBO
ro соединения сплава БрХl со
сталью
Арrонодуrовую сварку неплавящимся электродом применяют
rлавным образоl'.1 для соединения деталей небольших толщин. Медь
со сталью больших толщин сваривают вручную уrольным или метал..
лическим электродом. Сварное соединение надежно при небольшом
проплавлении стали И, следовательно, l\1алом содержании железа в ме..
талле шва. Это достиrается путем соответствующеrо реrулирования
HarpeBa и плавления меди и стали: теплоту дуrи концентрируют на
меди, а сталь разоrревается и оплавляется блаrодаря теплоте, посту"
пающей от ванны расплавленноrо металла. На основании этоrо прин..
ципа разработана технолоrия автоматической сварки под флюсом
меди со сталью больших толщин металлическим электродом без
предварительноrо подоrрева [50].
Образцы из меди М2 со сталью Ст3 толщиной 18 мм (стыковое
соединение) и сплава БрХ 1 толщиной 30 мм со сталью Ст3 толщиной
40 мм (уrловой шов CTbIKoBoro соединения) сваривали за один про..
ход электродной проволокой БрХ 1 диаметром 5 мм под флюсом
АН..26. Режимы выбирали из условия сквозноrо проплавления меди
в соответствии с режимами сварки меди тех же толщин. Опытным
путем установлено, что для получения качественноrо соединения
меди со сталью электрод в процессе сварки должен быть смещен от
линии стыка в сторону меди на величину, paBHYlo половине толщины
свариваемых заrотовок. Меньшее смещение приводит к заметному
оплавлению стали, большее к неполному провару. Сварку можно
выполнять как с разделкой кромок со стороны стали, так и без раз..
делки. На качество сварки существенно влияет зазор между свари..
ваемыми образцами, который не должен превышать 1 1,5 мм,
в противном случае образуется непровар.
142
Т а б л и ц а 21
Механические свойства сварных соединений меди со сталью
--
Свариваемые Толщина, О'т О'в б '1J
сплавы мм
МПа %
БрХl + Ст3 30 + 40 127 262 24,7 71,9
М2 + Ст3 18 103 254 27,0 76,3
БрХl 30 99 211 54,5 80,9
..Л12 18 85 219 51,9 84,6
Сварку под флюсом стыковых соединений меди со сталью выпал..
няют на флюсовой подушке, yr ловых швов на rрафитовоЙ или
остающейся стальной подкладке. Для предотвращения вытекания
жидкоrо металла при сварке уrловых швов устанавливают формиру..
ющие rрафитовые блоки со стороны меди. Используют то же обору..
дование, что и для сварки толстолистовой меди под флюсом (рис. 61).
По данным химическоrо анализа, в металле шва содержится до
2,3 % Fe, которое распределено в виде дисперсных включений по
сечению шва.
Разрыв образцов происходит обычно по меди, что свидетельствует
о высокой прочности зоны сплавления (для сравнения в табл. 21
дa HЫ также lиеханические свойства используемых меди и бронзы в со..
стоянии поставки). Повышение прочности cBapHoro соединения по
сравнению с основным металлом объясняется наличием железа в ме..
талле шва.
Друrим способом соединения меди со сталью является электрон..
но"лучевая сварка. Особенности формирования структуры и механи..
ческие свойства сварных соединений меди Мlб с низкоуrлеродистой
сталью 20 изучены применительно к наконечникам фурм кислород"
ных конвертеров [162, 189]. Режимы электронно..лучевой сварки
(универсальная установка ЖЭЛС..5) выбирали, исходя из заданной
rлубины проплавления для каждоrо типоразмера наконечников фурм
кислородных конвертеров вместимостью 1 OO 350 т. Исследовали
плоские и кольцевые образцы. Плоские образцы подверrали механи..
ческиl'Л испытаниям, кольцевые rидравлическим под давлением
2,5 МПа. Установлена целесообразность двух проходов, поскольку
В процессе сварки обнаружено явление смещения электронноrо пучка
на сталь в случае установки ero на медь (скачки электронноrо пучка).
За основу был взят вариант, коrда первым проходом достиrается
заданная rлубина провара, вторым при расфокусированном
на 10 % луче обеспечивается необходимая плотность шва (заливание,
«залечивание» жидкой медью микротрещин в стали).
Для устранения кристаллизационных трещин, а также избежа..
иия необходимости в двух проходах сварки в сварочную ванну до..
бавляли различные количества алюминия. В стык помещали фольrу
из алюминия с таким расчетом, чтобы на 1 мм длины шва поступало
143
Т а б л и ц а 22
Свойства сварных соединений меди Мlб со сталью 20,
выполненных электрон но-лучевой сваркой
ан, кДж/м"
Положение пятна паrрева (] в' МПа Надрез а. О
относительно центра стыка Надрез в околошовной
В центре зоне со стороны
шва I
меди стали
Смещено на 0,5 мм в сторону 195 760 1300 1140 180
меди
llo центру стыка 133 480 1040 1080 91
Смещено на 1 мм в сторону 120 500 100 390 180
стали
По центру стыка (с добавле 276 1940 770 1250 180
нием алюминия)
0,01 r алюминия. Сварные соединения меди с низкоуrлеродистой
сталью, выполненные электронно..лучевой сваркой, имеют более
..,
высокие показатели механических своиств в присутствии В шве алю..
миния по сравнению с соответствующими характеристиками без алю..
миния (табл. 22, нижняя строка).
Введение в сварочную ванну алюминия блаrоприятно сказы..
вается на структуре металла шва и околошовной зоны.
Вопросы плазменной наплавки меди и ее сплавов на сталь из..
ученыI в работе [123].
Рассмотрим теперь сварку плавлением конструкционноrо биме..
талла сталь + медь и ее сплавы. Конструкционный биметалл
сталь + медь и ее сплавы различной толщины перспективен блаrо..
даря сочетанию высокой коррозионной стойкости плакирующеrо слоя
из меди (или ее сплавов) и прочности (и жесткости) стальной основы.
Такой биметалл используют для трубных решеток и корпусов аппа..
ратов, цистерн в производстве синтетическоrо каучука, смол, для
хранения и перевозки различных аrрессивных сред, в целлюлоз но..
бумажной промышленности и др.
Свариваемость биметаллов сталь + латунь Л90, сталь + бронза
БрОЦ4..3, сталь + медь М3р изучена в работе [12]. Получение та..
ких биметаллов, в частности сталь + латунь, rорячим 'или холод..
ным плакированием связано со значительными технолоrическими
трудностями, требует наличия уникальноrо оборудования, позволя..
ющеrо получать обжатия до 70 % за проход [27]. Наиболее целесо..
образен для изrотовления биметалла сталь + латунь комбиниро"
ванный способ, коrда прокатке предшествует сварка взрывом. Для
изrотовления биметалла сталь 10 + медь в качестве плакирующеrо
слоя применяли медь М3р с повышенной'rчистотой по кислороду.
Бронза БрОЦ4..3 и латунь Л90 выбраны вследствие их высоких тех..
нолоrических свойств, обеспечивающих возможность получения би":'
металла сталь + бронза, сталь + латунь (табл. 23).
144
Таблица23
Механические свойства биметалла и efo составляющих
Сталь 10 + М3р
Стальной слой
Плакирующий слой
Биметалл
(JB' МПа ан, кДж/м 2
426 800 900
228
310 850
353 1010
348
378 1160
562 830
277
330 1980
Свариваемые сплавы
Сталь 10 + БрОЦ4 3
Стальной слой
Плакирующий слой
Биметалл
Сталь 10 + Л90
Стальной слой
Плакирующий слой
Биметалл
,
При м е ч а н и е. Уrол изrиба и в сторону плакирующеrо, и в сторону OCHOBHoro
слоя состаВЛЯJI 1800.
Основные затруднения, возникающие при сварке биметалла,
как и при сварке меди и ее сплавов, обусловлены значительным срод..
ством меди к кислороду, склонностью меди к пористости, охрупчи..
ванию в результате появления хрупкой эвтектики (Си + Си 2 О),
а также ысокой теплопроводностью меди и ее сплавов. При сварке
биметалла толщиной 10 мм необходимо применять несимметричную
Х--образную разделку кромок с уrлом скоса 30 350. Высокое каче..
ство cBapHoro соединения обеспечивает автоматическая сварка под
флюсом электродной проволокой диаметром 2 мм, имеющей тот же
состав, что и основной металл (табл. 24).
Таблица24
Способы сварки биметаллов сталь + медь и ее сплавы
Металл
Сварка
Электрод
или флюс
Проволока
Плакирующий слой М3р
Плакирующий слой Л90
ЦМ-7 I Св-О8
Ручная УОНИ-13/45 I Св-О8
АНО-4 I Св-О8
«Ком сомолец-lOО» 1мз, М3р
I Автоматическая I АН-26 I М3р
Ручная I Покрытие 3Т I БрОЦ4-3
Автоматическая I АН-348 I Л90
ОСНОВНОЙ слой (сталь)
145
3
1
0,5'---1
6)
о)
Рис. 62. Подrотовка кромок стыковых соединений с V образной (а), I( образной (6) раз-
делкой и тавровых соединений (6):
1 ...... стальная пластина; 2 стальной элемент; 3 медная пластина
При соответствующем режиме сварки можно получить плотные
швы без заметноrо перемешивания разнородноrо металла шва. Меха..
нические свойства сварных соединений биметаллов следующие (сред-
ние знаЧЕНИЯ). ДЛЯ биметалла сталь 10 + БрОЦ4-3: ан === 360 МПа;
ан == 940 кДж/м 2 ; сталь 10 + М3р: ан == 310 МПа, ан == 830 кДж/м 2 ;
сталь 1 О + Л90: а в == 330 МПа; ан == 660 кДж/м 2 . Разрушение при
разрыве [о всех случаях происходило по основному металлу. Уrол
изrиба как в сторону OCHoBHoro слоя, так и в сторону плакирующеrо
слоя 1800.
Конструкционный биметалл сталь + медь может быть применен
также в виде соединительноrо элемента (переходника) при сварке
стали с медью и ее сплавами. При этом сталь приваривается к основ-
ному слою биметалла (стали), а медь или ее сплавы к плакирую-
щему слою.
Особенности дуrовой сварки меди со сталью через биметалли-
u U U
чески и переходник, полученныи сваркои взрывом, описаны в ра-
боте [80]. Исследования проводили применительно к стыковым и
тавровым соединениям меди марки Мlб (rOCT 859 78) со сталью
Ст3 (rOCT 380 71). В зависимости от толщины металла кромки со
стороны стали имели v- и f(-образную разделку с уrлом скоса 4 5
600 (рис. 62). Сталь сваривали полуавтоматами А-547У, А-537 в У rле..
кислом rазе на постоянном токе обратной полярности с использова-
нием проволоки CB..08r2C (rOCT 2246 70) диаметром 1,2 и 1,6 мм
для металла толщиной 6 8 и 10 16 мм соответственно. Режим свар-
ки изменяли в следующих пределах: для проволоки диаметром 1,2 мм
1 св === 100 +300 А, и д === 18 -+- 26 В; для проволоки диаметром 1,6 мм
/СВ === 200+350 А, Ид === 24+32 В. Структуру и свойства биметалли..
ческих соединений меди со сталью исследовали в исходном состоянии
и после дуrовой сварки. Испытания биметалла Ha отрыв плакирую-
щеrо слоя проводили по методике работы [38]. Механические испы..
тания соединений проводили на стандартных образцах типа МИ..12-I
и.LМИ..45-I1 (rOCT 6996 66). Особое внимаlIие уделяли выбору
146
Рис. 63. Зависимость BpeMeHHoro сопротивле-
ния и ударной вязкости сварных бимета.лличе 601 f1 Па
ских образцов из меди и стали от ТОJlЩИНЫ
ста.льноrо элемента переходника
"
ан,нДж/н.'
220
нои
оптимальной ТОЛIЦины стальноrо
элемента переходника. 200 бои
Одно из основных требований,
предъявляемых к биметаллу, 180 /100
высокая прочность в исходном со..
стоянии и сохранение работоспо.. 160 200
собности как при воздействии тер-
мическоrо Цhкла сварки, так и 1lfO О
В условиях работы соединения при 1 2 3 ч- 5 Ь,ММ
повышенной температуре. Резуль-
таты механических испытаний биметаллических образцов показали,
что независимо от толщины стальноrо элемента средняя прочность на
отрыв плакирующеrо слоя в исходном состоянии составляет 280
290 МПа. Последующая термическая обработка при температуре
выше 750 ос и выIержкеe более 15 мин снижает прочность биметалла
на отрыв плакирующеrо слоя до 210 МПа. Кратковременная вы-
держка (до 5 мин) при высокой температуре, как и длительная вы-
держка при тем:пературе ниже 250 ОС, на прочность биметалла прак"
тически He влияет.
Металлоrрафическими исследованиями установлено, что вдоль
rраницы раздела существует переходная зона из меди и )келеза,
ширина которой на отдельных участках достиrает 150 мкм. В пере..
ходной зоне содержится 20 30 % Си. Характер изменения твердости
участков вблизи переходной зоны соединения меди со сталью в ис-
ходном состоянии и после термической обработки подтверждает, что
поверхностные слои свариваемых металлов в процессе их соударения
упрочняются. При HarpeBe образцов до температуры 750 ос и выдерж-
ке 30 мин в меди и стали происходит рекристаллизация. Однако
взаимной диф узии металлов при HarpeBe в таких температурно-
временных у ловиях не обнаружено. HarpeB до температуры 950 ос
при выдержке 30 мин снижает твердость металла вблизи переходной
зоны до исход-ной. В этом случае имеет место диффузия меди в сталь
на rлубину 15 20 мкм от rраницы раздела металлов. Для сохране-
ния высокой прочности исследуемоrо соединения длительность на-
rpeBa переходной зоны медь + сталь при высокой температуре
(свыше 900 ОС) не должна превышать 5 мин.
При дуrовой сварке исследуемоrо биrvlеталла со сталью ero пере..
ходная зона нзrревается до различной температуры. Структура
и свойства сварных соединений в данном случае зависят от толщины
Ь стальноrо элемента 2 медной пластины 3 (рис. 62), режима и тех-
ники сварки. При толщине стальноrо элемента 1 1,5 Ml\1 /СВ == 200+
--7-300 А, Ив == 22 +26 В, в отдельных участках сталь полностью про..
плавляется, что пр и водит к образованию участка меди со сталью,
а иноrда и к локальному расслоению биметалла. Качественное фор-
мирование швов и высокие свойства соединений достиrнуты при
147
использовании биметалла с толщиной стальной основы переходника
2,5 3 ММ. Временное сопротивление образцов сварных биметалличе-
ских соединений при Ь 2,5 мм соответствует данному показателю
для меди Мlб. Характер изменения ударной вязкости образцов свар-
ных соединений с увеличением толщины стальной основы аналоrичен
кривой О'в == t(b). При Ь == 1 ..;..- 1,5 мм ударная вязкость низкая с боль-
шим разбросом показаний. При Ь 2,5 мм aH == 400 +500{- кДж/м 2
(рис. 63). Для рассматриваемых случаев рекомендуется минимальная
толщина стальноrо элемента переходника не менее 2,5 мм, а макси-
мальная в пределах 3 5 мм в зависимости от технолоrических
возможностей обработки взрывом [80].
Достаточный проrрев медной части соединения обеспечивается
блаrодаря ее высокой теплопроводности. Сварку стыковых соедине-
ний металла толщиной 6 8 мм следует выполнять в два-три прохода
с V-образной разделкой кромок со стороны стали. Зазор между кром-
ками должен составлять O,5 l мм. При выполнении KopHeBoro шва
ось электрода следует смещать в сторону стальной основы переход-
ника.
Сварку металла толщиной 10 мм предпочтительнее выполнять
с двух сторон с К-образной разделкой со стороны стали и притупле-
нием не более 1,5 мм при зазоре 0,5..:......-.1 мм. Для уrловых соединений
металла толщиной 6 12 мм применимы V- и К..образные разделки
кромок.
СВАРКА ТИТАНА И ErO СПЛАВОВ
с друrиrV1И МЕТАЛЛАМИ
Титан хорошо сваривается с небольшим числом металлов (цир-
конием, rафнием, ниобием, танталом и ванадием) в связи с их не-
оrраниченной взаимной растворимостью.
Сварка титана и ero сплавов с такими широко распространенными
конструкционными металлами, как стали и никелевые сплавы,
алюминиевые и медные сплавы, затруднена в связи с большими
различиями в кристаллохимических и физических свойствах и со
сложностью оrраничения процессов взаимной диффузии, приводя-
щих К развитию химической неоднородности и появлению хрупких
промежуточных фаз и соединений. Путем разработки особых техно-
лоrических приемов, подбора оптимальных режимов сварки и тер-
мообработки удается преодолеть ВОЗНИК,ающие затруднения и полу..
чать работоспособные соединения титана с коррозионно-стойкими
сталями, медными и алюминиевыми сплавами [61, 93, 128, 196].
Значительно более блаrоприятные условия создаются для соеди-
нения титана с указанными конструкционными металлами при
сварке давлением, при которой существенно снижается высокотем..
пературное воздействие на металлы, характерное для большинства
способов сварки плавлением. В настоящее время для соединения
титана с друrими конструкционными металлами успешно применяют
прокатку, прессование, сварку взрывом, трением, диффузионную,
холодную, маrнитно-импульсную, ультразвуковую и др.
148
Сварка титана со сталью. Титан и железо имеют существенные
различия в физических свойствах и кристаллическом строении
(см. табл. 1). Низкотемпературная модификация титана (а) имеет
rексаrональную решетку с параметром (2,95 +4,75) .10 lO м; высоко..
температурная модификация титана ( ) имеет кубическую объемно..
центрированную решетку с параметрами 3,32.10 lO м. а..железо
имеет кубическую объемноцентрированную решетку с параметром
2,6.10 lO м и у..железо кубическую rранецентрированную решетку
с параметром...3,56.10 10 м...Титан с железом образуют систему с orpa..
ниченной растворимостью...и эвтектоидным распадом ..фазы.
В системе "r-fi Fе имеются химические соединения TiFe и TiFe 2 ,
Ti 2 Fe и три эвтектики: + TiFe, TiFe + TiFe 2 , TiFe 2 + а, кристал..
лизующиеся при температурах 1100, 1280 и 1298 ос и содержащие
32, 62,5 и 82,5 % Fe соответственно.
Предельная растворимость титана в железе при температуре
1200 L>C равна 12 %, при 1100 ос 8,5 %, при 1000 ос ......... 7,5 %,
при 900 ос 5 %, при 300 ос ......... 4 o и при 500 ос 2,5 %. Раство"
римость железа в а"титане не превышает 0,5 мас. % при 615 ос,
при 20 ос находится в пределах 0,05 O, 1 %.
При затвердевании в структуре сплавов титана с железом уже
при концентрации железа более 0,1 % образуются интерметалличе..
ские соединения TiFe и TiFe 2 . Наличие интерметаллидов в сплаве
титана с железом значительно повышает прочность металла и резко
снижает ero пластичность.
Аналоrичные диаrраммы состояния титан образует с никелем
и друrими леrирующими элементами стали. Ввиду этоrо при сварке
титана со сталью применяют технолоrический прием, при котором
между свариваемыми металлами помещают прокладки (или вставки)
из друrих металлов, не образующих при взаимодействии в области
высоких температур хрупких фаз. Такие прокладки MorYT быть
из одноrо металла либо представлять собой набор из нескольких
металлов или специальных сплавов. В связи с высокой активностью
титана при взаимодействии с rазами соединение ero со сталью свар..
кой давлением осуществляют в защитных средах, инертных rазах,
жидких средах или вакууме.
Контактную и ультразвуковую сварку листовых титана и стали
производят с применением промежуточных прокладок из алюминия,
серебра, никеля, молибдена, ванадия, ниобия. Необходимо выбирать
такие режимы сварки, коrда не наблюдается подплавление поверх..
настей титана и стали. Наилучшие результаты получены при ультра..
звуковой сварке через слой серебра, а при контактной через
слой ниобия.
Клинопрессовую сварку титановоrо сплава со сталью 12Х18Н9Т
Выполняют через прокладку из алюминия или меди [72]. При этом
Конец стальной детали затачивают на конус (15 20), а в детали
ИЗ титановоrо спла ва предварительно выполняют rнездо аналоrичной
формы. Детали сваривают в среде aproHa с HarpeBoM до 450 ос при
прослойке алюминия или до 850 ос при прослойке меди. Биметалли..
ческие переходники 12Х18Н9Т + ОТ4, сваренные через алюминие..
149
вую или медную прокладку ТОЛЩИНОЙ О, 1 0,2 мм, имеют прочность
cBapHoro соединения выше прочности их стальной части, что объяс..
няется наличием развитой площади контакта. Результаты исследова..
ния холодной сварки проволоки диаметром 3 мм из титана ВТ1..0
и стали 12Х 18Н9Т представлены в работе [93]. Были получены
сварные соединения с а в == 500 +600 МПа и б == 8 + 15 %.
Электроноrрафическим исследованием торцов сварных образцов
после разрушения обнаружена фаза TiFe, что объясняется повы..
шением температуры в тонких слоях металла вблизи rраницы раз..
дела в процессе пластической деформации.
Если полученное клинопрессовой сваркой соединение HarpeBaTЬ
до 800 ос в течение 1 3 мин, то это может привести к хрупкому
разрушению cBapHoro соединения.
Сварку взрывом титана со сталью осуществляли по трем вариан..
там: без прокладок, с одной и с двумя прокладками (из ниобия и
меди). В процессе соударения возможно расплавление поверхност..
ных слоев металлов, а также отрыв и перемешивание участков ме..
талла в самых различных соотношениях, образование интерметалли"
ческих соединений TiFe и TiFe 2 . Одновременно встречаются участки
с бездиФфузионной зоной перехода, а в местах, rде происходило
расплавление, обнаруживаются трещины. При последующем отжиrе
происходит дальнейшее образование интерметаллических соедине..
ний, выделение карбидов титана и возможно образование пор в кон..
тактной зоне.
В зависимости от назначения сварных узлов при сварке взрывом
применяют одинарные прокладки из серебра, никеля, меди, ванадия,
ниобия, железа и сплавов из туrоплавких металлов. С целью умень.,
шения возможности образования хрупких соединений на rранице
раздела предлаrают прокладку железа выбирать с содержаниеl\1
уrлерода не более 0,02 % [10]. Часто в качестве промежуточных
прокладок применяют ванадий или ниобий (тантал) со стороны
титана и медь со стороны стали.
Закономерность изменения механических свойств соединения
ОТ4 + ниобий + медный сплав + сталь 12Х18НI0Т исследовали
в зависимости от толщины медноrо сплава (О, 1 1,5 мм). Сумень..
шением толщины медноrо слоя прочность соединения возрастает и
достиrает предельноrо значения при толщине слоя меди менее 0,1 мм. '
HarpeB до температуры 800 ос не изменяет характера разрушения,..
но снижает прочность соединения, так как полностью устраняет
эффект упрочнения металлов, который возникает в результате взрыв..
Horo наrружения. Испытания на разрыв в диапазоне температур
от 300 до 269 ос позволяют утверждать, что такие соединения
MorYT работать в условиях низких температур. Во всем диапазоне
температур происходит вязкое разрушение образцов по слою меди.
Результаты испытаний полученных сваркой давлением соедине"
ний титановых сплавов ВТ6С, ОТ4, ВТI4, АТ2 со сталью 12Х18НI0Т
с прокладками (ниобий медь) показали, что соединения обладаю;
высоким временным сопротивлением (до 560 МПа), достаточноИ
ударной вязкостью (до 500 кДж/м 2 ), сопротивлени ем усталости и
150
удовлетворительной пластичностью [21 з. Эти свойства можно варьи
ровать в широких пределах изменением толщины медной прокладки.
Отжиr при температуре 900 1000 ос в течение 3 5 ч практически
не изменяет прочностные характеристики соединения.
Диффузионная сварка титана непосредственно со сталью иссле
дована в работе [12]. Наибольшую прочность имеют соединения,
в которых ширина слоя интерметаллидов TiFe не превышает 3 5 мкм,
а переходная зона характеризуется а"твердым раствором железа
в титан'е с определенной степенью насыщения (микротвердость не
более 3000 МПа). При испытании растяжением все образцы разру
шились в зоне контакта титана с железом или со сталью. Прочность
диффузионноrо соединения титана непосредственно со сталью опре
деляется не только толщиной слоя интерметаллидов, но и шириной
зоны, обоrащенной уrлеродом.
Оптимальные режимы диффузионной сварки в вакууме [12]
цилиндрических образцов диаметром 12 мм и длиной 15 мм для co
четаний ВТ1..0 + 12Х18Н9Т и ОТ4 + 12Х18Н9Т следующие. Режим
сварки (соответственно): Т == 750 и 850 ОС, Р === 20 и 10 МПа, t ==
=== 15 мин. Механические свойства: а в === 230 и 420 МПа, б == 15
и 25 o. Прочность сварных соединений /значительно ниже прочности
свариваемых металлов.
С целью предотвращения образования в зоне контакта хрупких
интерметаллических слоев диффузионную сварку титана со стал ю
также выполняют с применением прокладо (ванадий медь, ниобий
медь, тантал медь). Временное сопротивление сварных соединений
титановых сплавов ВТ6 и ВТ5..1 со сталью 12Х18Н9Т, выполненных
диффузионной сваркой с применнием прокладок ванадия и меди,
равно соответственно 408 532 и 530 570 МПа.
Микрорентrеноспектральное и peHTreHocTpYKTypHoe исследования
соединений, выполненных с промежуточным.и прокладками, обнару
живают диффузионные зоны значительных размеров без образования
интерметаллических фаз. Даже после высокотемпературноrо изо
термическоrо HarpeBa (например, 1000 ос 10 ч) хрупкие фазы в соеди"
нениях не образуются. Диффузионная зона со стороны титана имеет
структуру, характерную для мартенситqподобной а' ..фазы, и со CTO
роны ванадия (ниобия) прослойку леrированноrо Ti. В зоне
контакта V(Nb) Cu образуется твердый раствор с [. ц. к. решеткой.
Используемый для прокладок ванадий должен содержать 0,02
0,03 % с.
Временное сопротивление сварных соединений ВТ5..1 + 12Х 18Н9Т
с прокладками меди толщиной 0,01 мм и ванадия толщиной 0,07 мм
составляет [171]: при 150 ос 489 509 МПа; при 300 ос 438 450 МПа;
при 400 ос 318 320 МПа; при 500 ос 276 284 МПа. Ударная вяз..
кость таких соединений равна 350 КДЖjм 2 и уrол изrиба 50 600.
Микроструктура cBapHoro соединения ОТ4 со сталью 08Х15Н5Д2Т,
ВЫполненноrо с прокладкой ванадия, приведена на рис. 64.
Одним из технолоrических вариантов диффузионной сварки ти
Тана со сталью является сварка в жидкой среде (расплавленной
соли), предварительно наrретой до сварочной температуры [176].
151
Рис. 64. Микроструктура соединения
ОТ4 со сталью 08Х15 Н5Д2Т с прослой
кой ванадия. Диффузионная сварка в
вакууме (Х 200)
При таком способе HarpeB
более равномерный, ско"
рость ero в 3 6 раз выше
скорости HarpeBa этих же
деталей теплоизлучением
в rазовых средах или ва..
кууме.
идкая наrревательная
среда защищает поверхность
детали от окисления при
при охлаждении их на воз..
соли остается на поверхности
поrружении деталей в ванну и
духе после сварки, так как слой
u u
деталеи в виде тонкои пленки.
Сплав ВТl..0 со сталью 12Х18Н9Т сваривают с применением
промежуточных прокладок из ванадия и меди толщиной 0,1 мм.
Места сварки деталей обрабатывают механическим путем до высокой
о
чистоты, а непосредственно перед сварком свариваемые поверхности
деталей и промежуточных прокладок из ванадия и меди обрабаты-
вают шлифовальной шкуркой, обезжиривают ацетоном или четырех..
хлористым уrлеродом и сушат на воздухе в течение 3 5 мин. Собран..
ные для сварки детали устанавливают в приспособление, выполнен..
ное из коррозионно"стойкой стали и обеспечивающее сжатие собран..
ных деталей:"f"с усилием "",200 Н. Свариваемые детали собирают
в следующем порядке: со стороны сплава ВТl..0 укладывают вана-
диевую прокладку, затем медную и сверху сталь 12Х18Н9Т.
Приспособление с собранными деталями опускают в наrретую
до температуры 850 ос жидкую среду, состоящую из смеси солей:
70 % BaCI 2 + 30 % NaCl. Температуру жидкой среды плавно повы"
тают до 900 ос в течение 5 6 мин. Для создания надежноrо кон..
такта между свариваемыми деталями их непрерывно и плавно под..
жимают. После выдержки деталей в ванне при температуре 900 ос
в течение 8 10 мин приспособление с деталями извлекают из ванны.
При охлаждении деталей поджатие их в приспособлении продол..
жается до тех пор, пока температура не снизится до 350 400 ос.
Временное сопротивление соединений ВТ 1..0 со сталью 12Х 1 8Н9Т ,
выполненных диффузионной сваркой в жидкой среде, составляет
200 250 МПа [176]. Указанный метод диффузионной сварки в жид..
кой среде экономически целесообразен для мелкосерийноrо произ-
водства.
Существует несколько способов получения биметалла титан
сталь про каткой: в вакуумированных пакетах, в вакууме и др.
[12, 124]. Наиболее перспективен способ получения биметалла
титан сталь rорячей прокаткой в вакууме при соответствующем
подборе величин обжатия и температур. Влияние технолоrических
факторов (rлубины вакуума, степени деформации, температуры и т. п.)
152
на свойства биметалла титан сталь исследовано в работе [12].
Сравнительные результаты вакуумной прокатки титана ВТ1..0
с армко..железом, сталями Ст3, Ст5, сталью 45, 09r2 и 12Х 18Н 1 ОТ
показали отрицательное влияние уrлерода на прочность соединений.
Уrлерод, диффундируя на rраницу с титаном, образует карбид TiC,
что снижает прочность соединений. Увеличение содержания уrле..
рода в стали с 0,028 до 0,45 % при прочих равных условиях снижает
временное сопротивление с 260 до 140 МПа. . 'd
Проkатка при температуре 900 ос титана с армко..железом при
использовании ванадия (содержание уrлерода 0,02 %) повышает
прочность биметалла на отрыв. Предел прочности при отрыве би--
металла ВТ1..0 + Ст3, прокатанноrо с проклаДКОЙ",-ванадия в ва..
кууме 0,00665 Па при температуре 1000 ос и степени обжатия 20 %
(толщина слоев стали 8 мм, титана 2 мм), составляет 435 440 МПа.
Механические свойства биметалла ВТ6С + 12Х18НI0Т с двойной
прокладкой Nb + Си (прокатка в вакууме 0,00266 Па: при 950 ОС,
степень обжатия 45 50 %) приведены в работе [124]. Разрушение
биметалла происходит, как правило, по меди. Ударная вязкость
биметалла ВТ6С + 12Х18НI0Т иJ.\tlеет высокие значения при испы..
тании как со стороны титана, так и со стороны стали (табл. 25).
еталлоrрафическое и микрорентrеноспектральное исследования
биметалла титан сталь, полученноrо с промежуточными проклад"
ками, показывают, что в процессе прокатки происходит взаимная
диффузия элементов на rранице раздела биметалла без образования
хрупких фаз.
Исследованием биметалла ВТ6С + 12Х18НI0Т с промежуточ"
ными прокладками ниобия и меди установлено, что на rранице ти"
тан ниобий образуется зона повышенной твердости, представля..
ющая собой непрерывный ряд твердых растворов ниобия в титане.
Отжиr образцов при температуре 800 ос в течение 1 ч не вносит за..
метных изменений в структуру rраничной области ниобий титан.
В биметалле ОТ4 + 12XI8HIOT, прокатанном с проклздками
ниобия и меди в вакууме 0,00665 Па при температуре 920 ос исте..
т а б л и ц а 25
'Ударная вязкость биметалла ВТ6С + 12Х18НI0Т и ero составляющих
Толщина составляющих, мм
Свариваемые сплавы ан, кДж!м2 Схема
ВТ6С Nb Си 12Х18Нl ОТ испытания
3,2 0,05 0,1 6,65 2900 3100 Надрез
по титану
3,8 0,24 0,46 5,5 2800 Надрез
по стали
ВТ6С+ 12Х18НI0Т
ВТ6С
12Х 18НI0Т
10
I 600 I
I 3000 3200 I
10
153
[е Си
Сц
if СР
Ni
=::r
:t:
с::> (е :::r
Си СР
Ni Nb
Расстояние Расстояние
о) О)
Nh
1S мкм
Си
Рис. 65. Микроструктура (а) rраницы раздела биметалла ОТ4 + 12Х18НI0Т и характер
распределения элементов на rранице сталь медь (6) и медь ниобий (8)
пени обжатия 30 45 %, появляется зона взаимной диффузии (ши
риной "'-/70 мкм) на rранице медь сталь. Структура rраницы соеди
нения биметалла ОТ4 + 12Х18НI0Т и характер распределения ле
rирующих элементов на rранице сталь медь и медь ниобий при
ведены на рис. 65. Распределение l\1еди неравномерно и меняется
следующим образом: на участке шириной "'-/12 мкм, прилеrающем
непосредственно к медной прокладке, происходит изменение ее co
держания от исходноrо до 40 %. Этот состав практически сохраняется
постоянным на участке шириной "'-/38 мкм, после чеrо следует участок
шириной "'-/20 мкм, на котором концентрация меди снижается от
40 % до о. Для железа, хрома и никеля наблюдается обратный
характер распределения элементов на тех же участках.
Состав зоны взаимной диффузии на rранице медь сталь следу
ющий: 40 44 % Fe, 10 12 % Cr, 6 7 % Ni.
На rранице медь ниобий наблюдается диффузия ниобия и меди
на участке rлубиной "'-/40 мкм; концентрация ниобия на участке
"'-/12 мкм снижается от исходноrо содержания до 70 % и затем на
протяжении "'-/20 мкм остается постоянной, резко падая до НУЛЯ
на участке "'-/10 мкм. На этих же участках наблюдается обратный
характер распределения меди, хотя диффузия ее распространяется
дальше в ниобий на rлубину "'-/35 мкм. Состав зоны взаимной диффу"
154
зиН на rранице ниобий медь: 30 % Си, 70 % Nb. На rранице
ниобий титан заметной диффузии элементов не наблюдается.
Предел прочности при отрыве TaKoro биметалла равен 400
430 l"\'1Па. Биметалл обладает термически стабильными механиче
скими свойствами после HarpeBa в воздушной атrvrосфере при темпе
ратуре 300 и 350 ос в течение 100 и 500 ч. Предел прочности при
отрыве биметалла после указанных HarpeBoB находится на уровне
исходноrо и составляет 395 430 МПа. Разрушение биметалла про
исходит' по медной прокладке. Повышение прочности би]иета.пла при
использовании медной прокладки, находяrцейся между более проч
ными металлами ниобием и сталью, связано, с одной стороны,
с эффектом упрочнения меди при леrировании за счет взаимной
диффузии находящихся в контакте металлов, а с друrой с особен
ностью напряженноrо состояния металла с малым пределом TeKY
чести. При деформации полученноrо слоистоrо материала в медной
прокладке наблюдаются более высокие напряжения сдвиrа, обуслов
ленные блокировкой движения дислокаций более прочным металлом
на rранице раздела.
Вопросы прокатки пакетным способом титана и ero сплавов со
сталью освещены в работе [124].
ноrочисленные исследования непосредственной сварки плавле
нием титана со сталью не решили задачи получения качественных
соединений [93, 196]. в последнее время техника и технолоrия сварки
плавлением титана со сталью пополнились рядом новых приемов
с применением особых присадочных металлов, промежуточных Me
таллов, обеспечивающих направленное реrулирование диффузионных
и тепловых процессов при сварке с целью получения металла шва
с определенным химическим составом, при котором достиrаются
необходимые свойства соединений.
Так, предложен способ сварки титана со сталью в среде rелия
с использованием охлаждаемой подкладки с увеличенной теплопро
водностью. Временное сопротивление таких соединений для тол
щИН O,05 O, 18 мм составляет 1440 МПа, относительное удлинение
б == 1 %. Имеются сведения о сварке в среде aproHa с использова
нием в качестве присадочноrо металла припоя, обладающеrо хорошей
смачиваеl'ЛОСТЬЮ и жидкотекучестью и содержащеrо 72 % Ag, 28 %
Си.
Предложены способы сварки титана со сталью с ПРИl'rlенением
промежуточных прокладок из -металлов, удовлетворительно свари
ваемых с титаном и сталью. Например, из монель металла, которыЙ
в процессе сварки расплавляется [А. с. NQ 210972 (СССР)]. По
данным работы [93], временное сопротивление сварных соединений
Титана со сталью 12Х 18Н9Т в случае использования термически
упрочняемых высокопрочных бронз KMц 3 1 (С1 в == 750 МПа) или
БрБ2 (С1 в == 660 МПа) составляет 600 МПа.
Более широкое распространение получила сварка плавлением
Титана со сталью с помощью вставки из ванадия и ero сплавов.
Однако использование нелеrированноrо ванадия для этой цели He
целесообразно ввиду ero низкой прочности. Леrирование ванадия
155
вольфрамом или хромом
(5 10 %) повышает при-
мерно в 1,5 раза проч-
ность ванадиевых сплавов
при сохранении высоких
пластических характери
стик [ 188 ] . Леrирование
хромом позволяет повы
сить коррозионные свой-
ства ванадиевоrо сплава.
Влияние основных леrирующих элементов на свойства сварных
соединений нелеrированноrо алюмотермическоrо ванадия со сталями
различных классов (мартенситной 09Х16Н4Б, ферритной Х17 и
аустенитной 12XI8HIOT) при электронно..лучевой сварке изучено
в работах [29, 30]. Электронно"лучевую сварку стыковых соедине
ний толщиной 3 мм выполняли за один проход при V CB == 45 м/ч
с применением присадочноrо металла, который в виде полоски тол
щиной 1 1,2 мм закладывали между соединяемыми металлами. В ка-
честве присадочноrо металла применяли низкоуrлеродистые хроми
стые стали. Выбранная схема сварки обеспечивает содержание 70
75 % присадочноrо металла в шве и не приводит к значительному
расплавлению соединяемых сталей и ванадия. Механические свойства
таких соединений зависят от химическоrо состава металла шва.
Влияние ванадия на ударную вязкость сварных соединений алю-
мотермическоrо ванадия со сталями 09Х16Н4Б и 12Х18НI0Т при
применении присадочной проволоки ОООХ 17Н4, выполненных элек
тронно..лучевой сваркой, приведено на рис. 66 [29]. При содержании
5 12 % V сварные швы отличаются высокой ударной вязкостью
(1300 1600 кДж/м 2 ). При содержании 1 2 % V в металле шва свар-
ных соединений появляется феррит. Дальнейшее увеличение леrи-
рования ванадием приводит к возрастанию количества феррита
в швах. При увеличении содержания ванадия свыше 5 % в швах
появляется небольшое количество карбидов. Швы, содержащие
15 % V, приобретают rрубо дендритное строение. Ударная вязкость
таких соединений составляет 1 OO 200 кДж/м 2 [29].
При увеличении. количества уrлерода микроструктура шва
остается ферритно-карбидной, но резко измельчается зерно, увеличи-
вается количество карбидной фазы, появляются скопления карбидов
в первых кристаллизационных слоях металла шва на rранице с ва-
надием. При этом rраницы зерен утолщаются, что связано, по дан-
ным электронно"микроскопическоrо исследования, с выделением
карбидов vc. Причиной резкоrо снижения ударной вязкости в дан"
ном случае является увеличение и неблаrоприятное расположение
карбидной фазы. Влияние основных леrирующих элементов корРО-
а Н1 кДж/ м 2
150
120
60
30
о
У,%
б
12
156
Рис. 66. Зависимость ударной ВИЗ-
кости сварных соединений ваlIа
дия со сталями 09Х16Н4Б (1) и
12Х18НI0Т (2) от содержания Ba
надия в шве. ЭJlектронно-лучевая
сварка с присадкой: ОООХ17Н4
рис. 67. Зависимость ударной вязкости
сварНЫХ соединений ванадия со сталью
09Х16Н4Б от содержания леrирующих
элементов. Электронно луqевая сварка
ан, кДж/м 2
1500 ._ ..
зионно"стойкой стали (хрома и
никеля) исследовано при coдep
жании в швах 5 12 % V и
0,03 % с. Леrирование швов
до 35 7 Cr не снижает суще
ственно ударную вязкость 300
сварных соединений.
При совместном леrирdва..
нии швов хромом, никелем и
уrлеродом (при общем содер..
жании в стали не более
0,01 % С) ударная вязкость со..
единений, равная 1200 1500 кДж/м 2 , постепенно снижается по
мере повышения концентрации хрома до 30 35 %. При содержании
в стали 0,02 0,06 % С сварные соединения независимо от KOHцeH
трации хрома разрушаются хрупко по шву при ударной вязкости
100 200 кДж/м 2 . Ударная вязкость сварных соединений ванадия
со сталью резко снижается, если концентрация в шве MapraHua и
кремния превышает соответственно 2,8 и 1,6 % (рис. 67). Сопротив"
ляемость ударным наrрузкам сварных соединений ванадия с железом
или хромистой сталью высокая при содержании в швах 0,01 % С
либо при их леrировании никелем ( 2 %) [ 9].
Влияние ванадия на прочность и пластичность при изrибе свар..
ных соедин ений стали 08Х 15Н5Д2Т и сплава V8W толщиной 1 мм
исследовано при содержании в металле шва 0,04 % С, 3,5 % Ni
и 12 % Cr (арrонодуrовая сварка). Такие соединения имеют опти"
мальные механические свойства при содержании 6 12 % У: О'в >
> 400 МПа и а > 100 О. Дальнейшее увеличение количества ва..
надия ( 15 %) снижает механические свойства, особенно уrол
изrиба, что определяется концентрацией и распределением ванадия
в зоне шва, примыкающей к ванадиевому сплаву. Микроструктура
металла шва со стороны ванадиевоrо сплава при разном содержании
ванадия в металле шва показана на рис. 68. При повышении coдep
жания ванадия до 17 % в металле шва на rранице сплавления с Ba
надиевым сплавом увеличивается диффузионная зона (рис. 68, б);
при содержании в швах выше 20 % V в металле шва на rранице
сплавления с ванадиевым сплавом наблюдается образование трещин
(рис. 68, в).
Изучение особенностей формирования стыковых соедине-ний ва..
надия и некоторых ero сплавов с коррозионно стойкими сталями при
электронно..лучевой и арrонодуrовой сварке показывает, что механи
ческие свойства таких соединений определяются соотношением ле..
rирующих элементов в металле шва. Содержание элементов в металле
Шва должно быть оrраничено: 5 12 % У; 0,08 % С; 5 %' Ni;
1 % Si; 2 % Mn. При сварке плавлением ванадия и ero сплавов
900
........ .
........ .......
2
,
0,1
Lf .
,
0,2
б I Ji, МП 1 Мо, Си
0,3 [NJ, %
157
Рис. 68. Микроструктура металла шва
стали 08Х15Н5Д2Т с ванадиевым спла-
вом V8W при содержании ванадия в ме-
талле шва:
а 6 12 %; б 17 %; в 25 %
( х 150)
с коррозионно-стойкими сталями необходимо управлять составом
металла шва и применять технику сварки, надежно обеспечивающую
получение сварных швов заданноrо химическоrо состава. Для обес-
печения состава шва в заданных пределах необходимо правильно
распределить энерrию источника между соединяемыми металлами.
На основании расчета по формуле, приведенной в работе [182],
для получения шва с содержанием 8 % V при сварке встык стали
08Х15Н5Д2Т с ванадиевым сплавом V8W толщиной 1 мм отклонение
луча от линии стыка в сторону стали должно составлять 0,65 мм.
Экспериментально установленное значение отклонения луча относи-
тельно стыка свариваемых кромок при соединении указанных соче-
таний материалов равно 0,6 мм.
При электронно-лучевой сварке на режиме 1 св === 37 мА, и уск ==
=== 25 кВ, V CB === 40 м/ч (диаметр луча 0,9 мм) и смещении луча на
0,6 мм в сторону стали содержание ванадия в шве составляет 8 %,
а сварные соединения имеют удовлетворительные механические
свойства (ав === 430+450 МПа, а == 1100).
Электронно-лучевая сварка стали 08Х15Н5Д2Т толщиной 1,2 мм
с ванадиевым сплавом V8W толщиной 1,5 мм на режиме 1 СВ === 62 мА,
И УСК === 20 кВ, V CB === 45 м/ч при смещении луча на 1,1 мм в сто-
рону стали обеспечивает получение сварных соединений с а в ==
=== 490 +520 МПа и а === 1100 [зо] .
158
Рис. 69. Зависимость ударной вязкостй а н, /-;UJ'IM2
сварн ыx соединений ванадия со сталью "rЦЛ'/.
09Х16Н4Б, выполненных с раЗЛИЧНЫl\olИ
лрисадочными материалами, от скоро..
сти сварки; присадочная проволока:
1 ОООХ17Н4Б; 2 09Х16Н4Б
Специфическая особен..
ность электронно..лучевоЙ
сварки стали с ванадием 30
приrvlенение высоких скоро..
стеЙ HarpeBa, кристаллизации О
и охлаждения. Повышение
скорости сварки уменьшает
время существования сварочной ванны, что способствует снижению
диффузии ванадия в металл шва и уrлерода к rранице сплавления
стали с ванадием. Влияние скорости сварки на ударную вязкость
сварных соединений ванадия с коррозионно"стойкими сталями, вы..
полненных присадочными проволоками с различным содержанием
уrлерода, исследовано в работе [31]. Изменение ударной вязкости
сварных соединений ванадия со сталью 09Х16Н4Б, выполненных
присадочными материалами ОООХ17Н4Б и 09Х16Н4Б, в зависимости
от скорости сварки представлено на рис. 69 [31].
Электронно..лучевая сварка стали 09Х16Н4Б с ванадием ива..
надиевым сплавом V8W толщиной 1 10 мм с применением приса..
дочноrо материала ОООХI7Н4Б, выполненная при V CB === 45 м/ч и
смещении луча со стыка в сторону стали на 0,5 0,7 мм, обеспечи..
вает содержание в шве 8 12 % V и получение сварных соединений
с О'в === 400+530 МПа (ванадий + сталь 09Х16Н4Б) и 570...;-..650 МПа
(сплав V8W + сталь 09Х16Н4Б) и соответственно ан === 100071500
и 700+1200 кДж/м 2 .
Рассмотрим особенности сварки титана с ванадием, которые
обусловлены rлавным образом структурными превращениями в си..
стеме Ti V. Диаrрамма состояния системы Ti V характеризуется
наличием ряда твердых растворов с "титаном и оrраниченной рас..
творимостью в а"титане. Ванадий 'снижает температуру полиморф..
Horo превращения титана и увеличивает устойчивость р..фазы.
Анализ диаrраммы состояния Ti V показывает, что эти металлы
сплавляются во всех соотношениях. без образования хрупких фаз.
Узкий интервал кристаллизации способствует затвердеванию ме..
талла с незначительным изменением состава. Все это создает блаrо..
приятные условия для сварки плавлением этих металлов.
Содержание ванадия в металле шва сварных соединений ОТ4 +
+ V8W в пределах 35 45 % позволяет стабилизировать ..фазу
металла шва и тем самым практически сохранить исходный уровень
пластичности при изrибе при последующих HarpeBax до 250 ОС.
При дальнейшем повышении содержания ванадия в металле шва
устойчивость "твердоrо раствора остается такой же, как у сплавов
с низким содержанием ванадия.
Технолоrия сварки плавлением титана с коррозионно"стойкими
Сталями с применением вставки из ванадия описана в работе [1'13].
90
1»
20
80 !r 8 м/и
V c ' ;;...
Lf-D
60
159
Т а б л и Ц а'" 26
....
Ориентировочные параметры режима автоматической арrонодуrовой сварки встык
титановоrо сплава ОТ4 со сталями 08Х15Н5Д2Т, 08Х18НI0Т
Свариваемые сплавы
Толщин а,
мм
1 св' А
V CB ' м/ч
Расход
aproH а,
л/мин
ОТ4 + V8W 1 + 1 85 90 ЗО 35 8 10
2+2 125 130 15 18 10 12
08Х15Н5Д2Т + V8W 1 + 1 80 85 30 35 8 10
1,2 + 1,5 60 75 25 30 10 12
08Х15Н5Д2Т + V8W (присадочная про 1 + 1 60 65 17 20 lO 12
волока 08Х 15Н5Д2Т)
--
08X18HIOT + V8W (присадочная про 1 + 1 60 65 17 20 lO 12
волока 08Х15Н5Д2Т)
При м е ч а н и е. Диаметр вольфрэмовоrо электрода 2 мм; смещение электрода в сто-
рону стали O,6 1 мм; И д == 8+10 Во
При соединении титановых сплавов ОТ4, ОТ4..} со сталью
08Х15Н5Д2Т с применение:м вставки из ванадиевоrо сплава вначале
сваривают титан с ванадиевым сплавом. При этом во избежание пере
rpeBa ванадиевоrо сплава ширина полосы последнеrо составляет
40 50 мм. Автоматическую арrонодуrовую сварку выполняют на
постоянном токе прямой полярности на медной подкладке с форми
рующей канавкой. Ширина канавки 6 8 MlVI, rлубина 0,5 0,8 ММ.
Сварку встык титановых сплавов с ванадиевым сплавом толщиной
1 1,5 мм выполняют при смещении вольфрамовоrо электрода OTHO
сительно продольной оси на 1 мм в сторону ванадиевоrо сплава
(табл. 26).
/ Сварные соединения титановых сплавов ОТ4, ОТ4..1 со сплавом
V8W подверrают стабилизирующей термообработке в вакууме по
режиму: Т == 560 ОС, t == 1 ч. После сварки от ванадиевоrо сплава
отрезают полоску шириной 8 15 мм, к которой и приваривают
сталь.
Электронно..лучевую сварку T TaHOBЫX сплавов ОТ4, ОТ4..1, ТС5
с ванадиевым сплавом V8W толщиной 1 1,5 мм выполняют при
смещении луча на 1 1,3 мм: в сторону ванадиевоrо сплава, а сварку
сталей 08Х15Н5Д2Т, 09Х16Н4Б с ванадиевым сплавом V8W при
смещении луча на 1,1 мм в сторону стали (табл. 27).
При сварке тел вращения или труб из стали и титановоrо сплава
при использовании ванадиевоrо сплава в виде кольцевой вставки
кольца, последние изrотовляют сварными или бесшовными, напри..
мер, методом выдавливания на токарно..давильном станке или штам"
повкой с rлубокой вытяжкой. Ванадиевые кольца изrотовляют
электронно..лучевой, автоматической арrонодуrовой сваркой с мест..
ной или общей защитой или ручной арrонодуrовой сваркой в спе..
160
Таблица27
Режимы элеКТРОilНО-Jlучевой сварки встык титаНО!JЫХ сплавов ОТ 4, ОТ 4-1
и сталей 08Х15Н5Д2Т, 09Х16Н4Б с ванадиевыми сплавами
Свариваемые сплавы Толщина, 1 св' мА И УСК ' и св , М/Ч
мм кВ
ОТ4 + V8W 1 +.1 30 30 40
ОТ4 + V8W 1,2 + 1,5 75 20 45
08Х15Н5Д2Т + V8W 1 + 1 55 30 40
1,2 + 1,5 110 20 45
09Х16Н4Б + BHM 1 3+3 45 47 60 65
.
u
циальнои камере с применением присадочноrо металла Toro же
состава, что и основной. Кольца, ВЫПО4ненные арrонодуrовой
сваркой, рекомендуется подверrать вакуумному отжиrу по режи-
му: Т == 1050 ОС, t == 1 Ч, вакуум в печи не менее 0,00665 Па.
Ширина кольца из ванадиевоrо сплава 8 15 мм.
Кольцевой шов титана с ванадиевым сплавом сваривают в первую
очередь. При этом вольфрамовый электрод смещают от продольной
оси стыка в сторону ванадия на '1 мм. В качестве присадочноrо
металла применяют сварочную проволоку ВТ1..00 диаметром 1,5
2 мм. Соединения после сварки подверrают стабилизирующему
отжиrу по режиму: Т == 560 ОС, t == 1 ч, вакуум в печи 0,0133 Па.
Кольцевой шов стали с ванадиевым сплавом V8W сваривают во ВТО"
рую очередь при смещении вольфрамовоrо электрода от продольной
оси стыка в сторону стали на 1 мм. В качестве присадочноrо металла
применяют сварочную проволоку 08Х15Н5Д2Т (табл. 28).
Сварные соединения титановоrо сплава ОТ4 со сталями
08Х15Н5Д2Т, 08Х18НI0Т, выполненные через вставку из ванадие-
Boro сплава п.о оптимальной технолоrии, характеризуются удовлетво"
рительной прочностью при кратковременном и длительном статиче..
T а б л и ц а 28
Режимы автоматической арrонодуrовой сварки труб
из сталей 08Х15Н5Д2Т, 08Х18НI0Т с титановым сплавом ОТ4
Свариваемые сплавы Толщина, мм / св' А и св , м/ч
ОТ4 + V8W 1 + 1 35 15
1,2 + 1,5 60 25
08Х15Н5Д2Т + V8W 1 + 1 30 15
1,2 + 1,5 60 25
..
08Х18НI0Т + V8W 1 + 1 40 15
При м е ч а н и е. Ид == 10+12 В, расход aproHa 10 12 л/мин.
6 В. Р. Рябов и др.
161
Таблица29
Механические свойства сварных стыковых соединений
сталей 08Х15Н5Д2Т и 08X18HIOT с титановым сплавом ОТ4,
выполненных автоматической арrонодуrовой сваркой со вставкой
из ванадиевоrо сплава (толщиной 1 мм)
Предел Число
о"в (МПа) длительной циклов
при температуре прочности N. 1 o
Свариваемые сnла:вы а О испытания, ос за 500 ч при
испытания напря-
I при 300 ос, жении
20 300 МПа 0,5а в
08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4 90 120 420 470 420 460 400 1,5 4
08X18HIOT + V8W + ОТ4 80 100 350 460 325 430 300 0,2 1
08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4 90 120 480 550 460 500 410 1 5
При м е ч а н и е. Уrол изrиба CBapHoro шва приведен со стороны сталь + ванадие
вый сплав.
ском растяжении в интервале температур 20 300 ос, а также в усло..
виях повторных статических и циклических наrружений (табл. 29).
Сварка титана с алюминием. Титан и алюминий характеризуются
существенными различиями в физических свойствах и кристалличе-
ском строении. Диаrрамма состояния относится к системам с пери..
тектическим превращением. В системе Ti Al протекают три пери..
тектические реакции: первая при температуре 1460 ос с образо-
ванием l' фазы, представляющей собой химическое соединение типа
TiAl, содержащее 36,03 мас. % Al; вторая при температуре
1340 ос с образованием соединения ТiАl з , содержащеrо 60 64 мас. %
AI; третья с образованием твердоrо раствора титана на основе
алюминия из расплава, содержащеrо 0,15 мас. % Ti. Предельная
растворимость титана в алюминии весьма мала и составляет 0,26
0,28 % при температуре 665 ос. С понижением температуры paCTBO
римость становится еще меньше и достиrает при 20 ос 0,07 мас. %.
Алюминий в титане образует оrраниченные области сх.. и paCTBopOB.
В связи с этим при сварке титана с алюминием при расплавлении
обоих металлов не представляется возможным получить металл шва .
в пределах взаимной растворимости этих элементов. При расплавле..
нии этих металлов неизбе2КНО образование химических соединений
титана с алюминием, что приводит К получению хрупких швов, не..
приrодных к эк плуатации.
Титан с алюминием и ero сплавами успешно соединяют сваркой
давлением за счет cOBMecTHoro деформирования. В работе [93] при..
ведены результаты холодной сварки титана BT1 0 с алюминиевым
сплавом AМr6. С целью получения качественных стыковых соедине
ний процесс осадки соединяемых цилиндрических образцов цикличе..
ски повторялся. Тита но алюминиевые соединения имели О'в == 304..;.-
+310 МПа.
Способ получения тита но алюминиевых переходных элементов
трубопроводов с помощью холодной сварки путем cOBMecTHoro де-
формирования эаrотовок [93, 139] заключается в следующем: алю
162
u
миниевую заrотовку совмещают с титановоя, цилиндрическая по
верхность которой имеет кольцевые канавки и выступы. По торцу
стальноrо кольца прикладывают осевое усилие, обжимающее заrо..
товку при перемещении кольца в заданное положение. Канавки на
титановой заrотовке при обжатии заполняются алюминием, созда..
вая контакт между соединяемыми заrотовками. Исследования про..
водили на натурных титаноалюминиевых переходниках с внутрен"
НИМ диаметром 10 100 мм. Титаноалюминиевые сварные соединения,
u U
выполненные по указаннои технолоrии, характеризуются высокои
работоспособностью. Сварные соединения сохраняют rерметичность
после 1000 циклов охлаждения в жидком азоте с последующим Harpe..
вом до + 100 ос со скоростью 200 450 ОС/мин. При циклических
испытаниях давлением 0 100 МПа с периодической проверкой rep
метичности соединения rелием потери rерметичности не наблюдалось.
При испытании сварных титаноалюминиевых переходников до раз..
рушения разрыв происходил по алюминиевой трубе около переход"
ника. В работах J62, 72, 166] определены оптимальные параметры
клинопрессовой сварки титановоrо сплава ОТ4 с алюминиевыми
сплавами АДI, AМr3, AMr6. .Сочетания высокой степени пластиче..
ской деформации, температуры HarpeBa и времени процесса создают
блаrоприятные условия для получения надежноrо соединения ти-
тана с алюминиевыми сплавами.,
Вопросы сварки ВЗрЫВОl\/! титана с алюминиевыми сплавами осве..
щены в работе [152 ]). Исследователями определены оптимальные
условия получения сваркой взрывом двухслойных заrотовок ВТ1..0+
+ АДl с толщинами листов металлов 8 + 1,5 мм соответственно и
трехслойных ОТ4 + АДl + AMr6 с толщинами листов 10 + 2 +
+ 6 мм соответственно. Установлена зависимость формирования и
свойств соединения от режимов сварки. При скоростях соударения
свариваемых пластин ",,400 600 м/с соединение имеет <1 в == 100 +
+ 120 МПа, что соответствует прочности АДl в упрочненном при
взрывном наrружении состоянии.
При диффузионной сварке титана с алюминием [А. с. NQ 266536
(СССР)] получены соединения титана ВТ1..0 с алюминием АДl при
режиме сварки: Т == 520 540 ос, t == 60 мин. Указанные соедине..
ния имели ан 90 МПа и а == 1800.
В работе [36 J исследованы соединения биметалла АД! + ВТ1..0,
полученноrо rорячей прокаткой при температуре 420 ос. Толщина
слоев составляющих биметалла: алюминия 7 мм, титана 1 мм.
В связи с большой разницей в температурах плавления титана
и алюминия сварка плавлением этоrо сочетания возможна при рас..
плавлении только алюминия. Установлены допустимые временно..
температурные условия взаимодействия титана с алюминием, cy
Ществование периода задержки образования интерметаллических
соединений по линии контакта твердый титан жидкий алюминий.
Так, при температуре жидкой ванны алюминия 700 и 800 ос и вы..
держке 15 с образования интерметаллидов не наблюдалось. При
больших выдержках, а также при температуре ванны 900 ос и выше
образуется фаза TiAI3.
6* 163
Технолоrический процесс необходимо выбирать таким, чтобы
температура в месте контакта алюминия с титаном не превышала
850 ос. Поэтому при существующих методах сварки плавлением
титана с алюминием до расплавления доводят только алюминий, KO
торый, смачивая титан, образует с ним соединение. Таким спосоБОl\1
возможно получение нахлесточных соединений титана с алюминием.
Непосредственная сварка титана с алюминием при расплавлении
только алюминия требует cTpororo соблюдения технолоrии сварки
и не всеrда дает стабильные результаты. Поэтому предложен способ
соединения титана с алюминием с предварительным нанесением слоя
алюминия на кромку титана методом наплавки или алитирования
титановой кромки в расплаве техническоrо алюминия.
В работе [11] даны рекомендации по алитированию титана в рас..
плаве алюминия под флюсом. При такой технолоrии вqзможно полу"
чение слоя алюминия, прочно сцепленноrо с титаном.
При сварке титановых сплавов BT1 0, ОТ4, ВТ5..1 с алюминием
и алюминиевыми сплавами AMr6, Д20, АДl на предварительно али..
тированную титановую кромку наплавляют слой алюминия. При
толщине титановоrо листа более 8 мм режим наплавки следующий:
[св == 170 + 180 А, Ид == 18 +20 В, диаметр присадочной проволоки
5 8 мм, расход aprOHa 16 18л/мин. После механической обработки
наплавленной кромки ее стыковали с алюминиевой и сваривали с при..
менением присадочной проволоки состава, соответствующеrо со..
ставу свариваемоrо алюминиевоrо сплава. Временное сопротивление
таких соединений (110 270 МПа) зависит от толщины слоя наплав..
ленноrо алюминия, которая не должна превышать 1 1,5 мм. Сварные
соединения имеют уrол изrиба 17 зо О. Соединения обладают удов"
летворительной стойкостью при усталостных испытаниях. Соедине..
ния титановоrо сплава ОТ4 с алюминиевым AMr6 выдержали испы..
тания в течение 50 79,7 тыс. циклов.
Сварка титана с медью. Титан и медь резко отличаются по физи..
ческим свойствам, типам кристаллических решеток и размерам
атомных радиусов (см. табл. 1).
Титан с медью, так же как и с железом, образуют систему с orp/a
ниченной растворимостью и эвтектоидным распадом ..фазы. В этой
системе образуются интерметаллические соединения (Ti 2 Cu, TiCu
И 1 ТiСuз, содержащие 39,88, 57,0 и 79,92 мас. % Си соответственно)
и леrкоплавкие эвтектики (при 66 и 43 % Си с температурой плавле..
ния 885 и 955 ОС). Максимальная растворимость меди в а.. Ti состав-
ляет 2,1 мас. % и в Ti 13,4 м:ас. % при 990 ос, рас'frВОРИМОСТЬ
титана в меди при 400 ос 0,4 мас. %. В связи с этим при сварке
плавлением меди с a Ti при расплавлении обоих металлов не пред"
ставляется возможным получение металла шва в пределах взаимной
растворимости этих элементов. При расплавлении этих металлов
неизбежно образование леrкоплавких эвтектик и интерметалличе-
ских фаз, что обусловливает возникновение трещин в сварных со..
единениях.
Для соединения титана с медью и ее сплавами перспективны сп о..
собы сварки в твердом состоянии. В работах [12, 111] дан подроб...
164
v u
ныи анализ технолqrии получения, исследованы механические свои
ства и переходные структуры соединений титана и ero сплавов
с медными сплавами методом совместной прокатки. Непосредствен"
иая прокатка титана с медью приводит к образованию интерметал
лических фаз, поэтому при изrотовлении биметалла титан медь
рекомендуется применение ниобиевых прокладок толщиной О, 1
.1 ,5 мм.
В работе [111] исследована сварка взрывом титановых сплавов
ВТ1..0, ОТ4, Ti3A137Nb с медью М3р. Получены соединения, равно..
u v
прочные наrартованнои меди, подверrшеися наклепу в результате
соударения пластин в процесс е сварки с временным сопротивлением
соединений 270 332 МПа. Металлоrрафическими исследованиями
обнаружены локальные участки интерметаллидов типа ТiзСu и
TiCu на rранице контакта титана с медью. HarpeB соединений до
температуры 500 ос и выше приводит к образованию сплошной про..
слойки интерметаллидов и снижению BpeMeHHoro сопротивления
сварных соединений.
В связи с этим для получения соединений а титановых сплавов
с медьюМ3р стабильноrо качества сварку взрывом производят с при
менением промежуточноrо слоя ниобия. Толщина ниобиевой про..
u
слоики зависит от толщины свариваемых металлов и изменяется
в пределах 0,3 1 мм при толщине титановых листов 5 15 мм и
медных 3 8 мм. Временное сопротивление тцких соединений в co
стоянии после сварки равно 270 300 МПа. При высокотемператур"
ном HarpeBe (850 900 ос, выдержка 1 ч) образования хрупких про..
слоек в сварных соединениях не наблюдалось [111].
Диффузионная сварка титана с медью без применения промежу"
точных металлов обеспечивает получение соединения в узком тем-
пературно временном интервале. Оптимальным для соединения ти"
тана ВТ1..0 и меди Мlб считается режим диффузионной сварки:
т === 850 ос, t == 10 мин, р == 5 МПа, вакуум 0,0133 Па.
В работе [12] исследована диффузионная сварка титана с медью
через жидкую фазу, образующуся в результате HarpeBa соединяемых
деталей до температуры плавления эвтектики при сварке сплавов
ОТ4 + БрХl по оптимальному режиму (Т == 750 ос, t == 15 мин,
р === 15 МПа). Временное сопротивлен'ие отдельных образцов дости"
rало 300 МПа. При испытании разрушение образцов происходит
хрупко по поверхности контакта промежуточной фазы и титановоrо
сплава.
Режимы сварки и временное сопротивление сварных соединений
титановых сплавов ОТ4 и ВТ14 с медью М3р и бронзой БрХl, вы-
полненных диффузионной сваркой с пр и мене ни ем прослоек молибдена
и ниобия, приведены в табл. 30 [93J.
Для сопоставления в табл. 30 приведено временное сопротивление
сварных соединений, выполненных бев прослойки. При сварке
с прослойками более высокое временное сопротивление получено
при диффузионной сварке с печным наrреБОМ. Результаты исследо
валия холодной сварки сдвиrом титана с медью приведены в pa
боте [93].
165
При холодной сварке на со..
единяемых поверхностях преду..
сматривают выступы и соответ..
ствующие им впадины; при со..
прикосновении свариваемые по..
u
верхности деталеи должны нахо..
диться под уrлом к направлению
сжимающеrо усилия. Временное
сопротивление сварных соедине..
ний возрастает вдвое, если вы..
ступы расположить на более мяr..
ком металле и вдавливать их во
впадины на твердом. Сварку плав..
лением этоrо сочетания металлов
осуществляют при расплавлении
только более леrкоплавкоrо ме..
талла меди. При таком сп о..
собе соединения с целью пр еду"
преждения образования хрупкой
интерметаллической прослойки
на rранице сплавления титана
с медью в процессе сварки необ..
ходимо максимально оrраничивать
u u
взаимодеиствия жидком меди с твердым ти"
Таблица30
Режимы диффузионной сварки
титана с медью и свойства
сварных соединений
Металл прослоfIки
Т, ос О'в' МПа
Без прослойки 800 64
800 147 160
Молибден (напы 950 80 115
ленный) 980 190 220
950 72 105
Ниобий (напылен 980 190 220
ный) 950 93
Ниобий (фольrа 980 220 272
толщиной 0,1 мм)
При м е ч а н и е. Температура Ha
rpeBa и временное сопротивление соедине
ний, полученных при использовании ин
дукционноrо (числитель) и печноrо (зн а-
менатель) HarpeBa. Время сварки 30 и
300 мин, давление 5 и 3,5 МПа COOTBeT
ственно.
ПРОДОЛ2Кительность
таном.
В условиях электронно..лучевой сварки тонколистовых титана
и меди на жестких режимах возможно получение соединений судов..
u
летворительными механическими своиствами при плавлении только
меди.Так, при соединении деталей (толщиной 0,5 1 мм) внахлестку
с отбортовкой меди возможно получение пластичных соединений,
равнопрочных меди. При сварке встык титана с медью и сплавом
БрХl (толщиной 1 мм) возможно получение бездефектных швов
с удовлетворительным формированием, однако такие швы характе..
ризуются низкими механическими свойствами .(а == 15 +200, а в ===
== 54;+105 МПа). Металл шва соединений имеет крупноиrольчатое
строение с неравномерной твердостью.
В работе [11] прIlведены результаты арrонодуrовой сварки ..
титановых сплавов ВТ15 J и Ti3A137Nb с медью М3р толщиной 2 и
5 ]им. На титановую кромку предварител.ьно eTOДOM плазменной
металлизации наносили медное покрытие толщиной 0,15 0,25 мм.
Сварку выполняли при смещении электрода от""'оси стыка B"""CTOPOHY
меди на 2,5 4,5 мм. При сварке пластин толщиной 3 и 5 ММ, тита..
новую кромку разделывали под уrлом 450 (табл. 31). 1
Электроноrрафическое исследование изломов показало, что по
линии сплавления титановых сплавов с медью возникают интерме..
таллиды типа ТiзСu и TiCu. Последующие наrревы таких соединений
до температуры 400 500 ос снижают прочность и пластичность.
При сварке титановых сплавов с медными для промежуточной вставки
возможно использование титановоrо сплава со стабильной "CTPYK"
166
Т а б л и ц а 31
Режимы арrонодуrовой сварки встык и механические свойства
-титановых сплавов с медью
Присадочная
C;:I проволока фc;:l
::s::1::(
Свариваемые сплавы =: [св' ИД' =:0 СТв'
::s: ФА а О
Ef А В диа.. =:rE-t МПа
с:;
0:S марка метр, );Ф);
:S мм u ==
ВТ15 + М3р 3 250 10 БрХl 1,2 2,5 196 100
5 400 12 БрХl 2,0 4,5 212 120
Ti3A137Nb + М3р 2 260 10 МСрl0 1,2 3,0 195 90
5 400 12 МСрl0 2,0 4,5 239 120
турой. Однако сварные соединения титановых сплавов с медными,
выполненные со вставкой из Р-титановоrо сплава, отличаются боль-
шим разбросом значений уrлов изrиба (",28 1120). В металле шва
отмечается образование прослоек с высокой микротвердостью (4700
4800 МПа). При таком способе сначала сваривают медный сплав со
вставкой-полоской из промежуточноrо металла, зате к ней при..
варивают титан.
Сварные соединения титана с хромистой бронзой, выполненные
со вставкам из туrоплавких металлов (табл. 32), достаточно пластичны.
Уrол изrиба соединения БрХl со сплавом ниобия, ванадием или тан"
талом при электронно..лучевой сварке составляет, как правило,
180°, при арrонодуrовой 120 1600. Ударная вязкость соединений
(толщиной 5 мм) 700 800 кДж/м 2 .
Таблица32
Режимы электронно-лучевой и автоматической арrонодуrовой сварки
титановоrо сплава ОТ4 с хромистой бронзой БрХl
с применением вставки из туrоплавкоrо металла
Свариваемые сплавы Сварка Толщина, [св а св , м/ч
ММ
ОТ4 + ВН2АЭ
Электронно-
лучевая
1,0 + 1,0
1,0 + 1,0
1,0 + 1,0
1,0 + 1,2
15 18
12 14
16 19
15 17
30 35
30 35
30 35
20 25
ОТ4 + ванадий
ОТ4 + тантал
ВН2АЭ + БрХl
ВН2АЭ + БрХl AproHo" 1,0 + 1,2 180 200 30 40
дуrовая
Тантал + БрХl 1,0 + 1,2 190 200 30 35
ОТ4 + ВН2АЭ 1,0 + 1,0 70 80 30 35
ОТ4 + ванадий 1,0 + 1,0 65 70 30 35
При м е ч а н и е. При арrонодуrовоfi сварке диаметр вольфрамоrо электрода 2 мм,
расход aproHa 1 o 12 л/мин, сварочный ток 1 св приведен в А; при электронно.лучевой сварке
УСКОРЯIOщее напряжение 60 кВ, сварочный ток 1 св приведен в мА.
167
Временное сопротивлеn:йе сварных соединений БрХl + туrоплав-
кий металл + ОТ4, выполненных электронно лучевой или aproHo-
дуrовой сваркой, определяется временным сопротивлением медноrо
сплава и составляет при 20 ос 300 МПа, при 200 ос 200 МПа, при
400.$ОС 150 МПа, при 600 ос 90 100 МПа. Разрушение сварных
соединений при испытании происходит по rранице шва с медным
сплавом.
СВАРКА туrОПЛАВНИХ МЕТАЛЛОВ
С друrими МЕТАЛЛАМИ
Необходимость создания конструкций, отдельные элементы ко-
торых работают в условиях высоких температур и наrрузок, резких
теплосмен и др., определяет требования к сварным соединениям
разнородных туrоплавких металлов, способных длительное время
работать в столь жестких условиях (13, 112, 187].
Сварка ниобия с друrими металлами. Одним из металлов, исполь-
зуемых в качестве основы при изrотовлении жаропрочных и корро-
зионно стойких металлов, является ниобий, отличающийся сравни-
тельно малой плотностью, высокой жаропрочностью и хорошей
стойкостью в расплавах при температурах. до 1300 ос. Сплавы на
основе ниобия при сварке плавлением склонны к образованию пор
в металле шва, которые образуются в результате наличия в металле
rазов, окислов и нитридов, а также взаимодействия уrлерода 'с кис-
лородом или окислами.
Ниобий обладает способностью поrлощать значительное количе-
ство водорода. Однако растворимость водорода в ниобии с повы-
шением температуры резко уменьшается, и при температурах выше
1000 ос водород практически удаляется из ниобия. Поэтому водород
не может быть причиной образования пор при сварке ниобия.
Особый интерес для промышленности представляют соединения
ниобия с аустенитными коррозионно-стойкими сталями, успешно
работающими при температуре до 600 ос в различных аrрессивных
средах.
При сварке давлением ниобия со сталью [28] возникают опре-
деленные трудности, так как при повышенных температурах ниобий
активно соединяется с кислородом, азотом и друrими rазами. Не...
посредственное плакирование туrоплавких металлов аустенитными
сталями также затруднено из за образования на rраницах OCHoBHoro
металла (Nb, Мо) и плакирующеrо слоя (Fe, Cr, Ni) ряда химиче..
ских соединений Nb 2 Fe з , NbFe 2 , NbCr 2 , NbNi 3 8 Получение биметалла
ниобий сталь методом rорячей прокатки двухслойных пакетов
в условиях BbIcoKoro вакуума обеспечивает хорошее схватывание
слоев разнородных металлов. Пакеты из ниобия ВН2 толщиной
2 мм со сталью Ст3сп толщиной 9 12 мм наrревали и прокатывали
на стане 170 в вакууме 5,2 мПа с обжатием 10 40 % в диапазоне
температур 900 1200 ос. С увеличением температуры прокатки
предел прочности слоев при срезе увеличивается (при 900 1000 ос
100 МПа, при 1100 1200 ос 210 230 МПа). Для обеспечения на-
168
дежноrо сцепления слоев биметалла ниобий сталь и более равно..
мерной деформации целесообразно вести прокатку при lIOO I200 ос
при суммарном обжатии 30 40 %.
Микроструктура соединения характеризуется наличием четкой
rраницы между двумя металлами. Со стороны стали наблюдается
обезуrлероженная зона с определенной ориентацией зерен в направ-
лении, перпендикулярном rранице. На rранице скапливается уrле-
род за счет диффузии из приrраничной области. Ширина обезуrлеро-
женной зоны уменьшается с увеличением обжатия. Микротвердость
со стороны стали в приrраничной области несколько уменьшается
(до 90 100 единиц) по сравнению с микротвердостью rлубинных
слоев (140 единиц). Со стороны ниобия существенных изменений не
происходит.
Исследованы процессы взаимодействия туrоплавких металлов
(ниобия' и молибдена) со сталью 12Х18НI0Т в биметаллах при дли-
u
тельном воздеиствии высоких температур и цикличности HarpeBa.
Установлено, что выдержка при температуре 1000 ос в течение
5 ч приводит К образованию переходной зоны шириной 2 3 мкм
с микротвердостью до 6000 МПа. Увеличение времени выдержки до
50 ч при той же температуре расширяет эту зону до 5 7 мкм и повы-
шает микротвердость до 9000 МПа. Уже при 5..часовой выдержке
о u
плакирующии слои отслаивается от основы.
С целью снижения хрупкости rраничной зоны в плакированных
материалах рекомендуется применять промежуточные прослойки
из металлов, не образующих с основными химических соединений.
Анализ двух.. и мноrокомпонентных систем показал, что для этой
цели наиболее эффективен ванадий, который по физико механическим
свойствам мало отличается от ниобия, а при взаимодействии с ним
образует непрерывный ряд твердых растворов переменноrо состава,
обладающих высокой прочностью и достаточной пластичностью
[119]. Перспективна также медь, однако следует учитывать сравни-
тельно низкую температуру плавления меди (1083 ОС).
При создании биметалла ниобий сталь 12Х18НI0Т в качестве
промежуточноrо слоя со стороны туrоплавкоrо металла применяют
ванадий, а со стороны коррозионно"стойкой стали медь. В работе
[56] изучены зависимости изменения механических свойств соедине..
ний технически чистоrо ниобия НВЧ со сталью 12Х18Н9Т и армко..
"
железом от размеров переходнои зоны, определены условия ее роста
и детально' изучена структура этой зоны. Образцы (диаметром 10
16 мм, высотой 30 50 мм) получали ударной сваркой в вакууме
при температуре 900 1300 ОС.
rBpeMeHHoe сопротивление ударных соединений ниобия с железом
определяется временным"'сопротивлением железа при испытаниях
до температуры 600 ос (О'в 100 МПа). Образцы обладают доста-
ТОчной пластичностью. Столь высокие механические свойства объяс..
няются тем, что толщина переходной зоны в контакте не превышает
1 мкм. Металлоrрафический анализ выявляет неоднородность строе..
ния и различную скорость роста слоев, составляющих переходную
зону. После длительноrо высокотемпературноrо:отжиrа в ней вы-
f()
явлены два слоя. Слой со стороны железа (микротвердость 7000
7500 МПа) растет быстрее, чем со стороны ниобия (микротвердость
>15 000 МПа). Рис. 14 иллюстрирует увеличение толщины слоев
переходной зоны при отжиrе (900 1200 ОС) соединения ниобий
НВЧ железо. В слое со стороны ниобия обнаружено большое
количество выделений неправильной формы размером 2 3 мкм.
Микротвердость этоrо слоя вдвое выше микротвердости слоя со CTO
роны железа и в 10 раз выше микротвердости ниобия и железа. СО CTO
роны последнеr9 после отжиrа наблюдается обезуrлероженная зона.
После сварки переходный слой соединения ниобия со сталью
12Х18Н9Т, как и в случае соединения с железом, не превышает
1 мкм. Однако при механических испытаниях разрушение проис..
ходит хрупко по стыку (<r B === 240 +290 МПа). Рентrеноструктурный
анализ подтверждает наличие карбидных фаз NbC и Nb 2 C на поверх..
ностях излома, а спектральный анализ выявляет скопление там 0'4..........
0,5 % С. На peHTreHorpaMMax поверхностей излома кроме линий
чистых металлов наблюдаются также линии фазы ниобий железо...........
никель хром.
На основании этих исследований авторы работ [19, 56] предпо
ложили, что для соединения ниобия со сталью целесообразно исполь
зовать промежуточные прослойки железа и никеля. Наряду с oцeH
кой роли никеля и железа в качестве барьеров при диффузии уrлерода
из стали в ниобий определены барьерные свойства карбида ниобия
при взаимной диффузии ниобия и железа.
В соединении ниобия со сталью 12Х 18Н9Т прослойку железа
применяли в виде фольrи или напыляли на сталь электронным лу..
чом в вакууме. Толщина прослойки составляла 0,2 0,8 мм. Фольrа
содержала 0,04 % С (техническое железо) или 0,004 % С (железо
Олектронно...лучевоrо переплава). В напыленном слое содержалось
э,02 % с.
При испытаниях на растяжение соединение ниобий прослойка
u
железа сталь разрушалось по прослоике или основному Металлу..........
ниобию. Характер разрушения определялся толщиной промежуточ"
ной прослойки железа и содержанием уrлерода в ней. Разрушение
по основному металлу ниобию происходило при толщине про
слойки 0,15 мм.
Из концентрационных кривых распределения радиоактивноrо
изотопа уrлеродаС 14 (рис. 70) видно, что за время собственно ударной
сварки (;'"OIJ 1 0 2 с) изотоп не проходит через никель, а проникает через
железо и скапливается на rранице соединения ниобия с железом,
образуя слой карбидов ниобия. Таким образом, при сварке давле..
нием происходит снижение коэффициента диффузии уrлерода в про..
слойке при увеличении степени ее деформации.
При сварке прослойка никеля между ниобием и сталью предотвра"
щает образование локальных выделений карбидов ниобия в зоне
соединения. При отжиrе «850 ОС) в сварном соединении ниобия
с коррозионно",стойкой сталью, выполненном с применением про..
слойки железа, рост интерметаллидов между ниобием и железом
сдерживается локальными выделениями карбидов ниобия [19 J.
170
.s
с:)
70
t:3
g:
50
с",)
t:)
30
s
12Х18Н9Т
"70
50
ЗО __ .
100 О мкм ZOO
а)
100 О
5}
Н1<М
Рис. 70. Кривые ра(:пределения изотопа уrлерода в зоне соеДИlIения ниобия с коррозионно
стойкой сталью через промежуточную прослойку;
, а ---- никеля; б ---- железа
Инерционная сварка трением, не требующая специальных Ba
куумных камер для размещения образцов, также применима для
соединения ниобия с железом и сталью [51]. Сварку осуществляли
на установке, которая позволяет сваривать на воздухе образцы диа
метром до 20 мм при частоте вращения маховика до 3000 об/мин и
максимальном осевом усилии до ....500 Н. Образцы диаметром 14 мм
собирали из ниобия марок НВЧ, ЭЛН1, ВН2, железа (0,025 % С)
и стали' 12Х18Н9Т. Прочность соединений железа с ниобием опре
деляется прочностью OCHoBHoro металла (разрушение происходило
не по стыку). При испытании на изrиб полосок, вырезанных из труб,
первые трещины возникали в стыке при а == 120+1600. Ударная
вязкость, определенная на образцах без надреза в стыке, составляла
1 О кДж/м 2 . Анализ структуры сварных соединений показал, что
в процессе сварки происходит выдавливание железа в rpaT с rлу
бинным вырыванием ниобия.
Высокая жаропрочность свариваемых металлов обусловливает от..
сутствие заметноrо rpaTa в соединении ниобия со сталью 12Х18Н9Т.
Хотя микрорентrеноспектральные исследования не выявляют интер..
металлидов в зоне контакта, однако прочность TaKoro соединения
низка. При испытаниях разрушение всеrда происходит по стыку
(ав == 130+320 МПа). В зоне контакта наблюдаются перемешивание
свариваемых металлов и микротрещины.
Для соединения ниобия со сталью 12Х18Н9Т использовали про
межуточный слой железа, у KOToporo коэффициент линейноrо рас..
ширения имеет среднюю величину между соответствующими значе
Ниями для стали и ниобия [51 J. Первоначально сталь сваривали с же..
Лезом. Посл механической обработки на торцах стальных образцов
171
100
rJ 6 , мпа .
..... ' ". { :
2
1/t,%
6" ипd
300
10Ь'
о
200 БОО Т, ос
а)
о
200
4S
за
5) БОО т,.С
\
Рис. 71. Зависимость прочностных и ПJlастических свойств композиций ниобиА ванадий
армко жеJlезо (а) и Ниобий.......ВаН ий сталь 12Х18Нl0Т (6) от температуры испытаний
оставляли слой железа толщиной до 7 ММ. Затем последние свари-
вали с образцами ниобия. -
При испытаниях на растяжение соединение ниобий промежу-
точный слой железа сталь 12X18H9T разрушалось по основному
менее прочному металлу. Характер разрушения определяли толщи-
ной промежуточноrо слоя железа.
Технолоrия сварки взрывом ниобия с армко желеЗ0М и сталью
12Х18НI0Т через ванадиевую прослойку rарантирует высокую ста-
бильность их механических свойств и преимущественное разрушение
при испытаниях по наименее прочному из свариваемых металлов
[143]. При сварке использовали пластины из стали 12Х18НI0Т и
армко железа (14 18х 100х200 мм), ванадия (2,2Х 100х200 мм)
и ниобия (8,5 1 Ох 150 х 250 мм). Исходная твердость ниобия со-
ставляла НВ 120 130, ванадия НВ 60 70, армко..железа НВ 89
и стали 12Х18НI0Т НВ 240.
В процессе отработки технолоrии определены оптимальные
параметры сварки трехслойных заrотовок: скорость сварки V CB ==
== 2000 ::l:: 60 м/с и скорость соударения V П1 === 420 + 10 м/с ванадия
сармко железом ИV П2 === 450 + 10м/сванадиясосталью 12Х18НI0Т.
В результате механических испытаний на отрыв слоев установ-
лено, что сварные соединения обладают а в == 400 +500 МПа и пре-
имущественно разрушаются по ниобию в сочетании со сталью
12Х18НI0Т и армко железу в сочетании ниобия с армко железом.
еталлоrрафические исследования rраницы контакта показали,
что при сварке на этих режимах обеспечивается стабильность раз-
меров волн по всей площади сваренных заrотовок, на 10 % площади
наблюдаются расплавленные участки.
Результаты испытаний на кратковременную жаропрочность соеди-
нений ниобий ванадий армко..железо представлены на рис. 71, а.
С увеличением температуры испытаний от 20 дО 8000C временное
сопротивление падает с 353 до 26 МПа с разрушением во всех слу-
чаях по армко..железу, а относительное сужение растет с 53,3 %
172
при 20 ос дО 77,2 % при 800 ос и определяется поведением армко-
железа. Таким образом, сравнительно низкая жаропрочность армко-
железа оrраничивает применение этой композиции (только для
'слабонаrруженных узлов высокотемпературных установок). Кратко-
временную жаропрочность соединений ниобия со сталы9
12Х18НI0Т определяли для трех случаев: в исходном состоянии
после сварки при 20, 400, 600, 800 ос; >i В отожженном состоянии
(Т == 500 ос, t == 30 мин) при 20, 500, 800 ос; после высокотемпе..
paTypHoro отжиrа (Т === 800 ос, t === зо мин) при 20, 500, 800 ос.
Испытания образцов первой серии показали, что с увеличением
температуры от 20 до 800 ос временное сопротивление соединения
падает с 403 до 255 МПа с преимущественным разрушением по нио-
бию (рис. 71, б, кривая 3), а относительное сужение возрастает
с. 39,3 ,до 90 % (рис. 71, б, кривая 5). Отжиr повысил временное
сопротивление соединений в исследованном диапазоне температур.
е повышением температуры испытаний от 20 до 800 ос временное
сопротивление образцов, отожженных при 500 и 800 ос, снижается
соответственно с 412 до 350 МПа и с 392 до 259 МПа (рис. 71, б,
кривые 1, 2) при увеличении относительноrо сужения с 43 до 92 %'
(кривая 4). Разрушение отожженных образцов при нормальной и вы-
сокой температурах происходило в основном по ниобию или ванадию.
Результаты испытаний показали целесообразность применения
сочетаний ниобий ванадий сталь 12Х18НI0Т в узлах энерrети-
ческих установок, кратковременно работаюIЦИХ при температурах
до 800 ос. Изrотовленные из сваренных заrотовок кольцевые переход-
ники диаметром 80 120 мм были вварены с ПОМОIЦью арrонодуrовой
сварки в узлы энерrетических установок и успешно выдержали
стендовые испытания на прочность, rерметичн,ОСТЬ, действие ударных
и вибрационных наrрузок при нормалцной и высокой темпера-
турах.
При сварке плавлением ниобия со сталью с расплавлением стали
взаимодействие атомов, расположенных на rранице раздела твердой
и жидкой фаз, происходит по схеме, характерной для процесса кон..
TaKTHoro плавления [153]. Поверхностная и объемная диффузия
атомов расплава и ниобия и растворение твердых частиц ниобия
в 'жидкой стали приводят к изменению концентрации ниобия в рас-
плаве с образованием эвтектики. Если концентрация ниобия в жидко-
сти превысит эвтектическую, то в процессе кристаллизации металла
шва образуется новая интерметаллическая фаза в виде отдельных
зерен или сплошной прослойки. Определяющими параметрами этих
процессов являются температура металла на rранице раздела и
продолжительность контакта жидкой и твердой фаз, т. е. изменение
температуры контактируемых поверхностей во времени [128].
Соединения ниобиевых спла!30В с коррозионно-стойкой сталью
толщиной до 1 M без образования интерметаллидов можно полу"
чить электронно-лучевой сваркой при расплавлении только стали.
При этом требуется жесткое соблюдение параметров режима сварки,
так как любые отклонения приводят к резкому снижению свойств
сварных соединений.
173
Режимы злектронно"nyчевой сварки ниобия со сталью
(VCB == 30 м/ч, подкладка и прижимы стальные)
1,
Т а б JI И Ц а 33'
't
i
Толщин а Наличие
Ре- Тип соединения металла, мм прослой.. и УСК' 1 СВ' мА
ЖИМ кВ
Нио I ки
бий Сталь
1 ВСТЫК с отБОРТОБКОЙ стальноrо 0,9 1,08 Нет 15,4 27 30
листа
11 То же 0,9 1 Есть 15,3 37 40
111 Нахлесточное с отБОРТОБКОЙ сталь- 0,5 0,5 " Нет 15,5 19 20
Horo листа
IV То же 0,5 0,5 Есть 15,4 22 28
Применение промежуточных барьерных элементов, которые на..
носят на свариваемые кромки более туrоплавкоrо металла [166],
позволяет расширить диапазон толщин соединяемых металлов до
2 мм. Однако получение сварных соединений без прослоек интер-
металлидов при толщине более 1,5 мм весьма затруднено из за слож-
ности реrулирования термическоrо цикла сварки.
Для образования прочных химических связей на rранице раздела
твердой и жидкой фаз без интерметаллической прослойки необхо-
димо, чтобы температура HarpeBa ниобия в зоне контакта со сталью
была в пределах 1400 1480 ос. При этом время контактирования
определяется объемом расплавляемоrо металла и площадью контакта
жидкой стали с твердым ниобием. Термический цикл сварки оказы..
вает решающее влияние на структуру и свойства сварных соединений
сплавов ниобия со сталью. Типы сварных соединений при сварке
прямолинейных и кольцевых швов приведены на рис. 48.
Влияние термическоrо цикла сварки на образование cBapHoro
соединения ниобия (ВН2АЭМ) со сталью (08ХI8НI0Т) исследовали
на соединениях стыковых с отбортовкой кромки стали и нахлесточ"
ных (табл. 33) [153].
Изменение температуры во времени фиксировали при помощи
вольфрам-рениевой термопары, которую устанавливали на rлубину
O,6 O,7 мм с нижней стороны листа и приваривали точечной сваркой
на различных расстояниях от свариваемоrо CTЫK . Термические
циклы точек, расположенных на различных расстояниях от оси швов,
сваренных по режимам 1 и 11 (табл. 33), представлены на рис. 72.
В сварном соединении без интерметаллических прослоек, выпол"
ненном по режиму 1, максимальная температура ниобия в точке,
расположенной на rранице сплавления, не превышает 1500 ос.
Скорость HarpeBa ниобия в зоне контакта с расплавлеННЫl\1 металлом
составляет 1600 1700 ОС/с, а коррозионно стойкой стали 2400
2500 ОС/с. Средняя скорость охлаждения в интервале температур
от максимальноrо значения до 700 ос составляет соответственно
460 470 и 340 390 ОС/с. В результате высоких скоростей иаrрева
и охлаждения время пребывания ванночки расплавленной стали
174
1
Л
Рис. 72. ТерМИ 1 Iеские цикJlы точек при сварке ниобия со сталью без интерметаJlJlическоА:
ПрОСJlОЙКИ (/) И с ПРОСJlОЙКОЙ (11)
т, ОС
1200
800
ЮО
о
2
1
I
а
t, с
т. ОС
7
""
1200
800
400
о
2
о
t,c
составляет "",0,3 с. В сварном соединении, выполненном по режиму 11,
температура HarpeBa ниобия превышает 1700 ос. Продолжительность
иаrрева при данной температуре составляет 0,06 с, что приводит
К образованию сплошной интерметаллической прослойки.
При сварке металлов меньшей толщины ( 0,5 мм) с применением
u
нахлесточиых соединении крутизна кривых термических циклов то..
чек, расположенных в околошовных зонах, увеличивается, а следова..
тельно, сокращается продолжительность HarpeBa металла при BЫ
соких температура с Поэтому максимальная температура HarpeBa
ниобия указанной толщины без образования интерметаллической
фазы повышается до 1600 ос.
;Хрупкие прослойки отрицательно влияют на свойства таких
сварных соединений, и в первую очередь на пластичность и проч..
ность. В табл. 34 представлены результаты испытаний соединений
толщиной 0,5 ММ, выполненных электронно..лучевой и арrонодуrовой
т а б л и ц а 34
Влияние технолоrических факторов
на свойства НaxJlесточных сварных соединений ниобия со сталью
Ширина
шва, мм
Наличие
про
слойки
a. *
(jB t
МПа
Подrотовка поверхности
Сварка
Электронно-лучевая Травление 2,0 Нет 500 180
2,5 Есть 300 35
В состоянии поставки 2,0 Нет 480 85
(обезжирена)
Арrонодуrовая в KOH Травление 2,0 Нет 460 180
2,5 Есть 240 30
т оли емой aTMO
р ру
сфере
в состоянии поставки
( обезжирена)
2,0
Нет
420
80
* Образцы вырезали вдоль шва.
175
Т а б л и ц а 35
Р жимы электронно-лучевой сварки
сплавов ВН2АЭМ и ЭЛИ1
со сталью 12Х18Н10Т
Толщин а
свари 1 св' и УСК' d луча , V CB '
BaeMoro
металла, мА кВ мм мjч
ММ
2 45 8,8 10 8
3 45 9,0 12 5
4 45 9,5 12 3
5 50 11 12 2
т а б л и ц а 36
Прочностные свойства
сварных соединений
Толщин а
свари
BaeMoro
металла,
мм
Ширина
шва, мм
О'в'
МПа
а,.О
Верх I Ko
рень
2 6,0 4,0 500 130
3 6,8 3,5 500 55
4 7,2 4,0 490 52
5 9,0 8,0 440
п р п м е ч а н и е. О'в определено на
образцах без усиления шва; а ....... поперек
зоны сплавления.
сваркой в контролируемой атмосфере. На свойства cBapHoro соеди-
нения существенное влияние оказывают также способ сварки и
подrотовка поверхности ниобия перед сваркой. Некоторое снижение
прочности при арrонодуrОБОЙ сварке можно объяснить ухудшением
смачиваемости и расширением зоны термическоrо влияния по сравне-
u u
нию со швами, выполненными электронно лучевои сваркои.
Для полученпя сварных соединений НИQбиевых сплавов ВН2АЭМ
и ЭЛНl с коррозионно"стойкой сталью 12Х18НI0Т толщиной 2
5 мм целесообразно применять электронно..лучевую сварку расфо..
кусированным электронным лучом с U УСН == 8 +12 кВ [147 J. Сварку
ведут на режимах, обеспечивающих разоrрев и поддержание тем-
пературы ниобия и стали в зоне соединения не выше 1480 ос, более
равномерное распределение температуры в месте соединения, что
исключает переrрев ниобиевоrо сплава на rранице раздела твердой
и жидкой фаз.
Указанная технолоrия опробована при сварке сплавов Вli2АЭМ
и ЭЛНl с коррозионно стойкой сталью 12Х18НI0Т при толщине
свариваемых металлов 2 5 мм и различных типах плоских соедине-
ний (см. рис. 48). При толщине металла 2 и 3 l\{м производили отбор-
товку кромки на стали, а при больших толщинах в стык закладывали
пластину из стали (табл. 35). Перед сваркоЙ образцы ниобиевых
сплавов обрабатывали в растворе, состоящем из 40 % HF + 60 %
НNО з , с последующей промывкой и сушкой. Образцы из коррозион-
но стойкой стали зачищали шлифовальной шкуркой. Непосредст-
венно перед сваркой кро:м:ки свариваемых образцов протирали спир..
том. Наилучшее формирование шва было получено при диаметре
пятна HarpeBa 10 12 мм и расположении ero по центру стыка.
I(ачество сварки оценивали на основе рентrеноспектральноrо и
металлоrрафическоrо анализов, а также по результатам механиче
ских испытаний образцов, вырезанных из cBapHoro соединения.
Результаты микрорентrеноспектральноrо анализа (рис. 73) пока
зали, что в зоне сплавления распределение компонентов стали и
ниобия постоянно и соответствует эвтектическому составу: 10
12 % Nb, 9 10 % Ni, 15 % Cr, 64 % Fe. Непосредственно к эвтек"
176
тике примыкает область твердоrо рас-
твора ниобия в стали. Как следует из
табл. 36, прочность сварных соединений
при нормальной температуре определя..
ется прочностью ниобиевоrо сплава. 60
Сварка плавлением ниобия с молиб--
деном представляет собой сложную за..
дачу, хотя эти металлы и образуют не-
прерывный ряд твердых растворов: Не--
мноrочисленные экспериментальные дан.. 20
ные показали, что металл TaKoro шва
обладает низкой пластичностью и повы"
шенной 'склонностью к образованию тре--
щин. В работе [187] высказано предпо..
ложение, что при сварке плавлением
охрупчивание металла шва и образование
трещин MorYT быть вызваны следующими причинами: упрочнением
металла шва в результате взаимноrо леrирования; влиянием приме..
сей внедрения; внутренними напряжениями в соединении, обуслов--
ленными воздействием термическоrо цикла сварки и различными
теплофизическими свойствами соединяемых металлов. В работе
[187] установлено максимально допустимое СОД,ержание ниобия
и молибдена в шве и изучено их распределение. Сплавы молибдена
ВМIД и ЦМ6 соединяли со сплавом ниобия ВН2А и технически
чистым ниобием НВЧ электронно"лучевой сваркой.
Образцы толщиной 1 мм сваривали на установке У..250А при
некоторой недофокусировке луча для получения rладкоrо без под..
резов шва при полном проплавлении. Состав Iеталла шва реrули..
ровали смещением .пуча на один из свариваемых металлов, приме--
нением вставок из этих металлов, изменением поrонной нерrии,
отбортовкой одноrо из соединяемых металлов.
Анализ экспериментальных данных позволил оценить влияние
химическоrо состава металла шва на склонность CBapHoro соединения
к образованию трещин (рис. 74). В зависимости от этой склонности
rрафик условно можно разделить на три, (1 I 1 1) области, основные
характеристики которых и технолоrиче..
ские приемы получения швов соответству-
ющеrо состава приведены в таб.п. 37. Из
рис. 74 и табл. 37 следует, что имеется
определенная область твердых растворов,
характеризующаяся наличием трещин
(преимущественно поперечных) в шве,
причем чем ближе состав шва к критиче--
скому (40 50 % Nb), Tel'YI больше трещин.
Рис. 73. Ра пределение компонентов стали и ниобия в 80- С С/
u Md. /0
не взаимодеиствия после CBapKII
МПа
2000
3000
1000
1
Fe
о
о
40 мкм
ТОероый
..
растВор
Nb
1
12Х18Н10Т
Но 20 "О
60 Nb. Mac. OL Рис. 74. Зависимость микротвердости металла швов от ИХ
1 состава
177
Таблица37
Состав I1IBa ниобия с молибденом
Область Состав шва 1, % Наличие
(см. трещин
рис. 74) Nb Мо
/ 20 " 80 : Нет
Технолоrические приемы получе-
ния швов указанноrо состава
//
///
21 63 79 37
64 36
Есть
Нет
Смещение луча в сторону молибдена на
1 мм; отБОРТОБка молибдена (lХ 1 мм);
технолоrическая вставка из молибдена
толщиной 0,8 1 мм
Луч по стыку 2, q/v 4190 кДж/м
Смещение луча в сторону ниобия на
0,5 мм; технолоrическая вставка из нио-
бия толщиной O,4 0,5 мм; отбортовка
ниобия 2 (1 Х 0,5 мм); q/v 2100+
+4190 кДж/м
1 Без учета очень узкоrо участка у линии сплавления с резким изменением концен-
трации ниобия и молибдена.
2 Только для цилиндрических образцов.
Металл шва представляет собой сплав молибдена и ниобия в основ..
ном слабо изменяющеrося состава, но с резкими колебаниями кон..
центрации этих элементов в очень узком участке у линии сплав
ления.
Данные микрорентrеноспектральных исследований позволяют
заключить, что если при содержании до 20 % Nb состав шва прак"
тически стабилен, то при большей концентрации состав неодно"
роден по ширине шва и тем заметнее, чем ближе он к критическому
(40 50 ?1. Nb). Микротвердость во всех случаях изменяется более
резко у линии сплавления с ниобиеlVI, так как твердость последнеrо
в 2 раза меньше, чем у молибдена, и почти в 4 раза, чем у металла
шва. Разброс значений микротвердости увеличивается по мере при..
ближения состава шва к критическому.
Учитывая изложенное, можно предположить, что более сильное
охрупчивающее влияние ниобия на молибден, чеi'.1: молибдена на
ниобий, объясняется следующим обстоятельством: молибден более
чувствителен к примесям внедрения, а ниобий вносит повышенное
количество примесей внедрения в металл шва. Таким образом, для
получения сварных соединений молибдена с ниобием без трещин
необходимо cTporo контролировать содержание этих метадлов в шве,
оrраничив их 20 % Nb или 36 % Мо при сварке сравнительно чи..
стых от примесей внедрения сплавов (типа ЦМ6 и НВЧ) и 12 Nb
и 19 % Мо для менее чистых (типа ВМIД и ВН2) [187 J.
"Основные трудности сварки плавлением ниобия с медным спла..
вом (бронзой) связаны с большим различием их физических свойств.
Медь по сравнению с ниобием имеет более низкую температуру
плавления, но теплопроводность ее ПрИI\1ерно в 9 раз выше тепло-
проводности ниобия. Это различие обусловливает необходимость
правильноrо распределения теплоты источника HarpeBa при их
178
сварке. Большую часть теплоты источника HarpeBa необходимо
концентрировать на более теплопроводном металле (меди).
При сварке ниобия с бронзой следует учитывать высокую актив..
ность взаИ 10действия ниобия с кислородом, азотом и водородом, что
вызывает необходимость тщательной защиты металла шва и свари
ваемых кромок ниобия в процессе сварки.
К основным особенностям сварки меди и ее сплавов следует OT
нести леrкую окисляемость в расплавленном состоянии. Образу..
ющаяся в результате этоrо процесса закись меди хорошо растворима
в жидком и мало растворима в твердом металле. Она образует с медью
леrкоплавкую эвтектику, которая, сосредоточиваясь по rраницам
кристацлитов, снижает стойкость металла шва против образования
кристаллизационных трещин.
Медь обладает повышенной склонностью к образованию rазовых
пор при сварке. Основную опасность при этом представляет водород,
растворимость KOToporo резко увеличивается при переходе меди
из твердоrо СОСТОЯНIIЯ в жидкое. Различный характер взаимодей..
ствиЙ ниобия с водородом при повышенных температурах может
отрицательно сказаться при их сварке. Однако в исследуемых нио"
биевых сплавах (ВН2А) содержание водорода незначительно (0,0001 ...
0,001 %). При таких количествах водорода в ниобии он не может
служить причиной пористости В сварных швах ниобий ронза.
Медь и ее сплавы по сравнению с друrими металлами, например
коррозионно"стойкой сталью, обладают высокой адсорбционной
способностью. Причем rазоотделение адсорбированных rазов зависит
от подrотовки поверхности металла. Поэтому для устранения пори..
стости В наплавленном металле при сварке меди и ее сплавов также
требуется тщательная подrотовка поверхности и надежная защита
cBapHoro СQединения в процессе сварки.
При изучении свариваемости ниобиевоrо сплава ВН2 с хроми..
стой бронзой БрХl повер ности образцов последней подверrали
травлению в 50 %"ном растворе НNО з с последующей тщательной
промывкой в проточной воде и сушкой. Непосредственно перед
сваркой поверхность образцов зачищали шлифовальной шкуркой на
ширине 15 мм и протирали ацетоном. Подrотовка образцов из ниобие..
Boro сплава описана на с. 176.
Арrонодуrовую сварку образцов выполняли на автомате AДCB 2
постоянным током прямой полярности с дополнительной защитой и
обдувом обратной стороны шва. Электронно"лучевую сварку выпол"
няли на установках ЭЛУ..4 и ЭЛУ..8. Исследовали стыковые и зам..
ковые соединения толщиной 1 1,5 мм. Качество сварки оценивали
по результатам визуальноrо контроля, peHTreHOBcKoro просвечивания,
металлоrрафическоrо анализа и механических, испытаний обра3I ОВ,
вырезанных из CBapHoro соединения.
При арrонодуrовой сварке стыковых соединений ниобия с хроми..
стоЙ бронзой лучшее формирование шва было получено при pac
положении вольфрамовоrо электрода (диаметром 2 мм с заточкой на
конус) по краю медной пластины и при возвышении медноrо образца
Над ниобиевым примерно на 0,2 ,25 ММ. При сварке на оптималь..
179
Табп ица 38
Режимы sлектронно-пучевой сварки сплава ВН2 о бронзой БрХ t
Режим сварки Ширин а шва, мм
со стороны
1 св; мА Осв' М/Ч усиления I корня
17 19 3 1 1,5
18 19 3 2 25
,
16 19 2,5 О 5 1
,
17,5 65 2,5 1 1 5
,
19 65 3 35 2 25
, ,
20 65 25 3 15 2
, ,
Формирование шва
с подрезами и небольшой пористостью
С большими подрезами и наплывами.
Пористость по rранице шва со стороны
меди
Без подрезов, со стороны корня шва
непровар
Без подрезов, в швах еДиничные поры
С подрезами и прожоrами
То же
При м е q а н и е. Первые три режима относятся к установке ЭЛУ 8, остальные
к ЭЛУ 4.
ных режимах (1 СВ == 120 + 130 мА, V CB === 30 м/ч) в сварных швах
дефектов не обнаружено. При электронно-лучевой ,сварке луч сме..
щали примерно на 2/3 ero диаметра в сторону медноrо сплава. Удов"
летворительное формирование швов было получено в узком интер"
вале режимов. НеБО lIьшие отклонения по току приводили к непро-
Bapal\'I, прожоrам, подрезам. Режимы электронно..лучевой сварки
сплава ВН2 с бронзой БрХl приведены в табл. 3В:
Изменение поrонной энерrии при сварке за счет изменения ско-
рости в широком диапазоне (17 90 м/ч) не дало возмо)кности уста-
новить зависимость пористости от скорости сварки. Образование
пористости при электронно"лучевой сварке ниобия с низколеrиро-
ванным медным сплавом связано, очевидно, с интенсивным тепло-
отводом, что препятствует rазовыделению из расплавленноrо металла.
Устранению пористости в швах способствует повторный переплав
электронным лучом.
Сварные соединения ниобия с бронзой, выполненные арrонодуrо-
воЙ и электронно"лучевой сваркой, пластичны при изrибе (а ==
== 120 +1800). Прочность сварных соединений при нормальноЙ и
повышенных температурах определяется прочностью медноrо сплава.
Как при электронно..лучевой, так и при арrонодуrовой сварке при
теlVlпературе испытания 20 ос а в == 320 МПа, пр;и 200 ос а в ==
== 188 i\1Па, при 400 ос ан == 157 МПа, при температуре 600 ос
ДЛЯ сварных соединений, выполненных электрон но-лучевой сваркой,
а в == 92 МПа, выполненных арrонодуrовой сваркой, а в == 97 МПа.
Разрушение при обоих видах сварки происходило ПО rранице шва
с медным сплавоrvl. .
Повторная подварка электронно-лучевой или арrонодуrовой свар-
коЙ соединений, выполненных электронным ТIУЧОlVI, не оказывает
влияния на их прочность. Сварные образцы размером 70 х70 мм
(ВН2 + БрХl) были испытаны при двухосном растяжении
(табл. 39). Временные сопротивления при двухосном и одноосном
180
Т а б 11 И Ц а 39
Реаупьтаты испытаний при двухосном растяжении соединений
ниобия с бронзой
Исходная O'Bi МПа,;
толщин а Р разр ' при двух-
Сварка сплавов на ОСНОМ Место разрушения
основе меди Н растяжении
(ниобия), мм по бронзе
(по Nb)
1,23 (1,06) 1300 320 (350)
Арrонодуrовая 1,22:(1,08) 1100 251 (283)
1,23 (1,10) 2300 325 (364)
1,24 (0,99) 2900 355 (445)
Электронно-луче-
вая 1,28 (1,00) 2200 341 (436)
Электронно-луче- 1,23 (0,99) 2400 324 (376)
вая с подваркой 1,23 (1,00} 1700 299 (374)
непровара (apro-
нодуrовой свар-
кой) 1,00 (0,95) 1550 360 (360)
I По rранице шва с Nb
Трещина перпендикуляр-
на сварному шву (по Nb)
I По rранице шва с Nb
I По rранице шва с БрХl
I По rранице шва с Nb
I По rранице шва с БрХl
I По rранице шва с Nb
I По rранице шва с БрХl
1
растяжениях почти одинаковы для сварных соединений, выполнен-
ных арrонодуrовой сваркой. Для соединений, выполненных элек-
тронно-лучевой сваркой, временное сопротивление при двухосном
растяжении несколько выше, чем при одноосном.
В работе [183] при сварке сплавов ВН2 и БрХl установлено,
что качественное сварное соединение указанных сплавов может быть
получено в довольно широком диапазоне параметров режима элек...
тронно-лучевой сварки. Единственным затруднением явилось опре-
деление оптимальных соотношений в распределении поrонной энер"
rии луча между свариваемыми детаЛЯ lИ.В зависимости от размера
дета lIей эти соотношения значительно изменяются. Поэтому при
сварке мелких деталей необходимо, чтобы 1/3 энерrии луча прихо-
дилась на деталь из бронзы, а 2/3 на деталь из ниобия.
Детали массой 0,7 1 Kr следует сваривать при равномерном
распределении поrонной энерrии луча, более 1 Kr со, смещением
площади фокальноrо пятна в сторону детали из меди, так как в дан-
ном случае имеет место значительный отвод теплоты от стыка в тело
медной детали. Снижение скоростей сварки (до 15 м/ч и ниже) ведет
к переrреву, а повышение (свыше 25 м/ч) ........... к снижению BpeMeHHoro
сопротивления сплава Бр Х 1. Электронно лучевая сварка (при
CTporoM соблюдении оптимальных параметров режима сварки)
обеспечивает получение cBapHoro соединения BbIcoKoro качества.
Оптима&ТlЬНЫЙ режим сварки мелких деталей из сплавов ВН2 и
БрХl (толщи ной 1 мм): рабочее напряжение 60 кВ, сила тока эмие-
181
Nl
Ni, мас. %
80
80
60
40 Шо8
<: 20
20
О 30 90 б30 690 а *0 8О 560 600
а) о)
Ni,%
80
cu
ба
.-...1
<: 40.0
<:
20 ::3
580 О 40 80
D) мкм
Рис. 75. Изменение концентрации никеля по ширине шва соединения никеля с ниобием:
а ...... полученноrо сплавлением металлов до отжиrа; б то же, после отжиrа; в получен..
Horo в процессе сварки-пайки
сии 10 11 мА и фокусирующей линзы 20,5 мА, фокусное расстояние
65 мм, скорость сварки 15 25 м/ч, смещение площади фокальноrо
пятна.......... на 2/3 в сторону ниобия.
При испытании на разрыв (при 20 ?С) образцов, сваренных на
оптимальном режиме, разрушение во всех случаях проходило по
основному металлу сплава БрХl на расстоянии 30 35 мм от стыка.
Nlаксимальный уrол изrиба (при 20 ОС, радиусе переrиба 1 1 ,5 мм)
во всех случаях составлял не менее 1800. Разрушение образцов при
неоднократных переrибах (на 1800) наступало на втором переrибе и
происходило по основному металлу сплава БрХl.
Сварные соединения ниобия и молибдена с никелем широко при
меняют в приборостроении и эксплуатируют как при нормальной,
так и при высокой температуре.. Металлы имеют оrраниченную pac
творимость в твердом состоянии, что резко ухудшает их сваривае
мость.
Стыковые соединения никеля Н 1 с ниобием НВ Ч и никеля Н 1
с технически чистым молибденом МЧВП (толщиной О, 1 ,5 мм)
выполняли лазерной сваркой. При лазерной сварке этих металлов
шов состоит из нескольких зон, близких по своему химическому
, составу к эвтектике и про межу точным фазам. Травимость ero крайне
неравномерна. При замере микротвердости наблюдается большой
разброс показаний. Причиной этоrо является образование в швах
хаотично расположенных участков с резко отличаЮЩИ1VlИСЯ физиче
скими свойствами. В стыковом соединении ниобия с никелем (рис.. 75)
образуются прослойки с различной концентрацией элементов, при
мерно соответствующей промежуточным фазам NbNi, NЬNi з , а так}ке
эвтектикам NЬNi з + а и NbNi + NbNi3. На rранице шов никель
наблюдается резкий переход от никеля к прослойке шириной /"'Ot.I 7 мкм,
по химическому составу близкой к промежуточной фазе NbNi3.
Эта прослойка белоrо цвета с микротвердостью 4600 l\lПа. Далее
182
расположена черная ПрОС,JIойка (металл имеет высокую травимость)
шириной в среднем 5 мкм. Ее состав примерно соответствует эвтек-
тике NЬNi з + сх. Микротвердость этой прослqйки измерить не
уда.пось. Затем (ближе к середине шва) опять тонкий слой (1 3 мкм)
ПрО lежуточной фазы и черная эвтектическая прослойка (шириной
в отдельных местах до 15 мкм), содержащая 56 % Ni. Микро-
твердость этой части шва 7000 8000 МПа. На rранице ниобий .
шов концентрация никеля увеличивается равномерно от О до 46 %.
Ширина этоrо участка ",7 мкм (рис. 75, а).. 3а ним по направлению
к центру шва расположены области, по составу соответствующие,
вероятно, фазе NbNi и эвтектике NbNi * NbNi3. В этом месте шва
образуется прослойка микротвердостью ",4500 МПа.
Соединение ниобия с никелем при испытаниях на разрыв разру-
шается по эвтектическим прослойкам. Вероятно, прочность послед-
них ниже прочности промежуточных фаз. Аналоrичные результаты
получены для соединений никеля с молибденом. Поэтому ширину
эвтектических прослоек в упомянутых соединениях желательно
свести к минимуму. В случае лазерной сварки ниобия с никелем
это достиrается при смещении cBeToBoro пятна от плоскости стыка
деталей в сторону никеля.
Практический интерес представляет исследование работоспособ-
ности рассматриваемых соединений при продолжительном Ha rpeBe.
Установлено, что после отжиrа образцов в вакуумной печи при тем-
пературе 1000 ос в течение 6 ч металл становится более однородным
(рис. 75, б). Механические испытания отожженных соединений
ниобия с никелем показали, однако, что их прочность изменилась
незначительно. ПО-ВИДИ IОМУ, термообработка не способствует диф..
Фузионному рассасыванию образовавшихся прослоек в прилеrа..
ющих зонах OCHoBHoro металла и самом шве. С целью уменьшения
образующейся зоны сплавления использовали лазерную сварку-
пайку никеля с ниобием, при которой плавился лишь никель. Уда"
лось добиться очень узкой зоны сплавления ( 5 7 мкм), а в ряде
случаев и полноrо ее отсутствия (рис. 7 , в), что резко увеличило
прочность соединения
Прочность соединений ниобия с никелем и никеля с молибденом,
выполненных лазерной сваркой"пайкой, снижается с увеличением
времени отжиrа при температуре 600 и 1000 ос. Причина этоrо .........
образование и рост хрупкой прослойки В переходной зоне. Так, если
ДО отжиrа соединения ниобия с никелем имели минимальную пере-
ходную зону, то после отжиrа в течение 6 ч ее ширина возросла до
40 мкм. .Nlеталл имел неоднородный химический состав, микротвер"
дость ero увеличил ась от 2300 до 17 000 МПа. Из..за высокой хруп..
кости этоrо участка при механических испытаниях в образцах обра..
зовались трещины. Аналоrичные результаты получены для соеди-
нений никеля с молибденом.
Из приведенных экспериментальных Д HHЫX следует, что при
лазерной сварке..пайке ниобия с никелем и никеля с молибденом
(вероятно, и друrих металлов с оrраниченной растворимостью) соеди-
Нения не сохраняют свою работоспособность при эксплуатации
183
Таблица40
Механические свойства сварных соединений
ниобия электронно-лучевоrо переплава],
с титановыми сплавами, толщина 2 мм
Испытание на изrиб
Свариваемые ан.
сплавы at) Место кДж/м!
разрушения
ВН2+ 97 Зона сплавле.. 932
+ BT1 0 ния у титана
180 ШОВ
ВН2+ 94 Зона сплавле.. 108
+ ВТ6С ния у ниобия
95 Шов
Для соединений ниобия ан 30 КДЖ/М!.
2 При испытании на статический изrиб
стрела проrиба до н ачала разрушения f == З,5 ММ
и при ПОЛНОМ разрушении f разр == 6.8 ММ.
v
В условиях высокои темпе-
ратуры. Следовательно, их
применение следует оrрани-
чивать изделиями, работа-
ющими при температуре,
близкой к нормальной.
Арrонодуrовую сварку
ниобия с титаном выполняют
при тщательной двусторон-
ней защите шва aproHOM вы-
сокой чистоты. Химический
состав металла шва и очер-
тания rраниц сплавления
в основном обусловлены ха-
рактером растворения кромки
туrоплавкоrо металла. Этот
процесс находится в слож-
ной зависимости от интен-
сивности движения жидкоrо
u
металла в сварочнои ванне,
и смещения тепловоrо источ-
от поrонной энерrии, давления дуrи
ника со стыка.
При исслеповании сварки использов ли сплавы на основе ниобия
(ВН2, ВН2АЭМ и др.) и титана (ВТ1..0, ВТ6С, ОТ4) [104]. Механи-
ческие свойства оценивали при испытании на изrиб с установкой .
пуансона в различных участках соединения (шов, зоны сплавления
'шва с титаном и ниобием) и при испытании образцов на ударную
вязкость в тех же участках. Прочность сварных соединений при нор-
мальной и пониженнои температурах определял ась прочностью нио-
биевых сплавов. При испытании на уrол изrиба, ударный и статиче-
ский изrиб максимальные значения получены в центре шва (табл. 40).
Пластичность зоны сплавления шва с ниобием зависит от хими-
ческоrо состава и структуры, определяемых в свою очередь конкрет-
ными условиями выплавки ниобиевоrо сплава. Так, если при сварке
ниобия получены малые уrлы изrиба (r-v 140) и низкие значения
ударной вязкости (t'"V 15 кДж/м 2 ), то и при сварке ниобия с титана.. -
вым сплавом ОТ4 также не удается получить хорошую пластичность
(а 250) в зоне сплавления шва с ниобием. При испытании на удар-
ный и статический изrиб хрупкое разрушение происходит также
v
по этои зоне.
Если используется ниобий высококачественных плавок, обеспе-
чивающих при сварке а I> 900 и ан 30 кДж/м 2 , то и при соеди-
нении ero с титановыми сплавами уrлы изrиба в зоне сплавления
шва с ниобием возрастают до 120 1800.
При сварке малопластичных сплавов ниобия с титаном ни'зкая
пластичность зоны сплавления шва с ниобием, по-видимому, связана
с большим содержанием rазовых примесей в этом металле, что вызы-
вает образование мелкодисперсных фаз с элементами внедрения. Это
подтверждается улучшением пластичности сплавов ниобия при ОТ-
184
жйrе До и после сварки, обусловливающем коаtуляцию возникших
фаз. В этом случае для зоны сплавления шва с титаном, независимо
от марки соединяемых титановых и ниобиевых сплавов, характерны
достаточно большие уrлы изrиба (80 1200) и сравнительно неболь..
шой разброс их значений. Так, при использовании малопластичноrо
сплава ТС5 (а 390) и сварке ero с ниобиеJ\iI зона сплавления харак"
теризуется достаточной пластичностью (а 950). Таким образом,
можно сделать вывод о блаrОТВОРНОJ\iI влиянии ниобия на пластич-
ность шва со стороны зоны сплавления с титаном.
В работе [184] сплавы ВН2 и ВТ1..0 соединяли электронно-
лучевой сваркой в вакууме 6,65 МПа на установке ЭЛУ..8. Устано..
влено, что вследствие различия температур плавления сплавов ВН2
и ВТl..О качественное сварное соединение этих сплавов может быть
получено лишь при точном дозировании поrонной энерrии луча.
Для сварки листовоrо металла толщиной 1 мм 2/3 поrонной энерrии
луча должны приходиться на ниобий и 1/3 на титан. При сварке
сплавов друrих толщин это соотношение может измениться. Для
точноrо дозирования энерrии луча было использовано специальное
приспособление reHepaTop асимметричных импульсов [184].
При испытании на разрыв образцов, сваренных на оптимальных
режимах (рабочее напряжение 60 кВ, сила тока эмиссии 7 8 мА
и фокусирующей линзы 20 мА, фокусное расстояние 65 мм, скорость
сварки 20 м/ч без смещения фокальноrо пятна), разрушение во всех
случаях происходило по основному металлу сплава ВТI-0 на рассто-
янии 20 25 мм от оси cBapHoro шва. Минимальный уrол изrиба
при температуре 20 ос никоrда не был меньше 120°. Таким образом,
при электронно..лучевой сварке сплавов ниобия ВН2 и ВН2А со
сплавами титана ВТ1..0 и ОТ4 можно получить вполне качественные
сварные соединения, способные продолжительное время надежно
работать в напряженных сварных конструкциях.
Сварка циркония с друrими металлами. Цирконий и ero конструк..
ционные сплавы хорошо деформируются и свариваются. По физиче..
ским свойствам сплавы близки к титановым. Для обеспечения доста-
точной работоспособности деталей и узлов из циркониевых сплавов,
а акже улучшения их специальных свойств возникает необходи..
мость сварки циркония с друrими сплавами, например со сталями.
Однако в процессе эксплуатации сталециркониевых соединений
при повышенных ,температурах MorYT ухудшаться их прочностные
характеристики вследствие образования на rранице раздела метал..
лов хрупких интерметаллических прослоек [52].
С целью проrнозирования длительной работоспособности стале..
циркониевых соединений, полученных сваркой взрывом, исследо-
вана кинетика роста в них интерметаллидов при HarpeBax. Для этоrо
использовали общепринятую методику: сваренные образцы выдер"
живали в печи при фиксированной температуре в течение различноrо
времени. Интервал исследованных температур составлял 700
900 ос, время выдержки 20 мин 5 ч. Из каждоrо испытанноrо
образца изrотовляли микрошлифы, на которых при тысячекратном
увеличении сравнивали толщины прослоек до паrрева и после Hero.
185
р
р
Рис. 76. Схемы прессованиSl трубной (а)
и СПЛОШНОЙ (6) заrотовок:
1 сталь; 2 сплав
Часть образцов использовали
для механических испытаний
сварных соединений на отрыв
слоев после HarpeBa.
Установлено [52 ], что
рост диффузионной. про-
2 слойки для каждой из иссле-
дованных температур подчи-
няется параболическому за-
1 кону. Энерrия активации,
определенная для сварен-
ных взрывом соединений
стали 12Х18НI0Т с цирконием, составила 88 + 1 кДж/моль. Обра-
зующаяся в результате высокотемпературных HarpeBoB интер-
металлическая прослойка толщиной до 5 мкм мало влияет на проч-
ность сталециркониевых соединений и является предельно допусти-
мой. Большая толщина прослойки приводит к резкому снижению
прочности. Если считать допустимым за время эксплуатации образо-
вание прослойки толщиной, например, до 2 мкм, то работоспособ-
ность сталециркониевых соединений прц температуре 300 ос составит
20 лет, а при 350 ос до 5,5 лет.
В настоящее время нередко стальные части конструкций с цир-
кониевыми соединяют механическими способами, приемлемыми для
работы соединений при температуре до 200 250 ос. Повышение
рабочей температуры и давления приводит к потере rерметичности
соединений.
Один из наиболее рациональных MeTOДOB сварки давлением
сталециркониевых соединений совместное rорячее прессование
[149 ], позволяющее снизить необходимую степень термической
активации свариваемых поверхностей за счет большой пластической
деформации, уменьшить время протекания процесса образования
металлической связи в зоне соединения. ущность метода поясняется
схемами прессования сплошной и трубной заrотовок (рис. 76) в ва..
кууме. Температурный режим выбирали так, ч:тобы различие
в сопротивлении деформации соединяемых пар при температуре
прессования было возможно малым и чтобы эта температура была
ниже температуры образования эвтектики (934 ос). Опробованы
различные режимы прессования (температура, коэффициент вы-
тяжки) [149]. В ходе кратковременных испытаний установлено, что
рациональный температурный интервал HarpeBa составляет 800
825 ос, коэффициент вытяжки 6 обеспечивает надежное соединение
и определяет для данной конструкции оптимальную длину зоны
перехода. При принятых параметрах прессования сварные соедине-
ния имеют удовлетворительные характеристики.
При испытании на растяжение разрыв всеrда происходил по
менее прочному материалу (циркониевому сплаву). При 20 ОС а в ===
186
== 500 МПа, при 315 ос <1 в ,== 400 МПа. Результаты испытаний на
сплющивание показали, что соединения имеют удовлетворительную
пластичность (просвет 8,5 9 мм при внутреннем диаметре 17 мм).
Металлоrрафический анализ показал, что в соединении микро
дефекты отсутствуют. Циркониевый сплав имеет двухфазную мелко-
зернистую структуру, характеризующуюся наличием зерен а-твер..
доrо раствора на основе циркония, вытянутых вдоль направления
прессования, и зерен Nb фазы. Сталь 08Х18НI0Т имеет типичную
аустенитную структуру с небольшим количеством а фазы. В зоне
соединения наблюдалась прослойка интерметаллидов толщиной 1
1,5 мкм.
Условия работы соединений достаточно сложны и определяются
воздействием как аrрессивной среды теплоносителя, так и значи-
тельных механических напряжений, обусловленных давлением тепло-
носителя и различием коэффициентов линейноrо расширения стали
и сплава. Поэтому для оценки работоспособности соединений наи-
более целесообразны испытания на длительную коррозионную стой-
кость при наличии теплосмен. Испытания проводили в автоклаве
в статических условиях.' Наружная поверхность образцов контакти-
ровала с паром при температуре 315 ос и давлении 9 МПа. Внутри
заваренных с торцов образцов находился воздух. Число теплосмен
по режиму 20 315 20 ос с одновременным изменением давления
в интервале O 9 O МПа составило: после 2500 ч 14; 5000 23;
1 О 000 ----- 73.
Соединение обладает высокими прочностью, пластичностью и со-
противлением коррозионно"механическим разрушениям, в связи
с чем было рекомендовано [149] для использования в реакторо..
строении.
Сварка молибдена с друrими металлами. Особенности различных
видов сварки молибдена рассмотрим на примерах ero соединения
со сталью, медью и вольфрамом. Исследование биметалла молиб-
ден сталь, полученноrо rорячей пакетной прокатко й в вакууме,
показало, что прочность при срезе соединения составляла зо
100 МПа. Разрушение почти во всех случаях происходило по молиб-
дену. Отжиr биметаллических образцов в течение 1 ч при 700 ос
значительно повышает прочность сцепления слоев, что может быть
следствием выделения дисперсной карбидной фазы в слое молибдена
около плоскости сварки.
Отжиr при более высоких температурах приводит к образованию
интерметаллической прослойки, и вследствие этоrо снижается проч-
ность сцепления соединения стали Ст3сп со сплавом ЦМ2А.
Большое различие диффузионной подви ности атомов железа и
атомов молибдена приводит к появлению пористости в стали даже
при кратковременном отжиrе (1 ч) соединения при температуре
1300 ос.
Электронно-лучевую сварку сплава ЦМ2А толщиной 0,2 мм
с медной лентой М3р толщиной 1,5 мм выполняли встык, кроме Toro,
На молибденовые стержни диаметром 14 мм надевали медные втулки
с толщиной стенки 1,5 мм и сварку выполняли по кромке медной
187
втулки внахлестку. При сварке молибдена с медью и наплавке меди
на молибден наблюдается хорошее смачивание ero поверхности
жидкой медью. Внешний вид сварных соединений удовлетворитель
ный. Пор и трещин в зоне сплавления не обнаружено. Микротвер
дость соединения в зоне сплавления шириной 0,03 мм плавно сни-
жается от 2860 МПа (микротвердость молибдена до сварки)
до 800 МПа и на расстоянии 0,1 мм от шва равна 900 МПа, Т. е.
становится равной микротвердости меди в состоянии поставки. При
испытании на разрыв разрушение происходило по молибдену вблизи
шва (ав == 490 МПа). При испытании на изrиб трещины наблюдались
при rJ., == 450. На образцах, наrретых при температуре 100 ос, при
а == 900 трещин не обнаружено.
Основной показатель плохой свариваемости молибдена с воль"
фрамом низкая пластичность и большая нестабильность свойств
сварных соединений при нормальной температуре. Особенно высокой
рупкостью обладают соединения вольфрама, температура перехода
которых из вязкоrо состояния в хрупкое составляет несколько сот
rрадусов. Возможность получения сварных соединений молибдена
с вольфрамом электронно..лучевой и дуrовой сваркой вольфрамовым
электродом в камере с контролируемой атмосферой описана в pa
боте [94 J.
Исследования проводили на листовом молибденовом сплаве ЦМ6
толщиной 1 мм, предварительно закл дывая в стык узкие полоски
вольфрамовой фольrи. Режим электронно..лучевой свар\ки обеспечи..
вал полное расплавление фольrи и равномерный провар свариваемых
кромок ([СП == 120 мА, U УСК == 15 кВ, V CB == 80 м/ч).
Содержание вольфрама в металле шва, определенное методом
микрорентrеноспектральноrо анализа, в зависимости от количества
заложенных в стык полосок составляло 23 и 41 %. В обоих случаях
сварные швы имели хороший внешний вид; трещин, подрезов и пор
не наблюдалось. В шве вольфрам распределялся относительно paBHO
мерно.
Пластичность сварных соединений оценивали по уrлу изrиба
при нормальноЙ и повышенных температурах. В результате леrиро-
вания металла шва вольфрамом среднее значение уrла изrиба при
нормальной температуре понижалось от 1120 (для нелеrированных
швов) до 200 (при 23 % W) и 50 (при 41 % W). ДЛЯ повышения пла-
стичности cBapHoro соединения вольфрама с молибденом сварку
следует вести с оrраничением содержания вольфрама в металле шва,
т. е. путем преимущественноrо расплавления молибдена.
. При сварке листовоrо нелеrированноrо вольфрама и сплава ЦМ6
толщиной 1 и 2 мм более тонкие листы соединяли электронно..луче-
вой, листы большей толщины дуrовой сваркой. Свариваемые
кромки обрабатывали на шлифовальном станке. С целью оrраниче-
ния участия вольфрама в формировании шва на кромках вольфрама..
вых пластин снимали фаски, а в стык в качестве присадочноrо мате-
риала закладывали полоски из молибдена или молибденорениевоrо
спла а МР..47ВП. В обоих случаях формирование швов происходило
удовлетворительно. Трещины и подрезы отсутствовали.
188
Электронно лучевую сварку осуществляли по двум вариантам!
луч направляли на вставку и молибден и на вставку и вольфрам.
Смещение в обоих случаях составляло O,3 O,5 ММ. В первом случае
луч почти не касался вольфрама, и последний в процессе сварки
оплавлялся незначительно, т. е. шов формировался в основном за счет
присадочноrо металла и OCHoBHoro молибденовоrо сплава. При
сварке по второму варианту наблюдалось интенсивное оплавление
вольфрама, особенно в верхней части соединения. Содержание
вольфрама в металле шва для обоих вариантов составляло соответ"
ственно 15 и 60 80 %. Результаты испытаний на изrиб показали,
что сварные швы обладают пластичностью, возрастающей по мере
повышения температуры испытания. Разрушение всех образцов
происходило по зоне термическоrо влияния вольфрама.
В сварных соединениях, выполненных дуrовой сваркой, швы
формировались в основном за счет присадочноrо металла и основ..
Horo молибдена. Таким образом, сварку целесообразно вести
с присадочным металлом и так, чтобы обеспечить минимальный
переход вольфрама в шов. В качестве присадки можно применять
молибденовый сплав Toro же состава, что и свариваемый ме..
талл. ,
Пластины биметалла вольфрам молибден, представляющеrо
собой лист молибденовоrо сплава ЦМ2А толщиной 2 мм, плакирован..
ный с одной стороны вольфрамом толщиной 1 мм, сваривали встык
дуrовой сваркой в камере, заполненной aproHoM. Значения уrлов
изrиба металла в состоянии поставки при температуре 300 ос на..
ходились в пределах 85 1200. Разрушение образцов проходило по
вольфраму.
При сварке с присадкой применяли V образную разделку кромок
(уrол разделки 90°, притупление 1 мм). В качестве присадочноrо
металла применяли проволоку из вольфраморениевоrо сплава BP 27
диаметром 1,6 мм и молибденорениевоrо сплава МР 47ВП диаметром
2 мм, а также полоски из молибденовоrо сплава ЦМ6 толщиной
1 мм, закладываемые в стык перед сваркой. Швы выполняли за два
прохода: первый без присадки для формирования корня шва,
второй с присадкой. В сварных швах трещины OTCYTCTBO
вали.
Исследование структуры, твердости и химическоrо состава ме..
талла швов, выполненных без присадки, свидетельствует о незначи
тельном переходе вольфрама в шов и неравномерном распределении
ero по высоте: наиболее обоrащены вольфрамом верхние слои (5
7 % вольфрама в средней части и до 10 % вверху).
Испытания на изrиб при температуре 300 400 ос показали, что
пластичность сварных соединений, полученных без присадки и
с присадкой, зависит от направления изrиба. При расположении
пуансона со стороны молибдена уrлы изrиба имеют наименьшие зна..
чения (20 250), и незаВИСИI\10 от состава шва все образцы раз ру..
шаются по слою вольфрама в зоне cBapHoro шва. Образцы, испыты..
ваемые в тех же условиях, но с расположением пуансона со стороны
Больфрама J изrибались на 1800 без разрушения.
189
Получить сварные соединения биметалла молибден + вольфрам
без трещин можно при дуrовой сварке в камере с контролируемой
атмосферой. Для улучшения формирования швов необходимо при
менять присадочный металл из молибденовоrо сплава.
СВАРКА СЕРЕБРА И ЗОЛОТА
С друrими МЕТАЛЛАМИ
Сварка серебра с друrими металлами. Блаrодаря химической стойкостп, высокой
теплопроводности и электропроводности, особым каталитическим свойствам се..
ребро все шире применяется в промышленности, в том числе для изrотовления хи..
мической аппаратуры. В США из производимых ежеrодно ",,5 тыс. т серебра 70
75 % потребляется промышленностью, причем ",8 % идет на изrотовление матери..
ало в для сварки и пайки [87]. в связи с невысокими механическими свойствами
(ав == 140+ 160 МПа, == 40+50 %, нв == 260 МПа), а также с целью экономии
серебро часто используют в качестве плакирующеrо коррозионно стойкоrо слоя
биметаллов, которые получают прокаткой, наплавкой, 8 в последнее время
взрывом [87].
Серебро дефицитный металл. Поэтому ero применение для сварки (пла..
кирующий слой, технолоrический связующий подслой, диффузионный барьер и
т. п.) В каждом конкретном случае должно быть теоретически оправдано и apry..
ментировано. Основной принцип применения серебра в современных изделиях
экономия всюду, rде возможно, применение только там, rДе это абсолютно необ..
ходимо [87].
Рассмотрим свойства серебра: тип решетки r. ц. К., а == Ь == с == 0,4 Х
Х 10 10 м, плотность "l == 10,49 r/cM 3 , высокая теплопроводность (при О ос
423 Вт/(м. К), Т. е. на 30 % выше теплопроводности меди).
Трудности при сварке серебра связаны прежде с ero высокой теплопровод"
ностью, большой растворимостью кислорода в жидком металле и резким перепадом
растворимости этоrо rаза при температуре кристаллизации серебра, способностью
к сильной ликвации и оrрублению структуры. С одними металлами серебро не
смешивается ни в жидком, ни в твердом состоянии, с друrими образует интерметал..
лические соединения.
Растворимость водорода в твердом серебре при температуре 400 900 ос не..
велика. С водородом серебро образует rидрид AgH красно"коричневоrо цвета плот..
ностью 5,3 r/CM 3 , который сублимирует при температуре 500 ос. С кислородом этот
металл образует окись Ag 2 0, имеющую кубическую решетку типа Си 2 О с пара..
метром а == 4,72.10 10 м И плотностью 7, 1 8,2 r/cM 3 . Давление диссоциации
Ag 2 0 составляет 5000 МПа при 25 ос, 0,175 МПа при 200 ос и 418 МПа при
800 ос. При давлении, достаточном для устранения диссоциации окиси серебра,
возможно существование эвтектики Ag20 Ag. Последовательный HarpeB на воздухе
и в водороде оказывает охрупчивающее действие на серебро, что объясняется обра..
З0ванием Н 2 О на rраницах зерен. При плавлении и сварке серебро интенсивно ис..
паряется.
Наиболее часто применяют такие сочетания металлов: сталь и серебро; алю..
миний и серебро; медь и серебро. Применение находит как чистое серебро (99,8
99,99 % Ag), так и леrированное 0,15 % Ni, кремнием (1,5 % Si и 3 % Si), к ад"
мнем (сплав кадаr 604) и др.
Сварка серебра со сталью затруднена из за отсутствия какоrо либо взаимодей"
ствия серебра с железом как в жидком, так и в твердом состоянии.
Серебро применяют в качестве диффузионноrо барьера в биметалле сталь
алюминий [84]. Из-за склонности зерна к росту чистое серебро рекомендуется для
аппаратуры, работающей при температуре < 150 ос. Структура мелкозернистоrо
серебра стабильна при температурах >150 ос. Мелкозернистое серебро по сравне"
нию с чистым серебром обладает большей стойкостью против межкристаллитной
коррозии.
Для получения Ka eCTBeHHЫX сварных соединений серебра со сталью, сущест"
венно отличающихся по физико химическим 'свойствам, необходимо использовать
специальные технолоrические и металлурrические приемы.
190
Биметаллы, в которых серебро используют в качестве плакирующеrо слоя,
применяют для существенноrо (д 90 95 %).. снижения расхода серебра и (или)
получения эксплуатационных своиств изделии (прочности, упруrости и др.), не..
достижимых в монометаллическом исполнении [87]. В промышленности для по..
лучения биметаллов с серебром применяют сварку давлением пластической де-
формацией (холодной сваркой, прокаткой, rорячей прокаткой или осадкой паке..
ТО в) и электрическую контактную сварку (стыковую или шовную). Первый способ
позволяет получать плакирующие слои толщиной от нескольких миллиметров
до нескольких микрометров, второй способ относительно толстые (I"'V 1 мм) слои.
Для нанесения тонких (50 мкм) слоев на ленту, проволоку и детали используют
электрохимическое осаждение из раствора или термическое напыление в вакууме.
Относительно массивные биметаллические изделия прлучают пайкой, диффузионной
сваркой и сваркой взрывом.
Холодное плакирование используют для прокатки пакетов или рулонной про..
катки лент. В первом (сварочном) проходе необходимо обжатие 57 70 %, что тре..
бует достаточно мощноrо стана. Такую деформацию выдерживает большинство
перспективных для «биметаллизации» материалов: основных (Си, латунь Лб3,
бронза Cu Sn, нейзильбер МНЦ 15 20, сталь 12Х18НI0Т, уrлеродистая сталь)
и плакирующих (Ag, сплавы Ag Cu, Ag Cd и др.) слоев.
Изrотовляют листы, полосы, ленты из биметаллов Ag + латунь Лб8 и сплав
(Ag + 3 % Си) + Л68 толщиной до 20 мм, сплав Ag + Си, нейзильбер МНЦ
15-20, бронза БрОФ6,5 0, 1,5 с одно- или двусторонним плакированием. При полу..
чении листов биметалла Ag + сталь Ст3 на стальные листы после механической
обработки наносят последовательно rальваническим методом слои N i, Си, затем
Ag. Серебряные листы зачищают стальными щетками. Собранный 'симметричный
пакет Ag + сталь + сталь + Ag наrревают до температуры 700 750 ОС, прока..
тывают с разовыми обжатиями за проход 10 15 % до cYMMapHoro обжатия не менее
70 %. Листы размером ах 275Х 1200 мм имеют ан == 60+ 70 МПа.
Диффузионную сварку для серебросодержащих металлов применяют редко
из за малоrо размера пакетов (150Х 170 мм), большой продолжительности цикла
сварки, опасности оплавления стыка разнородных металлов (эвтектическое опла..
вление rраницы перехода при сварке Ag с Си и др.) при индукционном HarpeBe.
Сварка взрывом эффективна, коrда требуется относительно толстый C 5
10 мм) и широкий (500 мм) биметаллический лист, который трудно получить на
прокатном стане или удовлетворительно термообработать (Ag + Си, Ag + сталь).
варкой взрывом получают листы суммарной толщины 6 10 мм с толщиной се..
'ребряноrо слоя 1,5 2 мм и основным слоем стали 10 или 12Х18НI0Т. Однако
при этом способе имеют место трудно учитываемые потери серебра. В работе [87]
сообщается об успешном плакировании листов молибдена серебром с помощью
энерrии взрыва. Переходная зона представляет собой мелкодисперсную смесь ча-
стиц серебра и молибдена. После сварки поверхностный слой молибдена наклепы..
вается, а серебро частично рекристаллизуется за счет тепловоrо эффекта соударе-
ния и деформации слоев.
Напыление в вакууме и электрохимическое осаждение серебра из раствора приме-
няют для нанесения тонких (несколько микрометров) слоев серебра. ДОСТИfается
высокая чистота покрытия по примесям и rазам, скорость нанесения I"'V 1 мкм/мин.
С помощью рулонной холодной сварки изrотовляют трехслойную фольrу из
меди или алюминия, плакированную с двух сторон серебром. Исходная толщина
пакета 1"'V2 мм. Пластичность металла достаточна для прокатки фольrи без промежу"
точных отжиrов. При необходимости отжиrа следует учитывать опасность вну"
TpeHHero окисления, взаимную диффузию серебра, алюминия, меди и химическое
взаимодействие серебра с алюминием при повышенной температуре. Хрупкая про..
слойка не образуется при длительных HarpeBax дО 200 2500C, по крайней мере
в течение 0,5 ч при 300 ос и в течение 1"'V20 с при 400 ОС.
Структурные превращения, происходящие в переходной зоне биметалла алюми..
Ний + серебро при HarpeBax, исследовали на специальных образцах толщиной
3 мм (толщина слоя серебра 1 мм) [163]. Образцы подверrали изотермическим от-
жиrам при температурах 200, 300, 400, 500 и 550 ос с продолжительностью вы-
держек 30 c 5 ч (при малых выдержках отжиr проводили в селитровой ванне,
при длительных в электропечи сопротивления).
191
о
gз А l
/
Рис. 77. Распределение серебра и цинка (а)
и микротвердости (6) в переходной зоне би
металла сплав 01911 серебро, отожженноrо
при 500 ос 1 q
.Ag-, %
}f(J
Как показали результаты микро-
рентrеноспектральноrо исследования, при
HarpeBe биметаллов алюминий + серебро
Zrт, % и сплав 01911 + серебро происходило
'f интенсивное диффузионное взаимодей..
ствие между слоями. Уже при темпера..
туре 200 ос по обе стороны rраницы раз..
дела образовалась диффузионная зона за
счет взаимной диффузии серебра и аЛIО"
миния. При дальнейшем взаимодействии
между сплавом О 1911 и серебром в се..
ребро дополнительно диффундировал
также цинк и, возможно, маrний. Про..
тяженность диффузионной зоны состав..
ляла 15 20 мкм. Содержание серебра
в зоне при переходе от серебра калюми"
нию и сплаву 0911 монотонно уменьша-
лось от 100 % дО О, а содержание цинка
при переходе от сплава к серебру от
4 % до о.
Начиная с температуры 300 ОС, после часовой выдержки на rранице раздела
образуется фаза с концентрацией серебра 82 87 %, соответствующей области су-
ществования ..фазы (АgзАI) в системе серебро алюминий. Существование этой
фазы в переходной зоне определяется наличием площадки на кривых распределе-
ния серебра, а rлубина проникновения фазы протяженностью площадки
(рис. 77). Интерметаллическая прослойка четко просматривается на шлифах и имеет
твердость 1750 2750 МПа (рис. 77). В биметалле алюминий + серебро к интер-
металлической прослойке примыкают диффузионные зоны, обоrащенные со сто..
роны алюминия серебром, а со стороны серебра алюминием. Микротвердость этих
зон выше микротвердости соответствующих металлов.
В биметалле алюминиевый сплав + серебро зона, прилеrающая к интерметал-
лиду со стороны сплава, имеет микротвердость, меньшую микротвердости сплава.
При дальнейшем увеличении температуры и продолжительности HarpeBa толщина
интерметаллической прослойки, так же как и общая ширина зоны диффузионноrо
взаимодействия, возрастает, и интерметаллид образуется за меньший промежуток
времени. После двухчасовой выдержки при 500 ос толщина интерметаллида дости-
raeт 50 мкм (при общей ширине диффузионной зоны 150 мкм). Температурно"вре-
менные условия появления ..фазы в биметаллах алюминий + серебро и сплав
0911 + серебро примерно одинаковые, однако общая ширина диффузионной зоны
в биметалле с чистым алюминием значительно меньше, чем в биметалле со сплавом,
Это, по"видимому, связано с влиянием леrирующих элементов сплава (цинк, Mar-
ний) на характер протекания диффузионных процессов.
Монотонный характер распределения цинка в переходной зоне нарушается при
появлении "фазы. В присутствии фазы цинк ускоренно диффундирует в интер-
металлид, при существовании KOToporo концентрация цинка в поrраничной области
сплава снижается до 0,5 1 % (рис. 77). Это, вероятно, и вызывает отмечен ное
снижение твердости поrраничной зоны сплава при образовании интерметаллида.
Результаты микрорентrеноспектральноrо и микроскопическоrо анализа пере-
ходной зоны биметаллов алюминий + серебро и сплав 0911 + серебро после на..
rpeBa до температур 200 550 ос свидетельствуют об активном диффузионном вза-
имодействии между слоями, наиболее важным моментом KOToporo является образо-
вание на rранице раздела интерметаллической прослойки, состоящей из ..фазы
(АgзАl). В биметалле сплав 01911 + серебро интерметаллид обоrащен цинком и
маrнием, диффундирующим в Hero из сплава.
В работе [23] исследовалось влияние термических циклов сварки плавлением
и температурных колебаний на прочность сцеПJ;(ения серебра со сталью в биметалле,
60
СплаВ
01911
'10
А;
20
2
а)
о
200
100
100
БО
Ag
о)
60 1(JQ f1J(f1
о
192
Т,ОС
156' ИПа
4-
.....;
600
120
800
*0
р р .:t-,(
J >)j 20
Сталь
4-00
80
2ОО
о
о
15" 30 4-5 60 ММ
о
ft.{1
80
1РО l,HM
Рис. 78. Распределение температур ВДОЛЬ
продольной оси CTblKoBoro соединения би
металла сталь серебро при последователь..
НОМ на 1I0жении C '10eB; кривые 1, 2, 3, 4 co
ответствуют слоям 1', 2', 3', 4'
Рис. 79. Зависимость BpeMeHHoro сопро
тивления биметалла серебро сталь, по
лученноrо диффузионным способом (1) и
с использованием эн рrии взрыва (2), 01'"
расстояния от продольной оси шва (CTe
пени температурноrо воздействия)
полученном диффузионным способом и взрывом. Основой служила сталь ВСт3сп
(fOCT 380 71) толщиной 12 мм, а плакирующим слоем серебро Ср 999,9
(rOCT 6836 80) толщиной 2 мм.
Сварку стальноrо слоя выполняли за три прохода автоматом АДПf 500 в уrле
кислом rазе проволокой CB 08r2C диаметром 1,6 мм (fOCT 2246 70) на следующем
режиме: Ид == 22+26 В, /СВ == 180+220 А, расход С0 2 12 14 л/мин; для первоrо
слоя VCB == 18 м/ч, для BToporo и TpeTbero 12 м/ч. Сварку плакирующеrо слоя
выполняли за один проход вручную неплавящимся электродом в aproHe на следу
ющем режиме: Ид == 18+20 В, /СВ == 220+250 А, VCB == 8+ 10 м/ч, расход ap
rOHa 10 12 л/мин. В качестве присадочноrо металла использовали проволоку
Св СрПдНЛа 97, 63 (ТУ 48 0714 73) диаметром 3 мм. Проволока содержала
2,2 % Pd, 0,15 % Ni, 0,01 % La, остальное Ag [23].
Эксперименты по определению температурных полей при выполнении каж
доrо слоя (рис. 78) подтвердили закономерности распределения температур в зави
симости от режимов сварки и теплопроводности стали и серебра. Снижение скорости
сварки и увеличение мощности дуrи приводят к расширению зоны термическоrо
влияния.
Влияние количества теплосмен на прочность сцепления серебра со сталью
определяли испытанием на срез образцов, прошедщих термообработку по следующему
режиму: HarpeB от 100 до 900 ос с выдержкой в течение 1 ч через каждые 100 ос
и с охлаждением на воздухе после каждой выдержки.
Влияние кратковременных термических циклов сварки на прочность сцепления
серебра со сталью оценивали по результатам механических испытаний на срез об
разцов, вырезанных из различных зон. Прочность сцепления серебра со сталью за
висит от температурноrо воздействия (рис. 79). В зоне HarpeBa до температуры
600 ОС, которая распространяется на расстояние до 20 мм ОТ продольной оси шва,.
наблюдается резкий спад прочности сцепления. Биметалл, полученный с использо--
ванием энерrии взрыва, менее склонен к снижению прочности в интерЕа.hе темпера--
тур 200 600 ОС, чем биметалл, полученный диффузионным способом.
Оценивая результаты механических испытаний, можно считать, что прочность
сцепления серебра со сталью зависит от количества оки.лов в переходной зоне
Биметалл с большим содержанием кислорода имеет повышенную СКЛОННОС1Ь к по
тере прочности сцепления слоев при температурном воздействии. Чистое серебро
плохо смачивает низкоуrлеродистую сталь. Поэтому наплавка ero на сталь, СЕарка
этих металлов, пайка стали серебром представляют большие трудности [20].
Для улучшения смачиваемости стали необходимо использовать флюсы или
серебро, леrированное элементами, имеющими сродство к железу и серебру. Ce
ребро, наплавленное непосредственно на сталь, имеет с последней плохое сцепление
на линии сплавления наблюдается большое количество пор. В стальном слое воз--
7 В. Р. Рябов и дr.
193
Т а б л и ц а 41 можно образование трещин, за-
\tеханические свойства сое i';ений полненных серебром.
сталь + серебро (а == 180°) Авторы работы [175] разрабо..
тали флюс НХС..l и присадочную
проволоку для арrонодуrовой свар..
ки пайки серебра со сталью и на..
пайки серебра на сталь. Разрабо..
тана специальная сварочная про..
волока для сварки серебра со
сталью. Проволока содержит се..
ребро (основа), а также 1 10 % Pd,
O,Ol l % Ni и O,001 O,05 % La.
Предложена проволока [А. с.
N2 770704 (СССР)], содержащая де
1 3 % Mn, для сварки серебра
со сталью и медью.
В конструкциях, не предна..
значенных для работы в аrресив
ных средах, допустима сварка се..
ребра со сталью с помощью TpeTbero металла, наплавленноrо на стал.
и обладающеrо достаточной взаимной растворимостью со сталью и серебром [А. с.
N2 170135 (СССР)]. В ряде случаев рекомендуется промежуточная наплавка нике..
лем, медью или сплавами на ее основе. Прочность сцепления меди со сталью и се..
ребром достаточно высокая, но при этом возникает опасность заrрязнения серебра
Meдыo в результате образования леrкоплавкой эвтектики серебро медь. Чтобы из..
бежать этоrо, рекомендуется производить промежуточную наплавку более туrоплав"
кими металлами или сплавами, например никелем или монель"металлом. В этом слу..
чае в серебряных швах содержится О, 15 0,5 % Fe, 0,35 O,8 % Си и О, 12
0,24 % Ni. Такое содержание примесей допустимо, если плакирующий серебряный
слой не предназначен для улучшения электропр'ОВОДИМОСТИ и не работает в аrрессив"
ных средах.
Стыковые соединения серебра толщиной 1 2 мм в aproHe неплавящимся
электродом сваривают на постоянном токе прямой полярности (1 св === 50+
+ 120 А).
Опыты по СБа рке серебра со сталью с использованием в качестве присадочноrо
мета ла чистой меди показали, что отсутствие в меди раскислителей и модификато"
ров цриводит к образованию пор и трещин в швах. Поэтому были опробованы [148]
стандартные присадочныIe проволоки диаметром 2 3 мм на основе меди, леrирован"
вые Si, Ni, Мп, Ti, Fe, бронзы БрКМцЗ l и БрМНЖКТ5 1 0,2..0,2 В опытах ис..
по ьзо али серебро Ср. 999;9 толщиной 2 мм и сталь Ст3 толщиной 2 10 ММ. CTЫKO
вые и нахлесточные соединения сваривали вручную неплавящимся электродом
в среде aproHa постоянным током прямой полярности на следующем режиме: lCB ===
== 150+200 А, Ид === 15+ 18 В, VCB === 15+20 м/ч.
В связи с большой теплопроводностью серебра для сварки необходим местный
подоrрев до температуры 500°С, а источник HarpeBa следует концентрировать на
серебре, смещая дуrу на 2 3 мм от кромки серебряноrо листа, чем достиrается
незначительное проплавление стали.
Сварные соединения сохраняли плотность в вакууме при HarpeBe до температуры,
не . превышающей температуры плавления эвтектики Ag Cu, равной 779 ос. Пла..
стические свойства сварных соединений зависят от наличия фаз и структурной не..
однородности у зон сплавления, особенно со стороны стали (табл. 41).
Между серебром и бро зовым швом выявлена rруппа слоев из промежуточных
сплавов с примерно одинаковой твердостью. Со стороны стали отмечена светлая
прослойка шириной 10 20 мкм с высокой микротвердостью (4500 6000 МПа),
которую можно классифицировать как соединение железа с кремнием типа FезSi.
Медь в стали отсутствовала; по"видимому, ее проникновению препятствовала рас-
положенная по поверхности сплавления фаза FезSi.
Основные затруднения при сварке стыковых соединений биметалла серебро +
+медь связаны возможностью перехода меди в шов плакирующеrо слоя (серебро),
к коррозионной стойкости KOToporo предъявляются высокие требования [9). К. ДО"
полнительным трудностям сварки биметалла серебро + медь следует отнести воз..
Присадочная
проволока
;
ав, МПа
б, %
БрКМцЗ..l
БрМНЖКТ5 1 0,2..0,2
167 168
175 176
24 28
25 28
п р 1 М е ч а н и я. 1. Приведены средние
данные испытаний 5 6 образцов при температуре
18 20 ос. 2. Толщина свариваемых образцов
2 мм. 3. Прочность сварных соединений опреде-
ЛЯЛИ по значению прочности серебра.
194
можность образования леrкоплавкой эвтектики (72 % Ag + 28 % Си) с темпера..
турой плавления 778 ос и малую толщину (1 мм) плакирующеrо слоя.
В работе [9] описана комбинированная технолоrия сварки стыковых и флан"
цевых соединений труб, заключающаяся в том, что соединения серебра с серебром
выполняют арrонодуrовой сваркой, а соединения меди с серебром и сталью ra..
30ВОЙ сваркой. Биметаллические трубы с толщиной стенки 2 мм изrотовлены мето..
ДОМ совместной протяжки медной и серебряной труб с наружным диаметром COOT
ветственно 22 и 30 мм. ПЛакирующий слой серебра Ср 999,9 имел толщину 1 мм.
При арrонодуrовой сварке плакирующеrо слоя в качестве присадочноrо металла
использовали проволоку диаметром 2 и 3 мм из сплава серебра Св СрНЛа 99,7,
а при rазовой сварке меди с серебром и сталью проволоку (TaKoro же диаметра)
из сплава серебра ПСр72.
Непосредственно перед сборкой и сваркой свариваемые поверхности очищали
и обезжиривали этиловым спиртом. Сборку стыков выполняли в центраторах.
Прихватки длиной 5 6 мм выполняли на двух диаметрально расположенных участ"
ках при тех же режимах, что и сварку.
Из за высокой теплопроводности серебра и меди сварку проводили с пред..
варительным подоrревом до температуры 400 500 ОС, который позволил стабили..
зировать режим сварки и вести процесс при токе не более 120 А, обеспечивающем
удовлетворительное формирование шва во всех пространственных положениях.
Сварочная дуrа возбуждалась с помощью осциллятора на rрафитовой пластине,
что исключало попадание вольфрама в сварные швы.
fазовую сварку вели при избытке rорючеrо rаза. При выборе оптимальной
технолоrии сварки исследованы два варианта (Cl, С2) стыковых соединений и один
вариант (Фl) фланцевоrо соединения (табл. 42). Особое внимание при сварке уде..
ляли характеру формирования шва и переходу меди в шов плакирующеrо слоя. Сты"
ковые соединения Сl и .С2 выполняли за два прохода: первый арrонодуrовой
сваркой, а второй rазовой сваркой. Первый шов в соединении С2 выполняли без
присадки. E o формирование обеспечивалось оплавлением отбортованных кромок.
Во фланцевом соединении плакирующий слой трубы сваривали с плакирующим
слоем фланца арrонодуrовой сваркой, а стальную часть фланца с медной основой
трубы rазовой сваркой.
Наиболее леrко шов плакирующеrо слоя формируется в стыковом соединении
С2, так как в этом случае отпадает необходимость в подаче присадочной проволоки.
Однако отсутствие раскислителей в сварочной ванне приводит к образованию в шве
пор. rазовую сварку OCHoBHoro слоя выполняли без оплавления серебряноrо слоя.
Это достиrалось путем поперечных колебаний rорелки с промежуточными останов..
ками на медных кромках. Во фланцевом соединении сварка плакирующих слоев
выполняется без затруднений, так как шов формируется на твердой стальной по..
верхности. При rазовой сварке медной основы трубы со стальной основой фланца
соединяемые поверхности не оплавляются, т. е. процесс проходит в виде пайки, что
исключает возможность образования эвтектики и перемеIIIивания меди с серебром
в переходной зоне биметаллических труб.
Исходя из преимуществ и недостатков рассмотренных вариантов сварки, пред"
почтение следует отдать стыковому соединению Cl, при котором обеспечиваются 60"
лее высокие плотность и коррозионная стойкость шва.
Взамен пайки серебряными припоями разработан процесс контактной сварки
серебряных пластин с латунными пластинами с образованием эвтектики между ними,
что облеrчает условия визуальноrо контроля качества соединений и позволяет леrк(}
автоматизировать процесс [74].
Предложенный способ основан на использовании явления контактно..реактив"
Horo плавления при HarpeBe разнородных металлов до температуры образования
между ними эвтектики или твердых растворов с минимумом на кривой ликвидуса.
В рассмотренном случае [74] серебро с латунью образует тройную эвтектику со..
става: 55 % Ag, 30 % Zn и 15 % Си, имеющую температуру плавления 675 ОС.
Серебряную пластину толщиной 0,5 мм и латунную толщиной 1 мм помещали
между электродами специальной сварочной машины переменноrо тока, сжимали уси..
лием 100 Н, а' затем в течение 1 2 с пропускали сварочный ток 250 А. В связи
с высоким электросопротивлением материала электродов (электроrрафит эr ) по..
следние интенсивно разоrревались при ПРОХОJКдении тока, что способствовало на..
rpeBY соединяемых деталей за счет теплопередачи. При HarpeBe зоны соединения до
7*
195
Т а б л и ц а 42
Режимы сварки биметалла медь + серебро
..
ОБО3R a
чение
CBap Схема подrотовки кромок lCB' А V CB ' м/ч ав, МПа
Horo и сборки стыка под сварку
соеди-
н ения
'300 300
Сl
90 110
3 5
'166 176
....
С2
300
100 120
6 8
147 166
800
Фl
lOO 120
6 8
При м е ч а н и я. 1. Ид === 15 +20 В. 2. Расход aproHёi 10 12 л/мин. 3. Прочность
определяли ПОСJlе сварки серебряноrо и медноrо слоев. f
температуры плавления эвтектики и при некоторой выдержке по плоскости стыка
серебряноrо контакта с латунной пластиной образовалась жидкая прослойка леr
коплавкой эвтектики. L(ля полноrо и paBHoMepHoro растекания выдавливаемой из
стыка соединяемых деталей жидкой эвтектики по торцам пластин целесообразно
применение флюса.
Сварка золота с друrими металлами. Относительная простота, с которой золото
может свариваться как с золотом, так и с друrими металлами при температурах ниже
ero точки плавления, служит основанием для соединения ero в твердом состоянии.
Изучение старинных золотых изделий подтверждает, что уже в rлубокой дpeB
ности была известна сварка давлением [198]. Два особых свойства золота облеrчают
196
ero использование для соединения с друrими металлами. Это, во-первых, пластич-
ность, а во-вторых, отсутствие пленки окисла на поверхности золота даже при ero
HarpeBe в атмосфере.
Хотя обработка золота для удаления слоя окисла не нужна, на ero поверх-
ности возникают друrие виды заrрязнений, что вызывает необходимость подrото-
вки поверхности для сварки. Для снятия поверхностных заrрязнений наиболее рас-
пространена тонкая очистка металлической щеткой.
Сварка золота может быть осуществлена путем холодной прокатки, но с целью
снятия напряжений в металле от предварительной термической и механической об
работки перед сваркой целесообразен HarpeB.
Если холодная сварка должна быть проведена без значительной деформации,
то осуществление процесса в вакууме имеет преимущества, так как вакуум способ-
с твует устранению с поверхности золота адсорбированных пленок. Например, уста-
новлено, что вакуум""" 10 Па уменьшает необходимое для сварки давление от 70
140 до 6 12 Н. При производстве золотых элементов микроэлектроники возможно
появление остатков орrанических пленок от материалов фоторезиста, используемых
при изrотовлении печатных схем. Приварка золотых проволочек к поверхности, ме-
таллизованной золотом и заrрязненной подобными орrаническими пленками, про-
исходит в два этапа. Первым этапом является разрушение пленки. Длительность ero
зависит от температуры и свойств пленок. Второй этап заключается в создании (<<вы--
ращивании») контактных площадок за счет процесса поверхностной диффузии. В от-
сутствии давления энерrия активации этоrо процесса составляет ,....,46 кLLжJмоль,
что типично для процессов поверхностной диффузии [198]. Рост контактных пло-
щадок со временем имеет параболический характер и мало зависит от приложенноrо
давления. Установлено, что остатки орrанических пленок на поверхности золота
уменьшают скорость роста контактных площадок почти в 10 раз.
После разрушения поверхностных пленок на золоте дальнейший процесс сварки
заключается в основном в обеспечении надлежащеrо контакта между металлами.
При этом относительное скольжение, которое столь важно для разрушения пленки
окиси на всех металлах (включая платину), не является необходимым при сварке
золота, поскольку оно свободно от окисной пленки на поверхности.
Р. Степльтон использовал симметричное устройство, в котором ДВа золотых про-
водника (В и С) сваривались с двумя металлизованными золотом стальными под-
ложками (А и п),. давая два типа соединений: содинение АВ между жесткой повер-
хностью и проволокой И соединение проволоки с проволокой ВС. Таким способом
были получены оба типа деформации одна с относит льным смещением, а друrая
без Hero. При общей деформации 12 % лучшее качество сварки получено при воз-
можности относительноrо перемещения поверхностей (соединения АВ и сп),
чем если ero не было (соединение ВС).
Общим выводом, совпадающим также с результатами исследования друrих
металлов, является то, что для сварки давлением при низких температурах и orpa-
ниченной возможности деформации относительное перемещение необходимо; если
же сварка производится при повышенных температурах и при значительных дефор-
мациях, необходимость в относительном перемещении поверхностей соединяемых
деталей отпадает.
Ультразвуковая сварка характеризуется деформацией соединяемых металлов
в очень тонком поверхностном слое. Блаrодаря этому удается качественно сварить
чрезвычайно тонкие детали. Соединения, выполненные ультразвуковой сваркой
между золотыми ленточками толщиной 0,025 мм и шириной 0,075 мм и подлож-
кой, металлизованной золотом, имеют временное сопротивление, равной ,....,75%
BpeMeHHoro сопротивления золота.
Ускорение диффузионных процессов способствует получению сварных соеди--
нений золота высокоrо качества. LLиФФузия может быть заметно увеличена (до трех
порядков), если использовать третий металл в качестве промежуточноrо между двумя
свариваемыми металлами. Например, для облеrчения соединения двух золотых
поверхностей на керамике или металле рекомендуется использовать серебряно-
свинцовый промежуточный слой. В большинстве случаев роль поверхностной диф
фузии более существенна, чем диффузии через кристаллическую решетку или по
структурным rраницам, особенно при заполнении пустот в контактной зоне под дaB
лением. LLля увеличения скорости диффузии в контактной области эффективны жид-
кости или леrкоплавкие металлы, такие, как ртуть, rаллий и индий.
197
Исследовали соединения золота с золотом (99,93 %), получеtIйые при :ПО1\'10ЩИ
промежуточноrо слоя ртути, индия (температура плавления 165 ОС) и rаллия' (тем..
пература плавления 40 ОС) при температурах 20 100 ос. Наиболее интересно влия
ние ртути: при HarpeBe до 100 ос качество шва, выполненноrо сваркой давлением.
наилучшее при выдержке 2 78 сут. Металлоrрафические исследования показали,
что ртуть проникла в золото на rлубину 25 мкм. Однако использование ртути в Ka
честве промежуточноrо вещества может быть осуществлено лишь для специальных
целей, поскольку ее применение требует HarpeBa и времени, превышающеrо 2 сут.
Поверхностная диффузия может быть значительно увеличена при помощи вис
мута. Последний на золоте увеличивает коэффициент поверхностной диффузии в ин..
тервале температур 600 950 ос в 104 раз.
Иноrда диффузия может приводить к нежелательным явлениям. В случае зо..
лота это «пурпурная чума», которая может возникнуть в соединении золота с алю..
минием, если время и температура таковы, что обеспечивают достаточную диффузию
[97]. Ухудшение механических свойств соединения золота с алюминием связано
с развитием пустот Киркендалла в результате большой скорости диффузии алю..
миния по сравнению со скоростью диффузии золота. Хрупкая составляющая пред"
ставляет собой модификацию интерметаллической фазы AuA1 2 золотисто пурпурноrо
цвета со структурой типа флюорита и с постоянной атомной решетки а == 5,98 Х
Х 10 10 м. Поскольку наличие этой фазы обусловливает низкие механические и элек
трические свойства контактов, ее назвали «пурпурной чумой».
В соединении, алюминия с золотом обнаружены и друrие интерметаллические
фазы. После HarpeBa сплавов стехиометрическоrо состава Аит Al n (до температуры
1100 ос с суточной выдержкой при этой температуре) и медленноrо охлаждения поя
влялась пурпурная окраска сплава AuAI 2 и золотисто пурпурная сплава AU2A1.
HarpeB таких сплавов до температуры плавления (650 ОС) и выдержка при этой
температуре в течение 48 ч не вызывали заметных изменений сплава.
Сочетания золото + кремний и золото + rерманий в полупроводниковой тех..
нике. Сварка золота с кремнием исследована в работе [97] при температуре 400 ос,
что ниже той, при которой образуется эвтектика Au Si (за время Ot5 5 мин).
Для сварки использовали молибденовый электрод диаметром 3 мм с золотой фольrой.
Время t, необходимое для обеспечения максимальной прочности швов, изменяется
в зависимости от наrрузки Р: t == 1000P o,6 . В течение времени диффузия в 9СНОВНОМ
происходит через поверхность и структурные rраницы, а плавления не наступает.
В работе [97) исследовано термокомпрессионное соединение золотой проволоки
с rерманием и кремнием. Из рассмотренных сочетаний леrче осуществлял ось соеди"
нение золота' с rерманием. Золотую проволоку подrотовляли отжиrом в пламени и
очисткой в кислоте, полупроводник промывали в спирте. Золото с rерманием свари..
вали при температуре 250 ос, Т. е. ниже эвтектической (356 ОС). Контактное усилие
достиrало 35 Н, что приводило К деформации проволоки 10 30 %. в течение Bpe
мени сварки (от нескольких секунд до нескольких минут) диффузия не протекала,
а также не создавались и не перемещались дислокации в полупроводниках.
В настоящее время золотые проводники присоединяют к токоведущим элемен
там корпусов электронных микросхем преимущественно сваркой давлением с при..
менением импульсноrо KocBeHHoro HarpeBa. Для получения соединений удовлетвори
тельноrо качества на поверхность токоведущих элементов наносят золотое покры"
тие толщиной 3 5 мкм, к которому приваривают проводник. В зоне контакта в ре..
зультате поверхностных микродиффузионных процессов, возникающих под дей..
ствием HarpeBa и давления, образуется сварное соединение. Однако после сварки зо..
лотое покрытие иноrда отслаивается от токоведущеrо элемента, что снижает проч..
ность и работоспособность изделия. Параметры режима сварки давлением, как пра
вило, нестабильны, и нет критериев, по которым можно было бы оценивать качество
соединения [86].
Для соединения ковара с золотом без промежуточноrо покрытия наиболее при
емлема лазерная сварка, энерrетические характеристики которой обеспечивают
процессы плавления и взаимной диффузии свариваемых материалов. При монтаже
микросхем на лазерной установке к торцовым поверхностям токоведущих элементов
из ковара 29НК диаметром 300 мкм внахлестку приваривали проводники из золота
(99,999 %) диаметром 30, 50 и 70 мкм.
Испытания образцов на прочность показали, что усилие среза для свзрноrо
соединения ковара с проводником диаметром 30 мкм равно разрывному усилию
198
проводника. По мере увеличения диаметра проводника прочность соединения умень"
шалась и составляла ,...,70 % первоначальноrо значени'Я. Такое снижение прочности
связано с рекристаллизацией материала проводника в зоне, прилеrающей к месту
сварки. Средняя прочность соединений при лазерной сварке на 25 30 % выше проч-
насти аналоrичных соединений позолоченноrо ковара, выполненных сваркой давле..
нием с импульсным косвенным HarpeBoM. При испытаниях на прочность разрушение
происходило в зоне перехода от наплавленноrо металла к ПрОБОДНИКУ или непосред"
ственно по ПРОБОДНИКУ. При этом соединения, полученные лазерной сваркой, обла..
дали высокой долrовечностью и стойкостью против ударных наrрузок. Под действием
таких наrрузок разрушения не происходило.
r ЛАВА V
Применение конструкций из разнородных металлов
в промышленности
ПОЛУЧЕНИЕ ТРУБЧАТЫХ ПЕРЕХОДНИНОВ
v
ИЗ МЕТАЛЛОВ РАЗЛИЧНЫХ СОЧЕТДНИIII
Сварные соединения труб или оболочек из разнородных метал..
,. ,,,.
лов один из распространенных узлов : .B?" современных конструк-
циях, в которых к ним, как правило, предъявляются весьма высокие
требования по работоспособности.
Соединение труб из разнородных металлов осуществляют сваркой
давлением (взрывом, совместным прессованием, трением, диффу-
зионной, маrнитно--импульсной),' а такж.е дуrовой (плавящимся
и неплавящимся электродом в среде защитных rазов, под флюсом),
электронно..лучевой. Применяют и комбинированные методы, на..
пример с помощью биметаллических переходников, предварительно
полученных прокаткой, штамповкой. Требования к трубопроводам
самые разнообразные: работа при низких и высоких температурах,
вакуумная плотность, повышенное давление, вибрационные и удар-
Hbie наrрузки, коррозионная стойкость и др. Различным аспектам
расчета, изrотовления и эксплуатации разнородных труб посвящена
работа [160].
На рис. 80 приведены обобщенные сведения о наиболее характер..
ных металлах и применяемых дополнительных элементах (прослой..
ках, вставках, переходниках) в соединениях труб из разнородных
металлов [160 ]. Наиболее часто в промышленности встречаются
соединения типа А, а также соединения с одним или двумя дополни-
тельными элементами (типа Б и В), диаметром 10 300 мм с тол-
щиной стенки 0,5 20 ММ.
Наметившаяся в последнее время тенденция сварки разнородных
металлов с помощью переходников заслуживает серьезноrо внима--
ния. При использовании переходников сварщику приходится свари-
вать только однородные материалы, так как разнородные уже за..
199
А
9zлероiJистые стали
Стали типа 12Х18Нl0Т
Алюминии и е20 сплаОы
} Алюмцншi ц вео сплаО",
Перлитныв столи
} I1ciJb
J
Б
;'
ВЫСОНОНl1нвлсОые }
стали} нинель Сталь 20
Стили типа 12Х/8Н/ОТ и сплаОы но С20 осноDс Cu
БрХ1 ОТ4} ВНI11 J BT1 O
Nb, Та, Мо
r.. .4
в
Столи } Стали } Ti Ti
типа типа СплаВ Zr+ 5%Nb СплаD Zr+Z5%Nb
12Х18Нl0Т 12Х18Нl0Т Ni Ni
Аl AI · КоОар КоОор
. Cu Cu
r.. J
r
. .
· Аl Аl Стали Столи Аl Д)
типа типа
Ti Ti 12Х 18 Нl0Т 12 Х18Н 10 Т Ti Ti
J J .41
д
Стали Стали
Ti Ti Nb Cu типа типо
12Х 18Нl0 Т 12Х18Нl0Т
.. .4...
РИС.-:'ВО. Конструктивные схемы получения сварных соединений труб из нескольких разно..
родных металлов
блаrовременно соединены в переходнике. Преимущество этоrо спо..
соба особенно проявляется при монтаже конструкций. Важно то,
что переходник изrотовляют в цеховых условиях отдельно от кон..
струкции, поэтому можно выполнить ero качественно с при1.\tIенением
новых способов сварки, использование которых в монтажных уело..
виях затруднено, проконтролировать соединение на наличие дефек"
тов, подверrнуть термической и механической обработке, испытаНИЯ l
и т. д.
Соединительные переходники MorYT быть получены различными
способами сварки давлением прессованием, трением, диффузион"
ной и др.
В работе [107} исследовали возможности применения тепло..
прессовой сварки для получения биметаллических переходников
200
Рис. 8t. Схема теплопрессовоА сварки:
1 стол пресса; 2 пресс форма; 3 заrотовка из бронзы; 4
заrотовка из стали; 5 приспособление для сварки; 6 ползун
сталь бронза (рис. 81). Внутренняя деталь из..
rотовлена из стали зохrСА в закаленном состоя..
нии, наружная из бронзы БрОФ7..02, облада-:
ющей высокими антикоррозионными, антифрик"
ционными и механическими свойствами при нор..
мальной и повышенных температурах. Заrотовку
из бронзы в виде цилиндра наrревали до задан..
ной температуры в электропечи и устанавливали
на стол пресса. Стальная заrотовка состояла из
рабочей части в виде усеченноrо конуса с а
=::; 250, высотой 20 мм и основания диаметром 1
,10 мм и цилиндрическоrо хвостовика диаметром
20 мм и высотой 15 мм. Соrласно эксплуатаци..
онным требованиям стальную заrотовку подверrали термообработке
до ов == 1200 + 100 МПа. Стальную заrотовку закрепляли на
пуансоне и впрессовывали в бронзовую заrотовку при усилии
60 кН. Охлаждение соединения происходило на воздухе.
Механическими испытаниями на разрыв установлено, что опти"
мальной температурой HarpeBa (с точки зрения получения макси..
мальной прочности соединения) является 800 ОС. Дальнейшее по..
вышение температуры HarpeBa бронзовой заrотовки приводило к вы..
жиманию ее из пресс"формы и растрескиванию.
Металлоrрафическими исследованиями в зоне соедине.ния бронзы
со сталью обнаружена окисная пленка, снижающая прочность. Для
предотвращения попадания окислов на поверхность торец бронзовой
заrотовки никелировали. Применение прослойки никеля при сварке
железа с медью и их сплавами оказалось весьма эффективным. Со..
rласно диаrрамме состояния Fe Ni Си никель значительно
увеличивает растворимость железа в меди и меди в железе. При
температуре 750 8000C в контакте железа с никелем образуется
прослойка эвтектоидноrо типа, состоящая из смеси твердых раство"
ров меди в железе и никеля с железом в меди. В результате металло..
rрафических исследований образцов из стали зохrСА и бронзы,
выполненных теплопрессовой сваркой через прослойку никеля
толщиной 1 О мкм, нанесенную rальваническим способом, окисных
пленок не обнаружено. Прочность соединения при этом увеличилась
в 2,5 раза.
На основе проведенных исследований разработан технолоrиче..
ский процесс и проведена теплопрессовая сварка кронштейнов из
закаленной стали зохrСА с бронзой БрОФ7..02. Коническую по..
верхность кронштейнов и рабочий торец бронзовых заrотовок по..
крывали rальванически никелем. Бронзовую заrотовку, помещен..
ную в пресс"форму, наrревали в электропечи в течение 140 мин
до 800 ос. Сварку осуществляли на прессе при усилии 240 кН. Ре..
зультаты испытаний показали, что суммарный максимальный износ
бронзы после 200 циклов наrружения практически остается неизмен..
201
Рис. 82. Биметa.nлическая кулачковая втулка:
1 корпус втулки; 2 наплавленный слой 'цветноrо
сплава " .
ным И составляет не более 0,10 мм, а
после 400 циклов 0;11 мм. Отслоения
бронзовоrо слоя от стальной основы во
время испытаний не наблюдалось. Темпе..
ратура трущихся поверхностей повыша
лась незначительно.
Для получения переходников широко
используют сварку трением [140]. Этим
способом изrотовляют как сплошные за
rотовки, из которых затем механическим
путем получают переходники необходи
мой конструкции, так и трубчатые пере--
ходники. Для работы переходников при низких температурах цe
лесообразно торцы стальной заrотовки обрабатывать на конус.
Ориrинальный способ наплавки трением предложен в работах
[3, 63]. При изrотовлении биметаллических деталей значительно
снижается расход цветноrо металла и трудоемкость. При наплавке
по этому методу один из соединяемых металлов (основной) в течение
Bcero процесса остается в твердом состоянии, а друrой (наносимый)
расплавляется, т. е. соединение двух еталлов происходит в TBepдo
жидком состоянии.
Для изrотовления биметаллических заrотовок для кулачковых
втулок (рис. 82) методом наплавки трением разработана установка
ВНТ..5 [3]. Процесс изrотовления биметаллической заrотовки за..
ключается в следующем. Стальную заrотовку устанавливают в за
жимном приспособлении, в подrотовленное отверстие засыпают
необходимое количество стружки цветноrо сплава, стружку пред..
варительно уплотняют, поднимая стол до определенноrо положения.
После этоrо осуществляют вращательное движение рабочеrо инстру"
мента (пуаIfсона) и медленный подъем стола для создания необходи..
Moro давления пуансона на брикет стружки. Режим наплавки (ча..
стота вращения пуансона, рабочее давление, продолжительность
процесса) определяют экспериментально. По достижении столом
крайнеrо BepxHero положения, что соответствует окончанию процесса
наплавки, стол опускают, не прекращая вращения шпинделя, в ре..
зультате чеrо пуансон выходит из биметаллической заrотовки.
Затем прекращают вращение шпинделя. Заrотовку извлекают из
зажимноrо приспособления. Заводские испытания биметаллических
кулачковых втулок показали их высокие механические свойства.
Разработаны [106] способы изrотовления из разнородных мате..
риалов качественных переходников, в том числе и крупноrаба..
ритных.
Способ, основанный на использовании электрошлаковоrо пере..
плава. По этому способу переходники в виде трубы, стержня, листа
изrотовляют rорячей (прошивкой, прессованием, высадкой, ковкой,
прокаткой) или холодной (сверлением , точением, строrанием) обра...
202
. 1
3
"J
. 1
.3 .
1
а)
р
р
1 '1
3
1
LJ
з
Рис. 83. Переходиики, полученные электроmлаковым переплавом (а) и автовакуумиой CBap
кой даВ..1Iением (б):
1 сталь. сплав, металл А; 2 переходная зона; 3 сталь, сплав, металл Б; 4.........
сварные швы'
боткой специальных слитков заrотовок, выполненных из разно
родных металлов А и Б, подлежащих сварке. Слитки заrотовки
изrотовляют электрошлаковым переплавом в водоохлаждаемую из
ложницу cocTaBHoro расходуемоrо электрода из разнородных метал
лических материалов А и Б. Эти слитки заrотовки в зависимости
от формы переходников MorYT иметь круrлое, квадратное или прямо
уrольное сечение, а также форму rильзы (рис. 83, а).
Подбирая длину и сечение cocTaBHoro .расходуемоrо электрода
удается предотвратить образование хрупких прослоек в зоне спла
вления разнородных металлов. Способ позволяет получать переход
ники с плавным переходом от одноrо металла к друrому. Блаrодаря
этому в них отсутствует сильно выраженная структурная HeOДHOpoд
ность, а напряженное состояние в соединении заметно ослаблено.
. Способ, основанный на применении автовакуумной сварки дав'"
лением. В этом способе используется явление самопроизвольной
очистки свариваемых поверхностей от окислов и адсорбированных
rазов при HarpeBe их до высоких температур без доступа воздуха.
При изrотовлении переходников по этому способу заrотовки из
разнородных металлов накладывают друr на друrа кромками, под
лежащими сварке. Чтобы исключить доступ воздуха в зазор между
свариваемыми J5:ромками, заrотовки обваривают по контуру
(рис. 83, б).
Последующий HarpeB до высокой температуры и необходимое
давление, способное вызвать пластическую деформацию металла,.
обеспечивают качественную сварку разнородных металлов по всей
поверхности их контакта. Переходники по этому способу можно
нзrотовлять прессованием, осадкой, противкой, прокаткой,. экстру
зней и т. п. В виде стержня, трубы, листа (полосы).
203
Введение между свариваемыми поверхностями специальной не..
расплавляемой вставки позволяет в ряде случаев предотвратить
или заметно ослабить структурную неоднородность на rранице KOH
'такта разнородных металлов. Например, в переходниках из aYCTe
-нитной 12Х18НI0Т и неаустенитной 20Х2М стали использование
.в качестве такой вставки TOHKoro слоя никеля заметно тормозит
.диффузию уrлерода из неаустенитной стали в аустенитную. Важное
.преимущество таких переходников возможность сварки разно
родных металлов по очень развитой поверхности, блаrодаря чему
удается в несколько раз увеличить расчетное сечение соединения,
.а в ряде случаев снизить в нем напряжения. Переходники MorYT
.иметь различные размеры и формы.
Способ, основанный на применении прессовой сварки-пайки.
По этому способу сварка производится в вакууме, а между сварива
емыми кромками помещают тонкий слой расплавляемоrо в процессе
сварки припоя. Сварочный зазор в ЭТОl\1 случае не обваривают. Еще
в процессе сварки при последующей термообработке припой может
частично или полностью раствориться. Этот способ целесообразно
применять преимущественно для изrотовления переходников He
больших размеров.
За последние rоды широкое распространение получил способ
соединения разнородных металлов путем их совместной пластиче
екой деформации прокатка биме аллов. Биметаллы являются
-самост<?ятельной rруппой промышленных материалов, позволяющих
сочетать наиболее ценные свойства металлов, из которых они co
стоят (высокую пластичность с высокой сопротивляемостью действию
.аrрессивных сред, высокую прочность с хорошей электропроводи
мостью и т. д.).
Прокатка биметаллов одно из весьма перспективных направле
пий получения композитных материалов. Применение биметаллов
позволяет соединять металлы с крайне оrраниченной раствори
мастью, такие, как титан со сталью, алюминий с медью и мноrие
друrие. Переходники MorYT быть кольцевыми плоскими со стыковым
.соединением, вырезанными из биметаллическоrо листа; трубчатыми
.с нахлесточным соединением, полученными штамповкой из листо
Boro биметалла (для трубопроводов диаметром более 40 мм); трубча
-тыми (обечайки) с продольным. швом.
В работе [54] приведены результаты экспериментальноrо иссле
дования прочности биметаллическоrо соединения тонкостенных ци
линдров при двух видах механическоrо наrружения в условиях
повышенной, нормальной и низкой температур. Рассмотрен также
вопрос о влиянии режима термообработки на прочностные xapaKTe
ристики cBapHoro соединения.
Исследования проводили на образцах с наружным диаметром
25 мм и толщиной стенки 2 мм. Форма образца для испытаний и ero
основные размеры приведены на рис. 84.
Разнородные металлы (бронзу БрАФ9 4 со сталью 12Х18НI0Т)
оединяли сваркой трением. Известно, что качество сварных соеди
нений, выполненных сваркой давлением, в том числе и сваркой
204
Рис. 84. Образец ,цJlЯ испытаний:
1 бронза; 2 сталь
1
2
трением, определяется температу
рой и степенью пластической дe
формации контактных поверхно.. 110
стей [69 J. Бронзу со сталью соеди..
няли при температуре 1000 ос в течение 13 с. Такая продолжитель .
ность процесса объясняется тем, что БрАЖ9..4 обладает достаточно.
высоким сопротивлением пластической деформации (<10,2 == 300 МПа).
Результаты испытаний сварных соединений бронзы со сталью при
растяжении после сварки в интервале температур от 300 до 196 ос
пред ставлены на рис. 85. Прочность биметаллическоrо элемента
в исследованном температурном диапазоне определял ась свойствами
менее прочноrо металла. Все испытанные образцы разрушались.
не по стыку, а по основному металлу бронзе БрАЖ9..4.
Большинство сварных конструкций как из однородных, так
из разнородных металлов в процессе изrотовления и эксплуатацик
подверrаются HarpeBY и охлаждению до различных температур.
Представляло интерес исследовать прочностные характеРИСТИКff
указанных соединений после предварительноrо HarpeBa, поскольку
исследуемые металлы резко отличаются по кристаллохимически
свойствам. Кроме Toro, в составе бронзы БрАЖ9..4 присутствуют'
10 % Аl, а как известно, при HarpeBe алюминий практически со.
всеми металлами образует интерметаллические соединения, что.
при определенных температурно"временных условиях может при
вести к охрупчиванию соединения. С этой целью часть образцов после-
сварки подверrали HarpeBY до температуры 730 ос в течение 40 мин
а затем испытывали на растяжение при той же температуре. BpeMeH
ное сопротивление термообработанных образцов оказалось на 100
140 МПа ниже BpeMeHHoro сопротивления образцов, не подверrнутых
HarpeBY. С понижением температуры это различие увеличивается
причем образцы после термообработки при всех температурах раз -
рушались хрупко по сварному стыку.
Металлоrрафический анализ сварных соединений бронзьr
БрАЖ9 4 со сталью 12Х18НI0Т показал, что образование зародышек
в виде сплошной цепочки новой фазы происходит уже в процессе:
сварки. Последующие HarpeBbI до температуры 730 ос резко увели
чивают ширину интерметаллическоrо слоя при том же уровне TBep
БН,
50
БОа
...... ............
Рис. 85. Зависимость временно...
ro сопротивления cBapHoro сое..
динения от температуры после
сварки (1) и после HarpeBa до
730 ос (2) при растяжении (спло
шная линия) и внутреннем дaB
лении (штриховая линия)
*00
200
1ии
о
100
200
т. ОС
,
205.
.дости, что И В состоянии после сварки.: Это, очевидно, существенно
казывается на прочности cBapHoro соединения. .
Прочность биметаллическоrо образца зависит от вида наrруже
ния. В случае повышенных температур временное сопротивление
при неравномерном двухосном растяжении ниже, чем при OДHO
-осном, на 130 МПа. По мере снижения температуры эта разница
уменьшается, а при температуре 196 ос временное сопротивление
при одноосном растяжении на 50 МПа ниже BpeMeHHoro сопротивле
ния при испытаниях внутренним-давлением. Поскольку заrотовки
под сварку изrотовляли из прутка диаметром 30 мм, то металл, оче
видно, обладал трансверсальной анизотропией свойств, чем, Bepo
ятно, и объясняются разные значения BpeMeHHoro сопротивления
бронзы в продольном и танrенциальном направлениях при темпе
ратурах 20 и 300 ос.
Для большинства металлов с понижением температуры степень
<lНИЗОТРОПИИ уменьшается, т. е. происходит выравнивание механи
ческих свойств. По"видимому, К таким металлам относится и бронза
БрАЖ9-4, в связи с чем при температуре 196 ос разрушение
происходило при напряжениях б6льших, чем в случае одноосноrо
,растяжения. Испытания, проведенные при различных видах Harpy
жения в диапазоне температур 1967 +300 ОС, показали, что CBap
ные соединения бронзы со сталью, полученные сваркой трением,
Е указанных условиях практически равнопрочны с менее прочным
металлом бронзой.
Сварка плавлением разнородных труб. Соединение труб из
разнородных металлов с применением вставки из TpeTbero ме"
"талла рассмотрим на примере сварки плавлением титана со сталью
[ 146 ] .
При сварке плавлением титана и ero сплавов с коррозионно"
стойкими сталями с применением вставки из ванадия и ero сплавов
.важным моментом является правильный выбор композиций сварива
,емых материалов. При выборе стали необходимо учитывать характер
.взаимодействия ванадия с основными леrирующими элементами стали
{Ni, Cr) и высокую активность ванадия к карбидообразовани .
Для сварки плавлением наиболее применимы стали типа
08Х15Н5Д2Т, 09Х16Н4Б и титановые сплавы ВТ1..0, ОТ4, ОТ4..1,
ТС5, в качестве вставки ванадиевые сплавы, леrированные воль
фрамом или хромом [113].
Для подrотовки поверхности перед сваркой при-меняют травление
или механическую зачистку свариваемых кромок с последуюrцей
протиркой их ацетоном. Ванадиевый сплав применяют вотожженном
.-состоянии. Отжиr производят в вакууме (0,0133 Па при HarpeBe
и 0,665 Па при выдержке и охлаждении) при температуре 1050 ос
и выдержке 1 ч. Подrотовка кромок заrотовок из металлов указан..
ных сочетаний должна обеспечивать тщательную стыковку сварива
reмых кромок по всей длине шва с минимальным зазором, который
не должен превышать 0,1 мм. Сборка заrотовок под сварку peKO
мендуется с помощью зажимных приспособлений без прихваток.
Условия защиты соединений при сварке титана и стали с ванадиевым
:206
Рис. 86. Сопротивление усталости CTЫ
ковык сварных соединений:
J @8 08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4; 2
08Х18НI0Т + V8W + ОТ4
б, МПа
260
сплавом должны быть та..
кими же, как и в случае
.сварки титановых иванадие.. 180
.вых сплавов.
Результаты испытания
плоских стыковых сварных 100
соединений толщиной 1 мм, ба
",h 1r
выполненных автоматиче /и
.екой арrонодуrовой CBap
кой, на выносливость при осевом растяжении по пульсирующему
циклу с частотой 41,6 [ц при трех уровнях повторных напряжений
(221,6 и 110 МПа) приведены на рис. 86. [рафик построен в полу
лоrарифмических координатах а N, rде (J максимальное напря-
жение цикла; N среднеарифметическое число циклов до разруше
-ния. Сравнение результатов испытаний на одинаковой базе 106
2. 107 циклов показывает, что усталостная прочность сварных соеди
нений 08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4 в 1,5 2 раза выше усталостной
-прочности сварных соединений 08Х18НI0Т + V8W + ОТ4.
Сварка трубопровода выполнялась автоматом АСНК-5Т дЛЯ apro
нодуrовой сварки неповоротных стыков из титановых сплавов.
Усталостные испытания трубопроводов проводили на базе 107. цик
лов при частоте колебаний 60 200 [ц. У сталостная прочность
сварных трубопроводов из титановоrо сплава ОТ4 и стали
08ХI5.Н5Д2Т, выполненных с применением кольцевой вставки из
сплава V8W (0 50 х 0,5 мм и 0 50 х 1 мм), составляла 250 МПа.
Конструктивную прочность сварных разнородных соединений
коррозионно стойкая сталь + ванадиевый сплав V8W + титано-
вый сплав ОТ4 определяли на сварных трубопроводах и емкостях.
Трубы из сталей 08Х15Н5Д2Т и 08Х18НI0Т (0 35 х 1 мм и eJ 50 х
х 1 мм) и сплава ОТ4 сваривали ручной арrонодуrовой сваркой
в aMepe с защитной атмосферой с применением кольцевой вставки
из сплава V8W. [ерметизацию сварных элементов трубопроводов
из стали и титана обеспечивали путем приварки донышек со шту-
церами.
Цилиндрические сосуды из стали 08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4
диаметром 200 мм при толщине стенки 1 мм сваривали автомати-
ческой арrонодуrовой сваркой. При этом стальную и титановую
обечайки изrотовляли с одним продольным швом, выполненным
автоматической арrонодуrовой сваркой, а ванадиевое кольцо свари
вали электронно-лучевой сваркой. Сосуды rерметизировали
установкой заrлушек на торцы цилиндров при испытании.
Для определения конструктивной прочности сварные изделия
nодверrали rидравлическим наrружениям до разрушения.
Конструктивную прочность рассчитывали по формуле
ан == pD/(2fJ 100),
105
i1J'j
т7
N
207
Рис. 87. Сварные трубчатые соединения (О8Х 15 Н 5Д2Т + V 8W + ОТ4):
а до испытания; б испытания на сплющивание
rде р разрушающее давление, МПа; D диаметр обечайки, мм;
6 толщина стенки, мм.
Для сварных трубчатых элементов 08Х 15Н5Д2Т + V8W +
+ ОТ4 (0 35 х 1 мм), 08Х18НI0Т + V8W + ОТ4 (0 50 х 1 мм),
выполненных ручной арrонодуrовой сваркой, соответственно 0'1\ ==
=== 350. МПа и ан == 320---;.-370 МПа; для сварных изделий
08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4 (0 200 х 1 мм), выполненных aBTOMa
тической арrонодуrовой сваркой, ан == 480---;.-600 МПа. Разрушение
изделия при испытании происходило по продольному шву кольца
из ванадиевоrо сплава V8W. Общую прочность обечаек оценивали
по отношению конструктивной прочности (ан) к временному сопро
тивлению сварных соединений при одноосном наrружении (ав),
определенному при испытании образцов свидетелей. Сопоставле
ние BpeMeHHoro сопротивления сварных соединений сталь
08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4 при двухосном растяжении с BpeMeH
ным сопротивлением соединений при осевом растяжении показывает,
что а и / а в == 1, 1 + 1 ,4.
Плотность сварных швов' изделий и трубчатых элементов
08Х15Н5Д2Т + V8W + ОТ4 и 08Х18НI0Т + V8W + ОТ4 oцe
нивали rидравлическими испытаниями. Как правило, сварные
швы были плотными. Для оценки пластичности сварные трубчатые
образцы подверrали сплющиванию. После сплющивания до просвета,
paBHoro 1/2 диаметра, в сварных швах трещин не наблюдалось (рис. 87).
Титановые сплавы с жаропрочными сталями и никелевыми спла..
вами сваривали с помощью двух вставок из ванадия и низкоуrле
родистой хромистой или малоникелевой стали. Сварка плавлением
-титана и ero сплавов со сталями с применением промежуточной
вставки из ванадиевоrо сплава с учетом изложенной выше техноло
rии обеспечивает получение прочных и плотных сварных соеди..
нений.
ВЛИЯНИЕ ТЕМПЕРАТУРЫ И ДЛИТЕЛЬНОСТИ
эксплу ДТАЦИИ СВАРНЫХ ИЗДЕЛИЙ
v
Hf\ ИХ СВОИСТВА
Одним: из важных показателей свойств сварных соединений из
разнородных металлов с различными теплофизическ'ими свойстваJ\1IИ
является их работоспособность при изменении температурных усл()
208
вий. На примере неСКОJIЫ<ИХ сочетаний металлов (сталь МедЬ,
а люминий сталь, ниобий сталь н др.) рассмотрим влияние
r пературы и условий эксплуатации на их свойства.
Поведение биметалла медь сталь при изменяющихся темпера..
турах рассмотрено, например, в работе [116 з. Фурмы доменных
печей и конвертеров, кристаллизаторы для рафинирующих пере-
плавов и непрерывной разливки металлов, детали теплообменноrо
оборудования в процессе эксплуатации подверrаются циклическому
HarpeBY и охлаждению. Возникающие при этом термомеханические
и диффузионные процессы вызывают изменение сво нств биметалла
и ero разрушение вследствие термической усталости. В зависимости
от условий эксплуатации при изменяющихся температурах (rрадиент
температур по сечению), а также свойств соединения разрушение
биметалла может происходить как по наплавленному металлу, так
и по зоне сплавления. Методикой исследования предусматривали
раздельное определение сопротивления усталости при HarpeBax
наплавленноrо металла и зоны сплавления, изучение изменения
структуры и свойств биметалла, а также процесса ero разрушения
при воздействии теплосмен.
В работах [116, 117] заrотовки биметалла для исследований
получали путем cOBMecTHoro HarpeBa пластин из уrлеродистой стали
и шихты) состоящей из меди и небольшоrо количества латуни. Время
выдержки при температуре 1150 ос после расплавления шихты
30 мин. Толщина OCHOBHoro металла 14 30 мм, а наплавленноrо слоя
12 25 мм. Химический состав OCHoBHoro металла соответствовал
составу сталей 10, 20, 30. Наплавленный металл содержал 1,2 % Fe,
0,08 % 02' 0,2 % Zn, остальные примеси в пределах состава меди
М3р.
ля определения сопротивления усталости при HarpeBax напла..
вленноrо металла из Hero вырезали полые образцы с наружным
диаметром рабочей части 7,5 мм и внутренним 6 мм. Образцы
испытывали по следующему термическому циклу: HarpeB (током)
до максимальной температуры, затем охлаждение (на воздухе) до
100 ос. Максимальную температуру цикла варьировали в пределах
325 450 ос.
В состоянии после наплавки медь имела крупнозернистую литую
структуру с равноосным зерном размером до 1,3 мм. В наплавлен-
ном металле встречались включения леrированноrо медью железа
, (а фазы). Плотность распределения включений непосредственно у ли-
нии сплавления была выше, чем в объеме наплавленноrо металла.
По всей линии сплавления отмечалось проникновение меди в железо
по rраницам зерен (в виде клиньев) на rлубину до 60 мкм, В отдель-
ных местах наблюдался отрыв зерен стали по rраницам и попадание
их в наплавленный металл, а со стороны стали мелкозернистая
структура OCHoBHoro металла со слабыми следами переrрева.
Методами количественной металлоrрафии вблизи линии сплавле-
ния обнаружено значительное увеличение содержания уrлерода.
Неоднородность по уrлероду образовалась за счет ero диффузии
из pacTBopeHHoro медью слоя стали в поверхностные слои OCHOBHoro
8 В. Р. Рябов И др.
209
металла. Результаты ис
пытаний наплавленноrо
металла представлены на
рис. 88.В полулоrарифми
ческой системе координат
зависимость имеет xapaK
терный для этоrо вида
испытаний линейный xa
рактер. Металлоrрафиче
ские исследования пока
10 102 105 10'1 N зали, что в диапазоне
максимальных температур HarpeBa 400 450 ос происходит YCKO
ренное разрушение наплавленноrо металла, число циклов Ha
rpeB охлаждение до появления трещин весьма небольшое и
измеряется только сотнями. При температуре ниже 350 ос стойкость
наплавленноrо металла до появления трещин составляет уже тысячи
теплосмен. Разрушение образцов при максимальной температуре
цикла (325 350 ОС) от усталости при HarpeBax начиналось с по
верхности у выхода на нее полос скольжения, причем трещины
распространялись преимущественно по телу зерна. При температуре
выше 350 ос наблюдался смешанный характер разрушения, т. е.
трещины распространялись как по rраницам, так и по телу зерна.
Средняя концентрация железа в меди после завершения распада
пересыщенноrо раствора в результате термоциклирования пони
жается с 1,2 до 0,8 %. Влияние содержания железа на термостой
кость изучено в работе [117]. Повышение содержания железа в Me
талле шва увеличивает число циклов до разрушения образцов,
причем это особенно заметно при максимальных температурах
цикла (выше 450 ОС). Пластическая деформация меди вблизи линии
сплавления ускоряет процесс распада твердоrо раствора железа
в меди. Формирование состава наплавленноrо металла вблизи линии
сплавления в основном завершается после 70 120 циклов (Т шах ===
=== 3257450 ос соответственно).
В результате выпадения а фазы несколько понижается микро..
твердость наплавленноrо металла. После большоrо числа циклов
(1000 1500) у линии сплавления наблюдаются провалы значений
микротвердости, связанные с попаданием индентора в месте раз
рыхления структуры металла, предшествующие образованию Tpe
щин. Распад пересыщенноrо твердоrо раствора, появление новых
включений а фазы и следов пластической деформации в меди вблизи
линии сплавления несколько отражаются на результатах испытаний
наплавленных образцов на срез по линии сплавления. На основе
определения средних статистических значений при поrрешности
оценки 3,3 % построены зависимости, приведенные на рис. 89.
Термоциклирование биметалла медь сталь вызывает повыше..
ние сопротивления срезу в результате упрочняющеrо воздействия
Т таХ7 ос
400
о
350
"О
300
90
210
Рис. 88. Зависимость числа циклов
до разрушения образцов из наплав..
ленной меди от температуры
б, ИПd
Трещины
1
200 n
О 100
250
200 300
а)
2
'100 Т, ос О 30
60 90
о)
120 . N
Рис. 89. Зависимость времеиноrо сопротивления ОТ максимальной температуры (а) и числа
циклов (6):
1 Т шах === 450 ос; 2 350 ос; 3 250 ос; Х исходное состояние; О 30 циклов;
/::. 60 ЦИклов; () 90 циклов; . 120 циклов
выделений )келеза вблизи линии сплавления. Повышение l\1акси
мальной температуры цикла выше 400 ос приводит К ускоренному
разрушеНИIО :медноrо слоя вследствие появления трещин на поверх
ности или у линии сплавления [116]. Эксплуатация соединений меди
со сталыо при изменяющихся теIv1пературах вызывает помимо pac
пада пересыщенноrо твердоrо раствора )келеза в меди уменьшение
ero электросопротивления и снижение твердости медной матрицы.
Об эффекте последующеrо иаrрева, сопротивлении усталости
при H3I'peB3x н теплово vI ударе соединениЙ алюминий сталь
известно крайне мало. По данным работы [136], стальные подшип
ники с алюминиеВЫl\1 раБОЧИl\tI слоем и цилиндры авиадвиrателей
с аЛЮ1VIиниеВЫI\ЛИ ребраl\IIИ работают несколько лет без каких либо
недостатков. Обычно в случае HarpeBa cBapHoro шва таких разнород
ных l'-леталлов в результате ускорения взаИIv1НОЙ диффузии интер
метал.пический слой растет еще более интенсивно, чем при сварке.
В результате HarpeBa стали и алюминия 'и изменения объемов KOH
тактирующих металлов, ПО ВИДИ1VI01VlУ, снижаются механические свой
ства участка шва cBapHoro соединения. С целью уточнения этих
предположений механические свойства шва изучали при непре
РЫВНОМ подоrреве испытуемых образцов при те v1пературах 150, 250
и 350 ОС в течение 15 сут. При этом исследовали качество cBapHoro
шва между алюминием АДl, сплавами АМц, A1V\r6 и. низкоуrлеро
дистой и среднеуrлеродистой листовой сталью с цинковым покры-
тием, выполненноrо присадочной проволокой с содержанием 5 % Si.
Образцы, которые наrревали до температуры 150 ос в течение 15 сут,
разрушались по OCHOBHOI\1Y ,.1еталлу аJIЮ1'IИНИЮ. Образцы, которые
наrреваJIИ до температуры 350 ос в течение 15 сут, разрушались
в rраничной зоне расплавленноrо деталла и мяrкой стали. Различие
механических свойств cBapHoro шва после термообработки в зависи
мости от материала покрытия на стали, а также влияние HarpeBa
и охлаждения на свойства биметаллическоrо соединения сталь
12Х18НI0Т + сплав AMr6 показано на рис. 90.
Для определения качества сварных швов в случае применения
различных покрытий необходимо проведение испытаний с еще боль
шим Bpel\1eHeI\1 цикла HarpeBa. Во всяком случае, можно считать,
что ПРИlVlенение таких швов при высокой температуре (выше +300 ОС)
8* 211
50
О
200 r, ос 20 100 200 300 '100 20 100 200 Т, ос
tfJ
бе,МПа
220
180
t!fO н
100
ба
200 100
б в ,I1Па
100
о 100
а}
Рис. 90. Зависимость BpeMeHHoro соiIРОТИВ '1ения сталеаЛЮМИНllевых образцов от темпера..
туры испытаний, Jlыполненных:
а через вставку из биметалла; б сваркой плавлением; 1 12Х18НI0Т + AMr6; 2
армко железо + AMr5B; 3 12Х18НI0Т (алитированная) + AMr6; 4 Ст3 (оцинкован
ная) + AMr6; 5 Ст3 (оцинкованная) + АМц; 6 Ст3 (оцинкованная) + AMr6, вы-
держка 360 ч; 7 Ст3 (оцинкованная) + АД1, выдержка 360 ч; 8 сталь 20 (оцинкован..
ная + АМц. выдержка 360 ч
нецелесообразно, но возможно в температурных интервалах работы
алюминия.
В работе [153] свойства соединений ниобия со сталью исследо
вали на образцах из сплава ниобий ВН2АЭ и стали 12X18HIOT
толщиной 0,5 мм, сваренных внахлестку с отбортовкой стали по pe
жимам, вызывающим образование интерметаллической прослойки.
Кратковременные высокотемпературные механические испытания
проводили в камере с контролируемой атмосферой. Прочность
сварных соединений при испытании на статический разрыв при
нормальной температуре определялась прочностью ниобия (540.......
590 МПа), при повышенных температурах (700.........120Q ОС) с кратко-
временной выдержкой ....... прочностью стали (270.........280 МПа). Дли-
тельный HarpeB (700........1300 ОС) сварных соединений ниобия со сталью
u u
осуществляли в тиrельнои вакуумнои печи при вакууме
1,33 O,133 МПа. После охлаждения образцов проводили механи-
ческие испытания и металлоrрафические исследования.
Сварное соединение ниобия со сталью работоспособно при кратко-
временном HarpeBe до температуры 700 ос (см. рис. 15). Увеличение
выдержки до 50 ч при этой температуре не снижает прочности соеди-
нений. Это можно объяснить тем, что при взаимодействии ниобия
со сталью на rранице контакта образуется диффузионный барьер
из карбида ниобия NbC, который препятствует взаимной диффузии
ниобия и компонентов стали. Карбид ниобия устойчив до темпера
туры 760 ос при выдержке 9300 ч.. При температурах выIеe 760 ос
диффузионный барьер начинает растворяться и имеет rvlecTo взаимная
диффузия железа, никеля, хрома, ниобия с образованием хрупкой
прослойки. Рост толщины интерметаллической Iпрослойки при TeM
пературе выше 1000 ос приводит К резкому снижению механических
свойств сварных соединений, что связано как с повышением хруп..
кости, так и с цоявлеЦJ:iем трещиц в самой прослоцке,
212
Интерметаллическая прослойка, образовавшаяся в процессе
сварки ниобия со сталью, в меньшей степени снижает прочность
сварных соединений, чем интерметаллическая прослойка, образо.
вавшаяся в процессе HarpeBa. Это связано с тем, что при сварке
прослойка образуется только в средней части сечения шва (в зоне
максимальных температур), а при HarpeBe по всей ширине шва,
т. е. в зоне контакта ниобия со сталью. Выдержка сварных образцов
с интерметаллической прослойкой при теi\1пературе 700 ос в течение
50 ч не приводит к растворению, росту fили растрескиванию про..
слойки. При температуре 1000 ос (3 ч) прослойка также не раство-
ряется и не растет, но начинает растрескиваться, при температуре
1200 ос (3 ч) она полностью разрушается.
Исследование влияния HarpeBa на структуру, механические свой-
ства и характер разрушения сварных соединений стали с ванадием
показывают, что охрупчивание пластичных соединений коррозионно-
стойких сталей с ванадием и ero сплавами при повышенных темпе..
ратурах развивается с различной интенсивностью в зависимости
от температуры, времени, условий HarpeBa и композиции металла
шва. Снижение пластичности связано с образованием в структуре
шва интерметаллической О' фазы. Влияние HarpeBa на механические
свойства и характер разрушения сварных швов стали 09Х16Н4Б
с ванадием, выполненных электронно-лучевой сваркой с примене..
нием присадочных материалов ОООХ 17Н4, ОООХ35Н8 (0,007 % С)
и 09Х16Н4Б (0,1 % С), рассмотрено в работе [29 з. Изучены свойства
швов в интервале температур от 196 до +1250 ос с содержанием
0,007........0,09 % С, 5 17 % V, дО 35 % Cr и ДО 8.% Ni.
ИсслеДОiЗанием установлено, что увеличение содержания хрома
и никеля в швах понижает температуру и сокращает время начала
образования а-фазы. Наиболее устойчивую структуру при темпе..
ратурах 550.......700 ос имеют швы ванадия с чистым желеЭО!1f.. При
указанных температурах в швах, выполненных присадочным мате..
риалом ОООХ 17Н4 с содержание f 0,09 % С или до 17 % V, не наблю..
дается ускорения процесса образования а"фазы и снижения ударной
вязкости соединений. Испытания сварных соединениЙ на ударный
изrиб показывают, что их охрупчивание связано с накоплением
а-фазы, зарождающейся у rраНИЦБI сплавления с ванадием [30],
Исследование влияния иаrрева на механические свойства и струк-
туру сварных соединений стали 08Х 15Н5Д2Т со сплавом V8W,
.. ... ..
выполненных автоматическои арrонодуrовои сваркои присадочнои
проволокой 08Х15Н5Д2Т при содержании в шве <0,08 % С, 6........
12 % У, 3,5-----4 % Ni, 12 14 % Cr, показало, что длительные HarpeBbI
(1000 ч) в воздушной атмосфере при температурах 250 300 ос не
..
вызывают заметных изменении в структуре, химическом составе
металла шва или диффузионной прослойке на rранице сплавления
с ванадиевым сплавом. Указанные HarpeBbI не оказывают влияния
и на механические свойства сварных соединений. Так, при а в == 430 +
+480 МПа и а == 1100 в исходном состоянии после HarpeBa ДО тем-
пературы 250 или 300 ос при выдержке 1000 ч указаннЬ!е сnарцые
соединепця ЦМ IQ1' 9'8 45О +48О МПа и а lOQQ,!
213
HarpeB в интервале те)\ilператур 500 900 ос в BaKYYlVle
0,00133 Па вызывает снижение механических свойств сварных со..
единений, обусловленное развитием диффузионных процессов на
rранице шва с ванадиевым сплавом. Ilри этом охрупчивание соеди..
нениЙ развивается с различной интенсивностью в зависимости от
температуры и времени. HarpeB до 600 ос при выдержке 1 ч не
оказывает влияния на прочность CBapHoro соединения, Е то время
как снижение П.:1астичности наблюдается уя{е при HarpeBe выше
400 ос, а при 600 ос происходит резкое ее падение. При температурах
700 и 90О О С охрупчивание соединений происходит при продолжи"
тельности HarpeBa, равной COOTBeTCTB HHO 30 и 5 мин.
J1сследование структуры )\ilета.тrла шва и зоны сплавления с вана..
диевым сплавом показало, что с повышение' .1 температуры и вре)\ilени
HarpeBa происходит увеличение ширины диффузионной прослойки
на rранице сплавления и pO T ее микротвердости, причем микро"
твердость диффузионной прослойки неодинакова. Наибольшую мик..
ротвердость иrvlеет часть диффузионноЙ прослойки расположенная
непосредств нно у rраницы сплавления с ванадиеВЫl\Л сплавом.
HarpeB до теl\lпературы 500 ос в течение 1 ч повышает l'ликротвер"
дость диффузионной прослойки на rранице сплавления ДО 3600 МПа
при микротвердости металла шва 2300 3000 l\1Па.Увеличение про..
должите.пьности HarpeBa при этой теlVlпературе до 10 ч повышает'
микротвердость в зоне СПL1ав.пения до' 5000 МПа. При повышении
теlVlпературы HarpeBa до 600 ос ОТ)\ilечается рост диффузионной про..
слойки на rранице сплавления с ванадием. Увеличение времени
выдержки до 10 ч при 600 ос приводит К увеличению толщины диф"
фузионноЙ прослойки ДО 100 Iv1KM С повышениеl\1 микротвердости
в узкоЙ зоне, прилеrаЮI1Lей к rранице сплавления, до 7000
8000 МПа. В диффузионноЙ прослойке наблюдаIОТСЯ треIЦИНЫ.'
HarpeB ДО теl\лпературы 700 ос в течение 1 ч увеличивает толщину
диффузионной прослойки ДО 100 мкм И повышает ее микротвердость,
до 5000 1vlПа. Повышение те:мпературы HarptBa до 900 ос и выдерw..КИ
до 1 ч сопровождается ростом толщины диффузионной прослойки
ДО 160 мкм: и ее 11икротвердости до 7000 МПа, а также ростом 1VIИКрО"
твердости металла шва. В металле шва наблюдается выделение
Q'''фазы по Iраницам зерен.
. При HarpeBax в интервале температур 500 900 ос происходит
значительное перераспреде.пение концентрации ванадия, железа,
хрома в металле шва у rраницы сплавления с ванаДИ ВЫ)\iI сплавоl'Л
в зоне шириной 50 80 lVIKM. Содержание ванадия в диффузионной
прослойке при HarpeBe повышается до 26 45 g,-o при содержании ero
в шве 6 12 ?;Ь; содержание )н:елеза снижается до 34 %, ХРОl\ла
до 6 1> при содержании их в IIlBe соответственно 75 и 14 %.
Приведенные данные показы3ю1',, что сварные соединения стали
08Х 15Н5Д2Т с ванадиеВЫlVl сплавом V8W, вь[по.пненные aproHo"
дуrовой сваркой присадочной проволокоЙ 08Х15Н5Д2Т при содер"
жании в шве 0,08 ?/ С, 6 12 У, 12 14 /o Cr и 3,5 4 /O Ni,
обладают устоЙчивой структурой и стабильными леханическими
свойствами при длительных HarpeBax (1000 ч) при т мпературах
214
250 -300 ос, что подтверждает их работоспособность при указанньtх
режимах. Повышение температуры приводит к оrраничению дли"
тельност и работы сварных соединений.
ЗАЩИТА ОТ коррозии СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ'
ИЗ РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
Важным показателем свойств сварных соединений из разнородных металлов
с различными физическими свойствами является устойчивость сварных соединений
в аrрессивных средах. Как известно, контактирующие металлы совместно с жидкой
средой представляют собой элементарную ячейку, которая является источником
слабоrо электрическоrо тока. При наличии тока происходит электролитическое paCT
ворение менее блаrородноrо из металлов. На интенсивность коррозии влияет физико
химическая природа обоих металлов и поверхностных пленок, величина относитель
ных электродных потенциалов, относительная площадь поверхности взаимодейству
ющих металлов, электропроводимость жидкой среды, электролита и электрическое
сопротивление всей ячейки в целом.
Представление о степени опасности скорости контактной коррозии можно co
ставить, сопоставляя значения потенциалов металлов. Значительный ущерб может
приносить электролитическая коррозия в том случае, коrда два взаимодействующих
. металла далеко отстоят друr от друrа в ряду потенциалов растворения (табл. 43).
Интенсивность разрушения пропорциональна разности потенциалов между
соединяемыми металлами, причем коррозии подвержен в основном анодный материал
(т. е. материал с более высоким потенциалом). Коррозия возрастает, если омываю
щая металлы влажная среда является хорошим проводником электричества, например
представляет собой такой электролит, как морская вода. Коррозия возрастает, если
площадь поверхности более блаrородноrо металла во MHoro раз превосходит площадь
поверхности менее блаrородноrо, например при креплении медных листов с помо
щью алюминиевых заклепок.
Имеющиеся в литературе немноrочисленные данные о коррозионных свойствах
сварных соединений разнородных металлов довольно противоречивы. Вместе с тем
отсутствие таких данных препятствует широкому внедрению конструкций из разно
родных металлов.
т а б л и ц а 43
Потенциалы растворения металлов и интерметаллических соединений
по децинормальной каломельнои шкале
Материал Потен Материал Потен
циал, мВ циа..1J, мВ
Маrний 1730 Низкоуrлеродистая сталь 780
Алюминий + 4 % Mg 1680 Чуrун 780
Оцинкованная сталь 1140 Маrний + 7 % Al 690
Припой Cd Zn 1120 Чистое железо 580
Mg 5 A1 6 1070 FеАl з 560
Цинк 1050 Олово 550
Mg Zn 2 1040 CuA1 2 530
Цинк + 4 % Al 1020 Латунь 330
Al Zn Cu сплав 990 Алюминиевая бронза 290
Сталь, покрытая кадмием 860 Кремний 260
МпА16 850 Медь 220
Алюминий (99,5 %) 850 Коррозионно стойкая сталь 130 430
Al Zn Mg Cu Cr сплав 840 Монель 170
Алюминий (99,0 %) 830 Никель 140
Серебро 80
215
iаблица44
Режимы коррозионных испытаний сварных соеДИhений стали с медью
и ее сплавами
Условия испытания
Условное
обозна
чение
среды
Состав среды, %
U
0.0
Q) .
t::=
::;:0.
<I)
E--t
Давле",
вие,
МПа
1 СН з СООН (у == 1,05) 100
11
СН з соон (у == 1,05) 99,15
H 2 S0 4 (у == 1,83) 0,85
80
0,1
Лабораторные
СН з СООН (у == 1,05) 33,15
11 CH 2 C1 2 66
H 2 S0 4 (у == 1,83) 0,85
Производственные СН з СООН (82 87 %) 27 29 До 80 До 0,3
условия работы aцe H 2 S0 4 (94 %) 0,8
тилятора в процессе CH 2 C1 2 (99 %) 55
получения ацетил.. СН з СООН (99 %) 1
целлюлозы Вода остальное
Производственные
условия работы BЫ
садителя в процессе
получения ацетил
целлюлозы
Na 2 S04 2,1
СН з СООNа 0,8
СН з СООН 20 23
CH 2 C1 2 55
Вода остальное
До 95 До 0,075
В работе [136] приведены обзор и анализ имеющейся по этому вопросу отече-
ственной и зарубежной информации. Установлено, что коррозионная стойкость раз..
нородных соединений зависит от мноrих факторов, учет которых в реальных усло..
виях эксплуатации и надлежащие меры защиты позволяют повысить долrовечность
конструкций. Рассмотрим имеющиеся данные по коррозионной стойкости сварных
соединений наиболее характерных пар металлов.
Коррозионные испытания сварных соединений ИЗ биметаллов сталь 10 брон--
за БрОЦ4..3, сталь 10 медь М3р, сталь 10 латунь Л90 в различных средах
производились как в лабораторных, так и в производственных условиях (табл. 44).
Продолжительность лабораторных испытаний в основном составляла не менее 1000 ч,
а производственных не менее 1500 ч. Выбор в качестве основной среды уксусной
кислоты был обусловлен тем, что наиболее коррозионно"активными средами, для
которых изrотовляется аппаратура из меди и ее сплавов на заводах химическоrо
машиностроения, являются уксусная кислота и уксусный анrидрид. Результаты кор..
розионных испытаний сварных соединений биметалла сталь 10 медь М3р и сталь
10 ....... латунь Л90 показали, что металл шва по коррозионной стойкости превосходит
основной металл (рис. 91).
Коррозионная стойкость сварных соединений с бронзовым плакирующим слоем
в уксусной кислоте после ручной дуrовой сварки соответствует коррозионной стой..
кости OCHoBHoro металла; при автоматической сварке она несколько ниже. Бронзо-
вые швы иноrда склонны к структурной коррозии, однако при рациональной техно..
лоrии сварки это явление не наблюдается.
Интенсивность контактной коррозии алюминиевых сплавов с друrими металлами
зависит от среды, в которой они находятся. Медь и сплавы на ее основе, безусловно,
явлются одними из наиболее опасных. Отмечается [156], что скорость растворения
алюминиевых сплавов значительно возрастает не только в результате прямоrо
KOHT KTa в жидкой среде, но и при попадании воды, предварительно омывающей
медь, на поверхность алюминия. Однако в сухой атмосфере, например в отаПJlивае-
216
емом помещении, контакт алюминия с медью
практически не отражается на скорости кор
розии. Это доказано опытом эксплуатации
мест контакта алюминиевых электрических
шинопроводов с медными, достаточно ши-
роким применением алюминия, плакиро
BaHHoro медью.
Обычно при контакте в различных cpe
дах необходимо защищать не только алюми
ний, но и сталь. Чаще Bcero это приходится
делать при работе конструкции в морской
воде, rде защиту осуществляют покрытиями.
Прямая зависимость коррозии в контакте
со сталью от засоленности была установлена
в морской атмосфере. Потери при контакте
со сталью были даже несколько больше, чем
при контакте с бронзой. Контакт сплавов
AМr2, АМц3, АМц, AMr6, В92 со сталью
усиливал коррозию этих сплавов примерно
в 1 5 3 раза.
Степень контактной коррозии алюми
ниевых сплавов с коррозионно стойкой
сталью зависит от марки стали. Разность
потенциалов алюминия и стали достаточно
велика, но вследствие сильной поляризации контакт их во мноrих средах мало вли-
яет на коррозию в пресной воде. В морской воде контакт опасен. В растворах хло-
ридов сплавы АМц, !.a.Mr5, AMr6 почти также быстро растворяются в контакте со
сталью 12Х18НI0Т, как и с латунью Л63. Скорость растворения лишь несколько
ниже той, которая наблюдается при контакте с медью. Потери массы алюминиевых
сплавов в морской воде в контакте с рядом коррозионно стойких сталей сильно за-
висят QT соотношения площадей контактирующих металлов [128, 136]. При площади
стали, равной 8 10 % площади алюминия, растворения последнеrо не наблюдается.
При увеличении площади стали происходит сильное разрушение алюминия.
Цинк и цинковые покрытия на стали защищают алюминий в контакте с ними.
В зависимости от типа атмосферы алюминиевые сплавы в контакте с оцинкованной
сталью MorYT быть и катодом и анодом. В морской атмосфере в течение шести лет
контакт алюминия с rвоздями из стали оказался практически не опасным, в то же
время сплав типа Д20 был сильно поврежден. В промышленной атмосфере оба сплава
подверrались коррозии с относительно небольшой скоростью.
Кадмий и кадмиевые покрытия также защищают алюминий. Кадмий более стоек
в морской атмосфере, чем цинк. Никель и никелевые покрытия в ряде сред способ-
ствуют интенсивной коррозии алюминиевых сплавов; хром и хромовые покрытия
ВО мноrих случаях не способствуют значительному усилению коррозии алюминия.
В контакте с хромированной сталью алюминиевые сплавы в большинстве пресных вод
и морской атмосфере достаточно стойки. В контакте с оловом алюминий подверrа-
ется несколько большей коррозии, чем в контакте с хромом. Потери массы при кон-
такте алюминия с оловом примерно на порядок больше, чем при контакте алюминия
с цинком. Сплав состава 75 % Sn, 25 % Zn хорошо защищал сталь в промышленной
атмосфере в течение девяти лет. Свинец в контакте с алюминием не вызывает корро-
зии в малоаrрессивных средах. Аналоrичная картина наблюдается в морской ат-
мосфере. Соединения Al Pb не подверrались значительной коррозии при эксплу-
атап.ии в течение 37 лет. Однако в воде, в rpYHTax контакт с ним является опасным.
Сильную коррозию алюминия в морской воде вызывают лакокрасочные покрытия,
содержащие свинец, медь, ртуть. Чрезвычайно опасен контакт алюминиевых сплавов
с ртутью и ее соединениями. Скорость коррозии алюминия при этом HaMHoro выше,
чем в контакте с медью.
Рис. 91. Изменение скорости коррозии сварных
соединений из биметалла:
О основной металл; .А ручная сварка;
автоматическая сварка
1111/208
3 Сталь 10+Бр ОЦЧ 3
A....A A__A..... д
д .... ---. ...... '
2 АЛ&
1 .... -n --- ..... ..... А
;a.----zr.....o д......
6
А ..
о
YlI 1X XI Н хш
:::t
3
t:;)
2
..Q
1
o
Сталь 10+!1Зр
A о"
ь-- "7!" ......tr-,"" --i"'
0-,
о
ш
у УПJX XI хш
Сталь 10+Л90
5
Lf
3
2
1
о
1 Ш У YlI lX XI хш N О l1спытdНЦR
217
В контакте с титаном алюминиевые сплавы подверrаются коррозии также,
как в контакте с коррозионно стойкой сталью. Маrний, имея значительно более
электроотрицательный потенциал по сравнению с алюминием, защищает ero. Силь..
ную контактную коррозию алюминия вызывает rрафит, особенно в морской aTMO
сфере. Контакт алюминиевых сплавов между собой, как правило, не изменяет CKO
рость их коррозии. Однако сплавы с существенно различающимися потенциалами
(например, алюминии, сплавы Al Zn Mg) в контакте со сплавом Д20 MorYT под..
верrаться заметной коррозии.
Сварные соединения алюминий медь, алюминий латунь предназначены для
работы в электрических машинах, аппаратах и трансформаторах, которые эксплуа
тируются в различных климатических условиях. Коррозия алюминия при контакте
с медными сплавами локализуется на небольшой поверхности вблизи rраницы KOH
такта металлов и носит межкристаллитный характер.
Были испытаны в различных коррозионных средах сварные соединения алю
миний A5 Meдь М3р и алюминий А5 латунь ЛС59 1, выполненные арrонодуrовой
ручной сваркой вольфрамовым электродом и автоматической по флюсу АН А 1.
В качестве присадочных материалов применяли проволоку АДО и опытные про
волоки Аl + 10 % Zn и Аl + 10 % Si. Осмотр показал, что образцы разрушались
по разному. После испытании в растворе 3 % NaCl + 0,1 % Н 2 О 2 продукты KOp
розии расположены r лавным образом в околошовной зоне со стороны меди и латуни.
Образцы с соотношением площадей 1 : 12, сваренные опытными проволоками с дo
бавками цинка и кремния, растрескивались по зоне сплавления. Швы, выполненные
автоматической сваркой проволокой АДО, выrодно отличались от друrих; видимых
разрушений на них не наблюдалось.
Сварные соединения алюминий медь и алюминий латунь, выполненные
арrонодуrовой сваркой проволоками АДО, Аl + Si и Аl + Zn при различных COOT
ношениях площадей, склонны к коррозионным разрушениям по зоне сплавления.
На образцах, выполненных автоматической сваркой проволокой АДО, незначитель
ная коррозия наблюдалась только по краю образца. Следовательно, швы, выполнен
ные автоматической сваркой по флюсу, являются более коррозионно стойкими,
чем те, KOToppIe выполнены арrонодуrовой сваркой. Леrирование швов кремнием
и цинком не улучшает их коррозионной стойкости.
Для заIЦИТЫ сварных соединений алюминий медь от коррозионных разру
шений необходимо применять различные rальванические покрытия и лаки.
На сварное соединение алюминий меДЬ'/двукратно обработанное в растворе
цинката натрия, наносили цинк, медь, никель, кадмий, олово, медь никель, ни
кель медь никель толщиной 10 мкм.
Кроме rальванических покрытий использовали лакокрасочные покрытия, лак
Л 32 и БФ 2. На образцы, предварительно обезжиренные, лакокрасочные покрытия
наносили в два слоя: первый при нормальной температуре, второй при темпе
ратуре 100 120 ос и выдерживали при этом в течение часа.
Образцы с rальваническими и лаковыми покрытиями испытывали в парах
3 % Horo раствора хлористоrо натрия при нормальной температуре в течение 2544 ч.
Испытания показали, что цинковое и медное покрытия корродируют, на них наблю
дались продукты коррозии. Кадмий, никель, медь никель, никель медь никель
и лакокрасочные покрытия защищают сварные соединения от коррозионных разру
шений. На микрошлифах, выполненных из сварных соединений алюминий медь
с покрытиями, после испытаний в парах 3 % -Horo хлористоrо натрия коррозия не
наблюдалась .
Следовательно, сварные соединения алюминий медь, выполненные aBTO
матической сваркой по флюсу AH Al с присадочной проволокой АДО, можно при
менять в атмосферных условиях. Покрытия никель медь никель, медь никель,
кадмий, лак Л 32 и БФ 2 полностью защищают сварные соединения алюминий
медь от коррозионных разрушений.
Поведение титана в коррозионных реакциях при электрическом контакте с дру"
rими металлами изучено очень мало. Исследовано изменение электродноrо потенци
ала во времени для пары титан медь в растворе соляной кислоты. В rальваниче
ской паре этоrо типа коррозии будет подверrаться преимущественно менее
блаrОlJОДНЫЙ металл. Степень этой коррозии зависит от силы rальваническоrо
тока, ВОЗiIIкающеrо вследствие разницы электродных потенциалов пары Me
таллов.
218
в rальванической паре ти
TaH MeдЬ разница в потенциа
лах между ДВУМЯ металлами
мож€т быть изменена путем
изменения состояния поверх
ности титана. Практически ти
тан может быть либо более, либо
менее блаrородным по отноше
нию к меди, что можно обеспе
чить (рис. 92) путем COOTBeTCT
вующей степени пассивации по
верхности титана. При аэри
ровании раствора соляной кис
лоты титан становится более блаrородным, чем медь, и происходит быстрое pac
творение меди. В отсутствии воздуха наблюдается непродол}кительная пассивация,
после которой начинается процесс коррозии титана, а rальваническая коррозия
меди прекращается. Электрохимические явления в rальванической паре титан
медь осложняются паССИВИРУIОЩИМ действием ионов меди, возникающих в растворе,
в результате коррозии меди при электродном потенциале титана.
Исследована коррозионная стойкость биметалла титан сталь в сравнении
со сварными соединениями из титана BT1 0 и коррозионно стойкой стали
12Х 18Н9Т в условиях производства сульфата аММОilПЯ. Установлено, что стойкость
сварных соединений титан сталь и титана практически одинакова (для биметалла
0,15 мм/rод, для титана 0,13 мм/rод), в то время как коррозионная стойкость сварных
соединений 12Х 18Н9Т составляет 3,5 мм/rод [170].
По коррозионной стойкости в условиях производства сульфата аммония би
металл титан сталь более чем в 20 раз превосходит сталь 12Х 18Н9Т и может успе
шно применяться для изrотовления оборудования, работающеI'О в аrрессивных
средах, взамен титана и коррозионно стойкой стали.
Результаты исследования коррозионной стойкости сварных соединений разно
именн,ЫХ титановых сплавов в растворе, содержащем 25 % хлористоrо аммония и
10 % азотнокислоrо натрия (при температуре кипения), и в 20 % ной соляной кислоте
(при температуре + 60 ОС) приведены в табл. 45.
В общем объеме выпуска стальных биметаллов в нашей стране около 80 %
составляют коррозионно стойкие и износостоЙкие биметаллы. Применение этих
видов биметаллов даст возможность экономить большое количество никеля и друrих
ценных леrирующих металлов.
Рис. 92. Изменение элеК1'родноrо
потенциала (Х) и rальваническоrо
то:<а <е> для rальваничсской. пары
Ti Сн, поrруженной в рзствор
соляной КИС.ТlOТЫ при 25 ос
1,0
..0,8
I'::J 0,6
::::з
<...J
D,lf
::::з
o,2
t:::!
t.....
rаль!JаНU'Iескuu ток
. .
.
0,5
Q::)
43 "'
::::r
41
a/
5 '7
о.з
, ::.с:
х
o.5
1
75
о
Си
Т! Cи
х
Ti
о
15
30 1;-5 60
Время поzру)кениЯ 7 l./
т а б л и ц а 45
Коррозионная стойкость разноименных сварных соединений
и титановых сплавов BTl..O, ВТ5, ВТ5..1
Скорость коррозии, iV1м/rод
Среда BT! O + BTl O + ВТ5 + в т 5 1
+ ВТ5 + в T5 1 -+ BT5 1 BTl O ВТ5
Раствор 25 % хлори 49,2 48,9 50,1 48,6 50,3 49,6
CToro аммония +
+10% азотнокис
.1Joro N а
20 % ная соляная 24,0 23,1 24,6 22,1 24,7 23,4
кислота
219
Коррозионная стоЙкость соединениЙ разнородных сталеft изучена на материалах
с коррозионно стойким плакирующим слоем. Одной из основных причин, сдер"
живающих широкое применение таких биметаллов, является большая' трудоем..
кость получения cBapHoro соединения с необходимым комплексом свойств и в пер..
вую очередь с высокой коррозионной стойкостью в аrрессивных средах со стороны
плакирующеrо слоя.
Определение коррозионной стойкости cBapHoro шва со стороны антикоррозион"
Horo плакирующеrо слоя сопряжено со значительными трудностями. Специфические
условия сварки биметалла требуют получения информации о rрадиенте коррозион..
ной стойкости шва по всей rлубине плакирующеrо слоя. Существующие способы
оценки коррозионной стойкости сварных соединений биметаллических материалов,
предусматривающие испытания пластины плакирующеrо слоя со сварным швом при
полном удалении OCHoBHoro некоррозионно стойкоrо слоя, неприrодны для опреде
ления rрадиента коррозионной стойкости CBapHoro шва.
Авторы работы [160] предложили способ испытаний сварных соединений би
металлических материалов, позволяющий на одном образце получать информацию
о коррозионной стойкости cBapHoro шва по всей rлубине плакирующеrо слоя.
В разработанной КОНСТРУКЦИИ образца плакирующий слой вместе со швом cpe
зан вдоль шва под уrлом от внутренней поверхности к наружной. Наличие среза на
образце позволяет при небольшой толщине плакирующеrо слоя свести rрадиент
коррозионной стойкости материала cBapHoro шва по ero rлубине к изменению кор"
розионной способности по длине образца.
Разработаны конструкции устройств, позволяющих без удаления OCHoBHoro
слоя производить коррозионные испытания плоских и трубных сварных образцов.
Приведены результаты коррозионных испытаний сварных образцов из биметалл и..
ческоrо соединения 12Х18НI0Т + Х40Н50М. Плакирующим слоем в указанном
сочетании является сплав Х40Н50М. Плакирование стали 12Х 18НI0Т сплавом
Х40Н50М производили сваркой взрывом и путем выполнения шестислойной на..
плавки при ручной арrонодуrовой сварке с присадочным материалом из сплава
Х40Н50М. Биметаллические пластины сваривали встык с V..образной разделкой
кромок ручной арrонодуrовой сваркой по двум вариантам: вариант 1 заполне..
нне 2/3 толщины OCHOBHoro слоя стали 12Х18НI0Т проволокой CB 02X19H9, наложе-
ние переходноrо слоя заподлицо с нижними кромками плакирующеrо слоя прово..
локой Св-I0Х16Н25АМ6, окончательное заполнение разделки со стороны сплава
Х40Н50М проволокой X40H50M6f2; вариант 11 сквозное заполнение разделки
проволокой X40H50M6r2. из сваренных пластин вырезали диски диаметром 50 мм,
на которых со стороны сплава Х40Н50М выполняли срез с уклоном 1 : 12 при тол
щине плакирующеrо слоя 4 мм. Изrотовленные диски зажимали во фторопласто
вую обойму н испытывали в кипящем азотно фторидном растворе в специальном
сосуде из сплава Х40Н50М.
Показано, что использование при сварке биметалла разнотипных присадочных
проволок создает заметный rрадиент распределения компонентов по высоте CBap
Horo шва и, как следствие этоrо, приводит к неравномерной коррозии cBapHoro
шва по rлубине плакирующеrо слоя со значительными разрушениями при прибли
жении к основному слою.
Сварка биметалла с применением однородной проволоки практически исклю
чает образование rрадиента распределения леrирующих компонентов по высоте
шва, что и способствует сохранению повышенной коррозионной стойкости шва
по всей rлубине плакирующеrо слоя.
ПРИМЕНЕНИЕ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ РАЗНОРОДНЫХ
МЕТАЛЛОВ
Необходимость сварки разнородных металлов возникает при
изrотовлении самых разнообразных объектов: сосудов химическоrо
машиностроения, летательных аппаратов, в судостроении, в CTpO
ительной индустрии, в электротехнике и приборостроении, на транс-
порте, при электролизе цветных металлов, при изrотовлении товаров
широкоrо потребления и во мноrих друrих областях техники.
220
PJIC. 93. Сварная фурМа
На clVleHY соединений разнородных
материалов при помощи резьбы, клепки,
фланцев пришла сварка, которая на..
ряду с обеспечением требуемоrо сочета..
ния материалов способ твует сни)кению
трудоеlVIКОСТИ, металлоемкости, повы..
шеНИIО разнообразных свойств соеди"
нений. Например, сварка практически
незаменима при изrотовлении вакуум..
ных систем из разнородных металлов
для криоrенной техники, в реакторо..
и ракетостроении. Применение комби"
нированных сварных узлов позволяет
также создать принципиально новые виды конструкций, ранее не
применявшиеся.
Рассмотрим ряд примеров промышленноrо ПРИIvlенения техноло...
rий сварки разнородных металлов. При изrотов.пении фурм кислород'"
Horo дутья (рис. 93) неоБХОДИlVlО соединять медь (толщиной 6 10 мм)
со сталью (толщиной 3,5 мм), а также заваривать технолоrиче..
ские отверстия в медной rоловке. Отработана технолоrия полу"
автоматической сварки плавящимся электродом в aproHe кольцевых
швов меди со сталью [95]. Технолоrия выполнения нахлесточных
соединений меди со сталью и заварки отверстий отрабатывалась на
плоских образцах. Сварка производилась полуавтомаТО 1 А..920,
питание от выпрямителя БС..600 (полярность обратная). Для сварки
фурм выбрана проволока из кремниймарrанцевой бронзы БрКМц3..1
(rOCT 18175 78). Наличие в ней эффективных раскислите ТIей
(кремния, марrанца) предупреждает образование пор в швах. Опыты
показали, что арrонодуrовая сварка меди толщиной до 6 мм со
сталью возможна без предварительноrо подоrрева. При большей
толщине желателен подоrрев медной кром:ки.
Предложена следующая технолоrия полуавтоматическоЙ сварки
фурм. Внутренние кольцевые швы, соединяющие rоловку со сталь...
ными патрубками, сваривают без предварите.пьноrо подоrрева. Затем
медную rоловку подоrревают rаЗОВЬПvI пламенем до 500 550 ОС,
заваривают технолоrические отверстия и накладывают наружный
кольцевой шов. Кольцевые швы сваривают при вертикальном поло...
жении фУрl\1Ы.
Сварку меди со сталью и заварку технолоrических отверстий
выполняют проволокой е5 1,6 мм на одном и том же режиме: [св ==
== 280 +300 А, Ид === 26 +28 В, расход aproHa 13 15 Л/lVIИН. Техно..
лоrия полуавтоматической арrонодуrовой сварки фурм обеспечи...
вает получение хорошо сформированных прочноплотных швов. При
rидравличеСI{ИХ испытаниях на rерметичность при давлении до
1,5 МПа течи в швах не обнаружено.. Технолоrия механизированной
сварки кислородных фурм мартеновских печей внедрена на металлур"
rических заводах.
221
Рис. 94. Сварной титаномедный катод
Рис. 95. Соединение внутреиие.i стенки Haд
СТРОИЮ'I рыболовноrо траулера из сплава
AMr5 со стаЛi>НОЙ (Ст1сн) палубой
в настоящее время для элеКТРОJIитическоrо рафинирования пвет"
ных металлов получили широкое распространение титановые ма..
трицы. Около 50 зарубежных предприятий, ПрОИЗВОДЯI1 ИХ эти
металлы, ПрИl\Iеняют до 60 тыIячч таких матриц, основными достоин..
стваlVIИ которых являются высокая коррозионная стойкость, леr..
кость съема осаждеННОl"'О металла и ero высокое качество.
Токопровод к титановым матрицам J3ыполняется из меди. Однако
СУlцествующие lVlетоды сварки плавлениеrvl не позволяют получать
качественноrо соединения титана с медью. Поэтому титановая ма..
трица соединяется с меДНЫlVl ТОКОПрОВОДОl\l при ПОlVIОЩИ заклепок
или болтов. Срок службы таких катодов оrраничен, так как на со..
прикасающихся поверхностях осаждаются продукты коррозии, ЧТО
приводит К росту электросопротивления соединения, потере мощ"
ности и недопустимоl'ЛУ повышению теl'.1пературы.
В ПОСЛflднее вреlVIЯ фирма «Империэл метал индастриз» (Велико
британия) начала ПРОИЗВОДСТБО катодов с КОМПОЗИЦИОННЫl\,IИ медно..
титановыми токопроводами. Однако изrотовление штанr"токо"
проводав связано с большим объеl\tIОl\l механической обработки. Для
изrотовления (вар ноЙ конструкции катода были использованы ти"
таномедные переходники"проушины, полученные методом сварки
металлов давлениеl\f, предложенным в tIЭС им. С. о. Патона [138],
и ПОЗВОЛЯЮIl ие соединять титан с медью без ПРИМt'нения ПРОj\.1е}ку"
точных прослоек. Сварные биметаллические титаномедные проушипы
позволили надежно соединить между собой все конструктивные
элементы катода с ПОМОIЦЬЮ ручной арrонодуrовой сварки, ПрИ ЭТО1\1
медная шина токоподвода сваривается с l'Аедной частью проушины)
а титановый лист с титановой частью. Проушины обладают малым
контактным электросопротивлением и прочностью меди.
В электролизное производство меди внедрен сварной катод
(рис. 94), который отличается рядом преимуществ: электросопроти"
вление ero не превышает 10 мкОм и остается неизмеННЫlVI в проuессе
работы, возрастает выход по току на 10 15 %. Стоимость предло"
222
женноrо катода ниже, чеlVl клепаноrо; срок ero службы определяется
длительностью непрерывной работы медной штанrи [138].
За последнее десятилетие в судостроении большое применение
нашли аЛЮlVIиниевые сплавы. Несмотря на боле высокую стоимость
аЛЮlVIиниевых сплавов по сравнению со сталью, судовые конструк.. .
ции из алюминиевых сплавов быстро окупаются блаrодаря ряду
преимуществ их перед сталы-о: леrкости, немаrнитности, высокой
коррозионной стойкости и достаточно высокой удельной прочности.
rlаибольшее приr-.1енение аЛЮlVIиниевые сплавы нашли при изrо..
товлении судов lVlалоrо и среднеrо водоизмещения рыболовных
траулеров, катеров, яхт, пассажирских судов на подводных крыльях,
спасательных IJlЛЮПОК, судов и барж для мелководья и др. Цельно..
алюминиевые конструкции изrотовляют, как правило, с помощью
сварки; соединение алюминиевых деталей и конструкций с таковыми
из стали раньше выполняли с помощью клепки.
Снижение массы судна один из основных путей повышения
rРУЗОПОДЪtlVIНОСТИ lVI0pcKoro транспорта. Оно lVI0)KeT быть достиrнуто
путем заlVlены некоторых крупных стальных узлов, наПРИl\1ер палуб..
ной надстройки, на узлы из алюминиевых сплавов [129]. Надстройка
представляет собой незамкнутую пространственную конструкцию
и состоит из палубы надстройки (крыши), наружных и внутренних
стенок.
Разработанная технолоrия сварки алюминиевых сплавов со
сталыо с использованием биметалла аЛЮl\IИНИЙ сталь внедрена
при приварке выrородок надстройки к стальной палубе судна [136].
Для сварки биметаллическоЙ вставки со стальной и алюминиевой
деталями применяют: со стороны стали полуавтоматическую
сварку в защитной среде уrлекислоrо rаза (аппарат А..547); со сто..
роны, алюминиевой детали арrонодуrовую сварку неплавящимся
(вольфрамовым) электродом. В качестве переходника применяют
БИl\1еталл, полученныЙ как прокаткоЙ, так и сваркой вэры"
вом [193] .
Технолоrия освоена рЯДОl\1 судостроительных заводов. Выпу..
скаются рыболовные траулеры (рис. 95) с палубной надстройкой
из сплава AlVlr5, приваренной с помощью биметалла к палубе из
стали Ст4сп. Композитные конструкции с применением биметал"
лических вставок по сравнению с клепаными имеют ЛУЧIlIИЙ
вид (рис. 95), трудоемкость их изrотовления меньше, расход
металла снижается. А1асса судовых конструкций снижается на 20
40 т на одно судно среднеrо водоизмещения. По данным [193], при
изrотовлении эсминца, в котором применены биметаллические пере
ХОДНИКИ, выполненные сваркой взрывом, масса сни)кена на 100 Т.
Би леталлические листы сталь 12Х18НI0Т +'сплав АА1ц широко
ПРИlVIеняют для изrотовления сосудов Дьюара, используеlVlЫХ в сель..
ском хозяйстве для хранения биопродуктов, а также кислорода,ар"
[она, азота и воздуха [167]. Сосуды изrотовляют из алюминия с [ор--
ловиной из стальноrо TOHKocTeHHoro сильфона; соединение стальных
и аЛЮ!\Iиниевых деталей осуществляется наиболее технолоrичным
и наде)КНЫl\l способом - сваркой ОДНОрОДНЫХ металлов, обеспечива..
223
J
'1
1
2
Рис. 96. Схема сосуда СДС-20:
1 внутренний сосуд; 2 кожух; 3
rорловина; 4 биметаллическая бортшайба
Рис. 97. Сталеалюминиевые переходники,
установленные в кислородном pereHepaTope
ющей необходимую rерметичность. Сосуды имеют малые массу и ra..
бариты при небольшой испаряемости и повышенной устойчивости
к тряске и вибрации (рис. 96). БлаrОД9-РЯ технолоrичности биметал"
лическоrо листа появилась возможность орrанизовать крупносерий..
ное производство сосудов Дьюара.
В криоrенной технике применяются изделия с большим количе..
ством трубопроводов из разнородных l\iета.ллов. В качестве приrvIt ра
рассмотрим сварку сталеаЛЮl\1иниевых переходников в кислородных
pereHepaTopax, выпускаемых для металлурrической и ХИlVlической
промышленности.
Кислородный реrеиератор представляет собой конструкцию
для удаления влаrи и уrлеводородов из воздуха, переохлажденноrо
ДО температуры 180 ос. rабариты pereHepaTopa диаметр 3 MlVI,
длина 9 М. PereHepaTop это кожухотрубчатый аппарат, в котором
концы алюминиевых труб вварены в трубные доски из коррозионно
стойкой стали (рис. 97). Соединение осуществляют через стале..
алюминиевые переходники, представляющие собой резьбосварное
соединение, в котором шов обеспечивает плотность, а резьба.........
прочность соединения. Неа.питированный конец трубки"переход'"
ника приваривают к трубной решетке, а втулку переходника _
к развальцованному концу трубки из сплава АЛ1.ц. Для получения
cBapHoro сталеалюминиевоrо соединения на поверхность переход"
ника, изrотовленноrо из стали 12Х18НI0Т, путем алитирования
наносят слой алюминия А995. Алитирование производят в распла--
вленном алюминии (740 820 ОС), покрытом слоем флюса АН..Аl
(криолит 35 %, хлористый калий 50 %, хлористый натрий 15 %).
Время выдержки трубок в ванне 1 ,5 2 мин.
Отметим, что из всех методов алитирования как подrотовитель-
ной операции перед сваркоЙ с алюминиеlVI (в порошкообраЗНЬJХ
224
смесях, в ваннах с расплавленным алюминием, металлизацией стали
алюминие1'l с последующим диффузионным отжиrом, в аэрозолях,
электролизное в ваннах с расплавленными солями алюминия, rазо..
Бое) для сварных изделий приемлемо лишь алитирование в ваннах
с расплавленным алюминиеrvl. Это объясняется тем, что толщина ин..
терметалличе коrо слоя возникающеrо при алитировании в рас..
плавленном алюrv!инии, на порядок меньше толщины TaKoro же слоя,
возникающеrо при алитировании в порошках или rазовых смесях.
Про,цесс жидкостноrо алитирования можно рекомендовать
только для хромоникелевых сталей. На поверхность сталей друrих
классов рекомендуется наносить цинковые rальванические покры"
тия, обеспечивающие хорошее растекание алюминия по стали. Меха..
нически обработанные, протравленные и собранные переходники
обваривали в специальном вращателе в среде aproHa. Сварку вели
при /СВ === 90 +95 А (диаlVlетр вольфрамовоrо электрода 3 мм) при..
садочной проволокой Св АМц диаметром 3 мм. В качестве источника
питания служила установка УДАР..ЗОО. Переходники, сваренные
по такой технолоrии, были подверrнуты вибрационным, тепловым
и коррозионным испытаниям. Спроектирована и изrотовлена уста..
новка (ОВ..1198) дЛЯ автоматической сварки указанных переход"
ников.
Для изrотовления трубопроводов в бытовых и проrvfышленных
холодильниках применяется маrнитно"импульсная сварка [22, 44],
особенности технолоrии которой приведены в rл. 11. Сваренные
маrнитно"импульсным способом переходники проходили тер моци К...
лические испытания жидким азотом ( 196 ОС) с последующим Harpe..
вом до 95 100 ос и проверкоЙ через 100 термоударов rелиевым
течеискателем.
В ЭJ!ектротехнической промышленности также все более возра..
стает применение аЛЮlVIИНИЯ. Высокая электропроводимость, кор..
розионная стойкость, хорошая обрабатываем:ость и малая плотность
позволяют ему успешно конкурировать с 1\lедью в строительстве
электрических машин и в особенности трансформаторов. Одним из
факторов, влияющих на надежность работы трансформатора, яв"
ляется качественное выполнение различных соединений в об1\Iотках
и отводах. Непосредственное присоединение алюминиевых электри"
ческих выводов к разъемным зажимам невозможно из..за быстроrо
окисления алюминия, что сопровождается обrоранием контактов
и выходом их из строя. Поэтому в силовых трансформаторах особо
важное значение имеет получение неразъемных соединений алюми-
ниевых проводов и шин с медными. Такие соединения должны ра..
ботать при температуре до 100 ОС,. а при коротком заlVIыкании воз..
. можен кратковременный HarpeB до 200 ос.
Холодная стыковая сварка ПРИl\Iеняется при изrотовлении медно..
алюминиевых трансформаторных отводов круrлоrо сечения (0 8,
12, 14, 16 и 20 мм). Холодная сварка производится в штамповом
блоке на вертикаЛЬНО1\1: rидропрессе усилием 600 кН. Медная за..
rOTOBKa перед сваркой проходит отжиr при 800 ос с последующим
Q4лаждеНIfем в воде. Зачистка свариваемых торцов производится
225
механическим путем в приспособлении с вращающимся ДИСКОВЫМ
напильником. Режим холодной сварки, наПРИlVlер, для сечения
eJ 20 мм: длина вылета по меди 14 мм, по алюминию 11 мм, усилие
осадки 600 кН.
Соединения алюминиевых проводов с lVlедными, выполненные
стыковой холодной сваркой, обладают высокой вибрационной стой..
костью, а временное сопротивление cBapHoro соединения выше
BpeMeHHoro сопротивления алюминия. Электропроводимость свар..
Horo соединения на 15 18 % выше электропроводимости равно..
великоrо участка целоrо алюминиевоrо провода. При приварке
мед н о.. алюминиевых соединений к алюминиевым обмоткам до..
пускается HarpeB стыка до 275 ос без ухудшения ero качества. Вы..
пущены трансфор.маторы с сотнями тысяч соединений. Замена меди
на алюминий в силовых трансформаторах обеспечила безаварийную
работу последних.
КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ
РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Качество сварных соединений разн.ородных металлов и сплавов оп..
ределяется совокупностью ряда свойств, таких как надежность, сте..
пень работоспособности, прочность, структура металла шва и около..
шовной зоны, коррозионная стойкость, отсутствие дефектов и т. п.
Создание работоспособных сварных конструкций из разнородных
металлов и сплавов, как правило, связано с определенными труд..
ностями} что вызвано неизбежностью образования в процессе сварки
металлов с различными теплофизическими свойствами химической
и структурной неоднородности, а также значительных напряжений
и деформаций. В связи с этиl'Л для получения стабильноrо качества
сварных конструкций из разнородных металлов и сплавов необ..
ходима высокая культура производства, cTporoe соблюдение всех
инструкций и требований технических условий на сварку, а также
более строrая система контроля, чем при сварке изделий из однород..
ных металлов.
Для контроля сварных соединений применяют традиционные
методы разрушающеrо и неразрушающеrо контроля.
Разрушающие испытания проводят на образцах свидетелях,
натурных образцах и моделях. Образцы свидетели сваривают из
Toro же материала и по той же технолоrии, что и сварные соединения
изделий. Разрушающий контроль позволяет получить количественные
данные, характеризующие прочность, качество или надежность
сварных разнородных соединений. Соrласно rOCT 6996 66 меха..
нические испытания соединения и металла шва проводят на растя..
жение, изrиб, сплющивание. В ряде случаев для контроля макро"
и микроструктуры металла шва и зоны сплавления устанавливают
эталонные образцы рекомендуемых структур,
226
При сварке разнородных lVlеталлов и сплавов, особенно в случае
сварки туrоплавких и химически активных металлов, ва)н:ное зна..
чение приобретает контроль качества исходных материалов (основ..
Horo металла, защитных rазов, сварочной проволоки и Т. п.). При..
меняемые lVlатериалы дол}кны удовлетворять предъявляемым к ним
требованиям соrласно технолоrическому процессу сварки. При сварке
титана, ниобия и друrих химически активных металлов со сталями.
медными и никелевыми сплаваl'llИ условия защиты этих металлов при
сварке должны быть аналоrичны УСЛОВИЯl\1 сварки наиболее хим:и..
чески активноrо металла из данной пары.
Проверка исходных материалов на свариваемость должна пред..
шествовать принятию решения об использовании тех или иных со--
четаний материалов в сварной конструкции.
В ряде случаев сварку разнородных металлов выполняют при
реrулировании диффузионных, тепловых и друrих физико"химиче..
ских процессов, обеспечивающих необходимые свойства металла шва
и Bcero cBapHoro соединения. Так, при сварке сталей салюминие..
выми сплавами, туrоплавкими металлами соединение образуется
в результате преимущественноrо плавления более леrкоплавкоrо
металла. При этом для оrраничения плавления друrоrо металла
используют различные технолоrические приемы: соответствующее
смещение источника HarpeBa, применение охлаждаемых подкладок
(плит) с' увеличенной теплопроводностью и т. п.
В связи с этим технический уровень и состояние оборудования
и приспособлений необходимо поддерживать в заданных пределах,
соблюдая требования соответствующих конструкций. Для дальней..
шеrо совершенствования сварки разнородных материалов целесооб..
разно создание специализированноrо оборудования, обеспечивающеrо
контроль количества выделяющейся в процессе сварки теплоты.
Высокие требования предъявляют к подrотовке поверхности сва..
риваемых материалов, а также к сборке под сварку. Непременным
условием качественной сборки под сварку должно быть cTporoe соб..
людение допусков по зазора v1 в стыке, смещению кромок, предусмо"
тренных соответствующими чертежами и техническими условиями.
При этом следует учитывать, что чем меньше зазоры между соеди..
няемыми деталями, тем меньше их коробление после сварки.
Детали или изделия, подлежащие сварке, необходимо собирать
на тщательно выверенных специальных сборочных приспособлениях,
обеспечивающих точное расположение свариваемых элементов.
Основные контролируемые размеры собранных под сварку деталей:
зазор между кромками и превышение кромок для стыковых со..
единений без разделки кромок; ширина нахлестки и зазор между
листами для нахлесточных соединений и т. д. Контролю подлежат
и друrие размеры и параметры, которые зависят от вида и формы
сварной конструкции и определены техническими условиями на
изделие.
Смещение свариваеlVIЫХ кромок по высоте, rеометрия шва, разно..
толщинность соединяемых материалов оказывают значительное влия"
ние на работоспособность разнородных соединений при переменных
227
1tаrрузках. Например, при арrонодуrовой сварке iзстьiк разнород-
ных металлов титан + ванадиевый сплав + коррозионностойкая
сталь при толщине 1 l, 5 мм малоцикловая усталость соединений
в основном зависит от коэффициента концентрации напряжений,
обусловленноrо смещениеrvl кромок (связанноrо с отклонением от
толщины свариваемых материалов и со сварочными деформациями
в результате поперечных усадок), а т?кже зависит от места разру
шения cBapHoro стыка, так как свариваемые материалы характери
зуются значительными различиями в прочностных характерист иках.
Высокой долrовечностью [N p == (177,5+424) х 103 ,циклов при
а шах == 250 МПа] обладают сварные стыковые соединения титан +
+ ванадиевый сплав + коррозионно стойкая сталь, у которых CMe
щение кромок составляет не более 15 % толщины. Увеличение CMe
щения кромок по высоте дО ЗО О % приводит К снижению мало..
цикловой усталости сварных соединений в 20 25 раз.
Приведенные данные влияния на долrовечность сварных соеди-
нений титан + ванадиевый сплав + коррозионно-стойкая сталь кон-
центрации напряжений подтверждают необходимость cTpororo KOH
троля смещения кромок, а также введения оrраничения на откло-
нение толщины свариваемых материалов. Для каждоrо сочетания
материалов, способов сварки, видов соединения применительно
к конструкции устанавливают и CTporo контролируют допустимые
смеще ия кромок.
Большое значение для обеспечения качества выпускаемой про-
дукции из разнородных материалов имеет операционный кон роль
в процессе производства. Внимательное и постоянное наблюдение
за состоянием оборудования, аппаратуры, приспособлений, прибо-
ров и инструмента, а также cTporoe соблюдение установленных тех-
нолоrическим процессом последовательности и режимов изrотовле-
ния сварных изделий способствуют обеспечению BbIcoKoro качества
изделия.
Визуально контролируют внешний вид cBapHoro соединеНИЯ t
оплавление соединяемых металлов, соответствие швов эталонным
образцам, наличие дефектов (трещин, прожоrов, непроваров, под-
резов и т. п.).
В зависимости от предъявляемых требований сварные изделия
из разнородных материалов подверrают радиоrрафическому кон-
тролю, контролю на rерметичность методами течеискания, rидравли-
чески м давлением.
Нормы допустимых дефектов или методы исправления дефектов
определяются соответствующими инструкциями или техническими
условиями на изделие. Для некоторых сварных изделий из разно-
родных материалов, например, выполненных из трудносвариваемых
сочетаний металлов, как ниобий..........-сталь, ванадий сталь, ниобий............
никель и др., исправление дефектов в швах не рекомендуется.
В ряде случаев при рентrеноконтроле сварных разнородных со-
единений на peHTreHorpaMMe допускается непрерывная продольная
риска в центре шва, которая является проекцией оплавленноrо края
228
бдilоrо из свариiзаемыIx металлов. .к производственным инструкцияМ
по контролю таких соединений прикладывается типовая peHTreHo"
rpaMMa шва.
Основная задача техническоrо контроля качества выпускаемой
продукции состоит в том, чтобы, правильно используя эффективные
методы и средства контроля, обеспечить получение бездефектных
сварных деталей и изделий из разнородных металлов и сплавов.
спи O:{ ЛИТЕРАТУРЫ
1. Абрз.МQ8ИЧ В. Р., Андрзник В. А. Склонность коррозионно стойкой стали
типа 18 8 к растрескиванию при автоматич ской наплавке на нее M Д!1 и сплавов на
медной основе в aproHe. С8арочное производство, 1978, NQ 9, с. 11 13.
2. Абрз.мович В. Р., 3ахарэв В. Н. ЦЧКЛИЧ2ская прочность сварных соедине
ний M ДH и сплава МНЖ 5 1 со сталы-о ОХ 18Н 10Т. Сварочное ПРОИ3БОДСТВО,
1979, N2 3, с. 21 22.
3. Авер5ух Б. А., Наум:эв В. и. ИlrотовлеН lе биметаллических деталей rазо
нефтяной арматуры методом нап lавки TpeH:lcM. В кн.: Надежность и долrовеч
ность буровоrо и промысловоrо 050рудования: Тр. МОСК. ин та нефтехим:. и rазовой
пром ти, 1976, вып. li7, с. 114 116..
4. Автоматическая сварк3. под флюсом разнородных сталей/Б. П. Калинин,
В. К. Шамrунов, В. л. Псреrуда и др. Сварочное ПрО:1ЗБОДСТВО, 1980, NQ 7,
с. 32 33.
5. Арутюновз. и. А. ТОЧечная сварк3. раЗНОрJДНЫХ алюминиевых сплавов He
равных ТQЛЩИН. Тр. МВТУ им. Н. э. Баумана, 1976, N2 202, вып. 2, с. 68 72.
6. Аснис Е. А., 3a'\IIKOB В. Н. О о5енносrи наплавки M Д на ХрОМО:I 1к ле
вые сплавы. Справочное производство, 1961, NQ 7, с. 2a 22.
7. Аснис Е. А., Прохоренко В. М., Ш'виндлерман л. с. о меХ3.НИЗl\f образова
ния трещин при сварке и наплавке меди на сталь. Сварочное производствс>, 1965,
N2 11, с. 8 9.
8. Бакши о. А. О влиянии неоднородности механических свойств сварных
соединений на их работоспособ:n:ость при кручении. Сварочное производство, 1964,
N2 8, с. 3 7.
9. Батакшев А. Ф., Бережницкий с. Н., Бейелям Н. В. Сварка трубопроводов
из биметалла медь + серебро. Химическое и нефтяное машиностроение, 1981,
N2 3, с. 29 30.
10. Белоусов В. п., Седых В. с., Трыков ю. п. Механпческие свойства тита
ностальных соединений (с промежуточными слоями), сваренных взрыво:vI. Свароч
ное производство, 1971, NQ 9, с. 19 21.
11. Веседный В. А., Шеленков f. М. Сварка пайка аЛIО:v1ИНИЯ с титаном. CBa
рочное производство, 1970, NQ 3, с. 45 46.
12. Биметаллические соединения/К. Е. Чарух IHa, С. А. rолованенко, В. А. Ma
стеров и др. М.: Металлурrия, 1970. 280 с.
13. Большаков М. В., Овсянкип В. п., Чепухин с. и. Сварка трением в BaKY
уме туrоплавких и жаропрочных сплавов. Автоматическая сварка} 1971, N2 6,
с. 71 72.
14. БуrаКQВ В. 3. Диффузия в металлах и сплавах. Л.: rостехиздат, Ленинrр.
отд ние, 1949. 212 с.
15. Быховский А. и., Пролесковекая А. ю. Влияние заданноrо рельефа на кине
тику растекания жидкости по твердой поверхности. В кн.: Поверхностная диф
фузия и растекание. М.: Наука, 1969, с. 193 199.
16. Вайнерман А. Е. О влиянии проникновения медноrо сплава на свойства
соединений, получаемых наплавкой сплавов на сталь. В КН.: Наплавка металлов.
Л.: ЛДНТП, 1970, ч. 11, с. 25 35.
17. Вайнерман А. Е. О процессах растворения и диффузии на межфазной rpa
нице при взаимодействии разнородных металлов. Автоматическая сварка, 1976,
N2 12, с. 15 19.
18. Вейник В. А., Дьяченко В. В., Чуканов А. п. Электронно лучевая сварка
ниобиевоrо сплава с нержавеющей сталью через прослойку ванадия. Сварочное
производство, 1973, NQ 5, с. 16 18.
230
19. Взаимодействие между ниобием и нержавеющей сталью при ударной сварке
с промежуточной прослойкой/r. К. Харченко, Т. В. Шевчук, А. и. Иrнатенко
и др. Автоматическая сварка, 1977, NQ 8, с. 4 6.
20. Взаимодействие серебра со сталью при получении соединений сварко пай
кой/А. Ф. Батакшев, С. Н. Бережницкий, С. Н. Стеклов п др. Сваrочное про
изводство, 1976, NQ 1, с. 25 27.
21. Влияние низких температур на работоспособность сваренных B3J:bIBOM
титаностальных соединений/Ю. Н. Кусков, В. д. Сапрыrин, В. с. Седых и др.
Сварочное производство, 1975, NQ 11, с. 20 21.
22. Влияние температуры HarpeBa на процесс сбразования интермеТ2ЛЛИДОВ
при маrнитно импульсной сварке/В. А. Чудаков, К. К. Хренов, Ю. А. CepreeBa
и др. Сварочное ПРОИЗВОДСТБО, 1980, N2 9, с. 16 18.
23. Влияние термических циклов сварки на СЕойства биметалла сталь сере
бро/А. Ф. Батакшев, с. Н. Бережницкий, О. И. Стеклов и др. Сварочное про
изводство, 1976, N2 6, с. 7 8.
24. Володин п. п., Саrалевич В. М., Седых К. В. Особенности точечной сварки
плакированных и разнородных леrких сплавов. Автоматическая сварка, 1967,
N2 2, с. 48 51.
25. rельман А. с. Основы сварки давлением. М.: Машиностроение, 1970.
312 с.
26. rерцрикен с. Д., Дехтяр и. Я. Дl'rффузия в мета.тrлах и сплавах в твердой
фазе. М.: Физматrиз, 1960. 564 с.
27. rолованенко с. А. Сварка прокаткой биметаллов. М.: Металлурrия, ]977.
160 с.
28. rолованенко с. А., I(оннова и. ю. О подборе промежуточных слоев для
коррозионно стойких биметаллов. Металловедение и термическая обработка Me
таллов, 1971, NQ 7, с. 38 43.
29. rонсеровский Ф. r. Влияние леrИРУIОЩИХ элементов на ударную вязкость
сварных соединений ванадия с нержавеющей сталью. Автоматическая сварка,
1972, N2 10, с. 17 20.
30. rонсеровский Ф. r. Особенности получения пластичных сварных соеди
нений ванадия со сталью. Сварочное ПрОИЗБОДСТВО, 1972, N2 12, с. 10.
31. rонсеровский Ф. r. О хрупком разрушении комбинированных сварных
соединений титана с нержавеющей сталью. Сварочное производство, 1975, N2 6,
с. 30 32.
32. rотальский ю. Н. Сварка разнородных сталей. Киев: Техника, 1981,
184 с.
33. rотальский ю. Н. Новый фактор, вызывающий образование структурной
неоднородности в зоне сп.павления разнородных сталей. Автоматическая сварка,
1977, с. 13 16.
34. rотальский ю. Н., Снисарь В. В. О содержании никеля в металле шва
сварных соединений аустенитных сталей с неаустенитными. Автоматическая
сварка., 1968, NQ 12, с. 9 13.
35. rрудзинский Б. В., Шлямнева и. А., Степанов r. А. О взаимодействии
расплавленной меди со сталями при наплавке и сварке. Сварочное производство,
1970, N2 12, с. 10 12.
36. rуревич с. М., Замков В. Н., Сабокарь В. К. Сварка биметалла титан
аЛIОМИНИЙ. Автоматическая сварка, 1974, N2 4, с. 49 50.
37. Деняченко о. А., Романов В. И., Тимченко с. п. Сварка композиций алю
миния и ero сплавов. Тр. НИИХИММаш, 1978. N2 81, с. 28 34.
38. Дери бас А. А. Физика упрочненпя и сварки взрывом. Новосибирск: Ha
ука, 1972, 188 с.
39. Джеваrа и. И., Иващенко r. М. Исследование влияния режимов наплавки
и состава медных сплавов на механические свойства сталей марок Ст3, 20Х, 40Х
и 40ХН. В кн.: Сварка цветных металлов. Л.: ЛДНТП, 1969, с. 105 114.
40. Дионисьев и. r. l\tlеханические свойства сварных соединений при элект
ронно лучевой сварке разнородных сталей. В кн.: Повышение качества и эффек
тивности сельхозмашин. POCTOB Ha ДOHY: РИСХМ, 1977, с. 86 91.
41. Дионисьев и. r. Особенности электронно лучевой сварки разнородных CTa
лей. В кн.: l\'1еталл в современных энерrоустановках. М.: Энерrия, 1977, с. 70
72.
231
42. Добровольский и. П., I(арташкин Б. А., Шоршоров М. х. К расчету хи-
мической неоднородности при контакте разнородных твердых и жидких металли-
ческих фаз с учетом нестаuионарности взаимодействия. Физика и химия об-
работки материалов, 1970, N2 2, с. 133 137.
43. Диффузионная сварка материалов: Справочник/Под ред. Н. Ф. Казакова.
М.: Машиностроение, 1981. 271 с.
44. Епечурин В. п., Ляпсин r. В., Петров В. М. Свойства биметаллических
соединений, полученных маrнитно импульсной сваркой. Сварочное производство,
1974, NQ 5, с. 12 14.
45. Еременко В. Н." Натанзон я. В. Кинетика растворения металлов в метал-
лических расплавах в условиях внешней задачи. Порошковая металлурrия,
1970, N2 8, с. 39 54.
46. Ершов r. с., Касаткин А. А., rолубев А. А. Растворение и диффузия
леrирующих элементов в жидком алюминии. Известия АН СССР. Металлы,
1979, NQ 2, с. 77 79.
47. Закономерности образования и роста интерметаллическоrо слоя в сварном
соединении ниобия с же:лезом/r. К. Харченко, А. И Иrнатенко, Т. В. Шевчук
и др. Автоматическая сварка, 1975, М2 1, с. 16 17.
48. Земзин В. Н. Сварные соединения разнородных сталей. л.: Машинострое-
ние. Ленинrр. отд-ние, 1966. 232 с.
49. Иrнатьев В. r., Довбищенко и. В., Рабкин д. М. Проволока для сварки
алюминия и ero сплавов. Автоматическая сварка, 1975, М2 7, с. 54 56.
50. Илюшенко В. М., Босак л. М., rришин л. И. Автоматическая сварка
Меди со сталью больших толщин. Автоматическая сварка, 1966, М2 '6, с. 73.
51. Инерционная сварка трением ниобия с железом и сталью 12Х18Н9Т!
ч. К. Лебедев, r. К. Харченко, С. М. rуревич и др. Автоматическая сварка,
З )79, NQ 6, с. 35 36, 42. ,
52. Исследование кинетики роста интерметаллидов в сваренной ВЗРЫВОМ компо-
зиции цирконий СТ. 12Х18Н10Т/А. Л. Бубликов, В. Ф. Лозовская, А. п. Сон-
нов И др. в кн.: Сварка взрывом и свойства сварных соединений. Тр. Волrоrрад-
cKoro политехническоrо института, 1975, вып. 2, с. 79 83.
53. Исследование особенностей проплавления электронным лучом двухслой-
ных пластин из разнородных металлов/Ф. Н. Рыжков, А. В. Б ашкатов ,
А. Е. Кондратков и др. В кн.: 5-я Всесоюзная конференция по электронно лу-
чевой.....сварке. Киев: Наукова думка, 1975, с. 75 77.
54. Исследование прочности сварных соединений разнородных металлов (стали
12Х 18НI0Т Jf бронзы БрАж 9-4)/В. п. Ломашевский, А. А. Лебедев, Н. В. Нови-
ков и др. Проблемы прочности, 1975, М2 11, с. 72 75.
55. Исследование соединения ниобий прослойка никеля сталь, выполненноrо
сваркой давлением/r. К. Харченко, Т. В. Шевчук, А. и. Иrнатенко и др.
Автоматическая сварка, 1976, NQ 9, с. 71 72.
56. Исследование структуры и механических свойств соединений ниобия со
сталью/r. К. Харченко, А. И. Иrнатенко, Т. В. Шевчук и др. Автоматическая
сварка, 1974, NQ 7, с. 17 20.
57. Ищенко А. я., Лозовская А. В., Иrнатьев В. r. Свариваемость сплава
М40 с AMr6. Автоматическая, сварка, 1980, N2 2, с. 44 46.
58. Казаков Н. Ф. Диффузионная сварка материалов. М.: Машиностроение,
'976. 312 с.
59. Казимиров А. А., Воропай Н. М. Распространение тепла при сварке пла-
влением алюминия' с медью. Автоматическая сварка, 1966, N2 7, с. 1 19.
60. Кальнер В. д., Зильберман А. r. Практика микрозондовых методов иссле-
дования металлов и сплавов. М.: Металлурrия, 1981. 216. с.
61. Каракозов э. с., Орлова Л. М., Пешков В. В., rриrорьевский В. и.
Диффузионная сварка титана. М.: Металлурrия, 1977. 272 с.
62. Каракозов э. с., Сапрыrин В. д. Холодная сварка труб. М.: Металлурrия,
1978. 176 с.
63. Кершенбаум Я. М., Авербух Б. А. Изrотовление биметаллических деталей
нефтехимическоrо оборудования наплавкой трением. М.: ЦНИИТЭнефтехим 1972. 62 с.
, 64. Кинетика растворения железа и меди в жидком латунном припое в условиях
пайки/ А. Е. Шапиро, э. С. Каракозов, Н. А. Кудрин и др. Автоматическая
сварка, 1980, N2 3, с. 21 25, 35.
232
65. l<инетика pacTBopelHHI титана в нержавеющеи стали/В. и. >Калыбин,
ю. r. Волович, r. д. Данченко и др. Известия АН СССР. Металлы, 1979, N2 6,
с. 89 92.
66. Кинетика растекания металлов по железу, меди, никелю в зависимости
от степени вакуумирования/В. с. Новосадов, и. Е. Петрунин, ю. Ф. Шеин и др.
в кн.: Смачиваемость и поверхностные свойства расплавов и твердых тел. Киев:
Наукова думка, 1972, с. 53 56.
67. Кириличев Н. В., rотальский ю. Н. Особенность структурной HeOДHO
родности в зоне сплавления мноrослойноrо аустенитноrо шва с перлитной сталью.
Автоматическая сварка 1980, Х2 9, с. 28 32.
68. Киселев с. Н. Температурные поля при сварке цилиндрических оболочек
из разнородных металлов. Сварочное производство, 1975, N2 12, с. 1 3.
69. Клинопрессовая сварка алюминиево стальных пер еходни ков/М. х. Шор
шоров, r. д. Шнырев, В. А. Колесниченко и др. М.: ИМЕТ им. Байкова АН СССР,
1971. 26 с.
70. Коваленко В. с. Металлоrрафические реактивы. М.: Металлурrия, 1970.
133 с.
71__ Колесников В. К., Виноrрадов В. с. Формирование торцевых соединений
из разнородных медных сплавов. В ки.: Управление сварочными процессами.
Тула: ТПИ, 1981, с. 112 116.
72. Колесниченко В. А., Шнырев f. д., Алехин В. п. Клинопрессовая сварка
разнородных металлов, резко отличающихся и близких по твердости. ----- В кн.:
Лекции по сварке разнородных и разноименных металлов. М.: МДНТП t 1973,
ч. 1, с. 68 71.
73. Коньков ю. д., Иrумнов В. п., Шилова В. п. Изменение диффузионной
зоны биметалла при циклическом наrружении и HarpeBe. ----- В кн.: Практика тепло
вои микроскопии. М.: Наука, 1976, с. 83 86. _
74. Контактная сварка с образованием эвтектики серебряных контактов с ла
тунными пластинками/В. М. Андрейко, Е. п. Сторонкин, и. А. Лебедев и др.
Сварочное производство, 1976, N2 6, с. 23 24.
75. I(онюшков f. В., I(опылов ю. Н. Диффузионная сварка в электронике.
М.: Энерrия, 1974. 68 с.
76. Костиков В. И., Митин Б. С., сумм Б. Д. Оценка движущих и тормозя..
щих сил при растекании смачивающих жидкостей по поверхности твердых тел.
Известия АН СССР. Неорrанические материалы, 1972, Т. 8, N2 7, с. 1190 1193.
77. I(расулин ю. л. Взаимодействие металла с полупроводником в твеРJlОЙ фазе.
М.: Наука, 1971. 119 с.
78. Красулин ю. л., Мостяев В. А. Диффузия в условиях соединения мате-
риалов давлением с подоrревом. Физика и химия обработки материалов, 1974.
Н2 4, с. 12 127.
79. I(расулин ю. Л., Назаров r. В. Микросварка давлением. М.: Металлур-
rия, 1976. 160 с.
80. Кудинов В. М., Рева А. А. Особенности сварки плавлением меди со сталью
через 'биметаллический переходник. Автоматическая сварка, 1977, N2 8, с. 52........
55.
81. Лабораторная металлоrрафия/Е. В. Панченко, ю. А. Скаков, Б. и. Кри..
мер и др. М.: Металлурrия, 1965. 430 с.
82. Лазько В. Е., Борисов М. Т., Поплавко М. В. Сварка разнородных ста-
лей высокой прочности. В кн.: Пути повышения качества, долrовечности и на-
дежНОСТИ сварных и паяных изделий. М.: МДНТП, 1980, с. 129 140.
83. Лакедемонский А. В. Биметаллические отливки. М.: Машиностроение,
1964. 180 с.
84. Лариков Л. Н., Рябов В. Р., Фальченко В. М. Диффузионные процесCbl
в твердой фазе при сварке. М.: Машиностроение, 1975. 192 с.
85. Лепилина Ж. А., Ермилов В. А. К вопросу сварки толстолистовых разно-
родных соединений 12X18HIOT + 09r2C. Тр.: НИИХИММаш 1976, с. 74, с. зо
44..
86. Мазур А. Н., Алехин В. П., Шоршоров М. х. Процессы сварки и пайки
в производстве полупроводниковых приборов. М.: Радио и связь, 1981. 22'4 с.
87. Мастеров В. А., Саксонов ю. В. Серебро, сплавы и биметаллы на ero ос-
нове: Справочник. М.: Металлурrия, 1979.. 296 с.
233
88. Махненко В. и. Расчетные метоДЫ исслеДования кинетики сварочных
напряжений и деформаций. Киев: Наукова думка, 1976. 317 с.
89. Махненко В. И., Рябов В. Р. HOMorpaMMbI для расчета времени пребывания
при высокой температуре зоны сплавления алюминий сталь. Автоматическая
сварка, 1977, N2 8, с. 66 67.
90. Мацуда Факухиса. Возможности сварки разнородных металлов. Кинд
зоку, 1974, т. 44, N2 6, с. 24 30.
91. Медовар Б. И., Бойко r. А., Пузрин л. r. Об электропереносе уrлерода
в месте соединения разнородных сталей. ДАН СССР, 1974, т. 218, N2 3, с. 565
566.
92. Мериин Б. В., Слиозберr с. К. Об оценке качества соединений разнород
ных металлов, полученных при сварке давлением. Сварочное производство,
1969, N2 3, с. 24 25.
93. Металлурrия и технолоrия сварки титана и ero сплавов/Под ред. С. М. [y
'ревича. Киев: Наукова думка, 1979, 300 с.
94. Металлурrические и технолоrические особенности сварки вольфрама с MO
либденом/Б. п. Морозов, Е. Н. Сивов, В. и. Пережоrин и др. Сварочное про
изводство, 1979, N2 1, с. 18 20.
95. Механизированная сварка фурм кислородноrо дутья мартеновских печей/
В. М. Илюшенко, В. М. Кулик, [. С. Артеменко и др. Автоматическая сварка,
1970, N2 8, с. 72 73.
96. Микронеоднородность соединений жаростойкой стали с перлитной при сварке
трением/В. Н. Кальянов, В. А. Перлов, [. Н. [ордань и др. Автоматическая
сварка, 1977, N2 12, с. 58 60.
97. Микросварка давлением/А. А. Россошинский, В. Д,. Табелев, В. А. Лебиrа
и др. Киев: Техника, 1971. 152 с.
98. Найдич ю. В. Контактные явления в металлических расплавах. Киев:
Наукова думка, 1972. 196 с.
99. Найдич ю. В., Неводник r. М. Кинетика растекания жидкой меди по TBep
дым металлическим поверхностям. В кн.: Физическая химия поверхностных
явлений в расплавах. Киев: Наукова думка, 1971, с. 238 241.
100. Наплавка в вакууме меди на электротехническую сталь/Ю. К. Кирсанов,
В. В. Дмитриев, л. Р. Казинский и др. Известия вузов. Машиностроение, 1975,
N2 8, с. 109 113.
101. Никитин В. И. Физико химические явления при воздействии жидких Me
таллов на твердые. М.: Атомиздат, 1967. 441 с.
102. Никитин В. М. Особенности кристаллизации металла шва при сварке
плавлением разнородных металлов. Сварочное производство, 1973, N2 5, с. 53
55.
103. Никифоров r. д. Металлурrия сварки плавлением алюминиевых сплавов.
М.: Машиностроение, 1972. 264 с.
104. Новосадов В. с. Арrонодуrовая сварка титана с ниобием. Автоматиче
ская сварка, 1970, N2 10, с. 68 69.
105. Новосадов В. с., Нуждин А. А., Шоршоров М. х. Анализ уравнения
rетероrенной диффузии примеси в процессе взаимодействия твердой и жидкой Me
таллических фаз. Физика и химия обработки материалов, 1968, N2 1,
с. 42 48.
106. Новые способы изrотовления переходников для сварки разнородных сталей,
сплавов и металлов/Б. И. Медовар, л. В. Чекотило, В. л. Артамонов и др.
Информационное письмо Института электросварки им. Е. о. Патона. Киев, 1968,
N2 4 (503). 6 с.
107. Оботуров В. И., Примак r. д. Применение теплопрессовой сварки для
получения биметаллов сталь бронза. Сварочное производство, 1974, N2 1,
с. 17 18.
108. О возможности использования разнородных титановых а сплавов в CBap
ных коррозионно стойких химических аппаратах/В. Б. Волков, С. М. fуревич,
Н. [. Садовский и др. Физико химическая механика материалов, 1976, 12, N2 3,
с. 93 95.
109. О выборе присадочноrо материала для сварки биметалла 12Х18НI0Т +
+ Х40Н50М/В. Б. Николаев, В. В. Рощин, В. п. Разыrраев и др. B кн.: CBa
рочное производство. М.: НИКИМТ, 1979, вып. 6/Л, с. 12 21.
234
110. О механизме образования соединений при сварке и пайке/r. Д. Никифо
ров, В. В. Дьяченко, Б. Д. Орлов и др. Сварочное производство, 1967, ,N'2 12,
с. 4 7.
111. Особенности образования интерметаллидов в соединениях титана с медыо,
полученных взрывом/В. Ф. rрабин, С. М. rуревич, и. Я. Дзыкович И др.
Физика и химия обработки металлов, 1970. ,N'Q 6, с. 65 69.
112. Особенности образования соединений разнородных металлов при сварке
давлением/r. К. Харченко, Т. В. Шевчук, А. и. Иrнатенко и др. Автомати
ческа я сварка, 1978,,N'Q 10, с. 5 7.
113. Особенности сваРКII плавлением титана со сталью при применении KOp
розионно ст(Ёких ванаДПЕВЫХ сплавсв, леrИРОБанных хрсмом/М. Н. Пастух,
л. r. Стрижевская, и. П. Дружинина и др. М.: МДНТП, 1978, с. 111 114.
114. Особенности структуры металла шва соединения НЕобия с молибденом/
Б. А. Задерий, r. В. Шевчук, r. К. Харченко и др. Автоматическая сварка,
1 75, ,N'Q 6, с. 27 9.
115. П аилов И. В., Аnтонец д. п., rотальский ю. н. к БОПРССУ О exa
низме образсвання пеРЕХОДF.сrо елея Б зене сплаЕЛЕНИЯ разнородных стален.
Автоматическая сварка, 19ЕО, ,N'Q 7, с. E 7.
116. Пав.люк с. К., РGтач А. п. Поведение бllметалла медь сталь при и::меня
IОЩИХ€Я Т€МПЕратуrах. Свау.;СЧЕсе прен::веДС1ЕО, 1980, ,N'Q 7, с. lC 12.
117. Павлюк с. К., Ротач А. п. ТЕJ:МЕческая усталесть сварных соединений
медп со сталью. Автоматьческая сварка, 1980, .N2 9, с. 12 16.
118. Пацкевич и. Р., Деев r. Ф. Поверхностные явления Б СЕаr:очных про
цессах. М.: 1 v lеталлурrия, 1974. 120 с.
119. Переходнал: зона БЕмета.пла сталь нvсбий/В. 1\1. КУДIП:ОВ, Т. В. Шев
чук, r. К. Харченко и др. АВ1сма1ИЧ€СК3Я СЕарка, 1972, .N2 8, с. 71 72.
120. Петрсв r. л. Неод:нородность металла сварных соедин€нv.Й. л.: Судпром
rиз, Ленинrр. отд ние, 1963. 2С6 с.
121. Петре в r. л., 3еJ.V: ИН В. Н., rонс€ровский Ф. r. СЕ арка жарспрочных
н ержаВЕICЩИХ стаЛЕЙ. Л.: Машп;rз. ЛЕНЕнrр. стд ние 19Е3. 248 с.
122. Петров r. л., Рохлин э. А., ЗуЕова r. Е. Свау.;ка НЕсбия с неr:жаВЕющей
сталью типа ОХ lБН 10Т. в КН.: Сварка. Л.: СУДСС1рсеНЕе. Ленинrр. отд ние,
1967, вып. 9, с. 2E€ 262.
123. Пла2менная F-аплавка металлев/ А. Е. Вайнерман, М. Х. Шоршоров,
В. Д. Веселксв и др. п.: МашР.нсстрсение. Ленинrр. отд нvе, 1969. 192 S.
124. Получение прочных ссеДР.НЕI:ИЙ тнтаЕ сталь пrскаткой в вакууме/
В. М. Амоненко, В. 1\1. rодин, Е. А. КсваЛЕва и др. ЦВЕ.1Еые МЕталлы, 1967.,
N2 12, с. 38 41.
125. Поляков д. А., Мануйлов Н. Н. Арrснодуrовая сварка сплава ВТ5Л
и вr5Л со сплавами ОТ4 и OT4 1. СварОЧlIсе производство, 1970, .N2 11, с. 12
с. 12 13.
126. Попель с. и. Кинетика растекания расплавов по твердым поверхностям
и кинетика смачивания. В кн.: Адrезия расплавов и пайка МЕтериалов. Киев:
Наукова думка, 1976, вып. 1, с. 3 28. ·
127. ПОXI'dУРСКИЙ В. и., fвып и. Л., Левченко Р. А. МеТСДЕка определения
характеристик ТРЕЩИЕССТСЙКОСТИ сварных соединений rа3НО СДI- ЫХ материалов.
В кн.: Методы и средстра сценки ТРfЩИНССТОЙКССТИ КОНСТРУКЦI'ОНЕЫХ материалов.
КИ В: Наукева думка, 1981, с. 118 121. '
128. Рабкин д. М., Ряо()в В. Р., rуревич с. М. Сварка у.;аЗЕСрСДНЫХ метаЛ lIОВ.
Киев: Техника, 1976. 208 с.
129. Раздуй Ф. и., Ситалов В. п. Спссоб соединения алICМ НИЯ со сталью.
Свау.;очное прои водство, 1962, .N2 7, с. 12 15.
130. РаспrСС'Iранение тепла при сварке плавлеНИЕМ алюминия со сталыо/
В. И. МахиеНКО j Л. И. Демченко, В. Р. Рябов 11 др. Автоматическая сварка,
1974, .N2 10, с. 11 14.
131. Расчет процесса растворения твердой фазы в неПОДБИ)КНОЙ жидкой фазе/
И. П. Добровольский, Б. А. Карташкин, С. Ф. Мамедов и др. ДАН СССР,
1971, т. 200, 2 5, с. 1059 la62.
132. Рохлин э. А. Анализ температурно временных условий взаимодеЙствия
расплав.пенноrо металла с твердым при сварке па:Йке разнородпых металлов.
в кн.: Сварка. л.: Судостроение. ЛеНIIнrр. отд нпе, БЫП. 11, 1968, с. 99 107.
235
133. Рымкевич А. и. Сварка низкоуrлеродистой 13 % ной хромистой стали для
получения однородных и разнородных соединений. Сварочное производство,
1980, N2 9, с. 10 12.
134. Рыкалин Н. Н., Уrлов А. А. Температурное поле разнородных матери
алов при сварке встык поверхностным источником. Физика и химия обработки
материалов, 1969, N2 5, с. 13 21.
135. Рыкалин Н. Н., Шоршоров М. х., Красулин ю. л. Физические и хи
мические проблемы соединения разнородных металлов. Известия АН СССР.
Неорrанические материалы, 1965, т. 1, N2 1, с. 29 36.
136. Рябов В. Р. Применение биметаллических и армированных сталеалюми-
ниевых соединений. М.: Металлурrия, 1975. 288 с.
137. Рязанцев В. н., Бабаджанова И. С., Осокина Т. Н. Исследование сва-
риваемости разноименных деформируемых сплавов маrния. В кн.: Лекции по
сварке разнородных и разноименных металлов. М.: Общество «Знание» РСФСР,
1973, ч. 1, с. 52 56.
138. Сабокарь В. К., Киреев Л. С., Лю В. Сварной титаномедный катод.
Автоматическая сварка, 1980, N2 5, с. 76.
139. Сапрыrин В. д., Каракозов Э. С., Березников Ю. И. Сварка давлением
алюминиево-стальных и титано алюминиевых элементов для работ при низких тем-
пературах. Сварочное производство, 1975, N2 6, с. 21 22.
140. Сапрыrин В. д., Березников Ю. и., Лоцманов С. Н. Соединение алю-
миниево стальных, титаноаЛIоминиевых трубопроводов для работы при криоrенных
температурах. В кн.: Лекции по сварке разнородных и разноименных металлов.
М.: МДНТП, 1973, ч. 1, с. 72 77.
141. Сахацкий r. п. т ехнолоrия сварки металлов в холодном состоянии. Киев:
Наукова думка, 1979, 296 с.
142. Свариваемость, низкоуrлеродистой стали с медью электронным лучом
в вакууме/В. Н. Беляев, С. и. Юдина, Л. А. Бояршина и др. В кн.: 5 я Все-
союзная конференция по электронно лучевой сварке. KlJeB: Наукова думка, 1975,
с. 95 99.
143. Сварка взрывом и свойства сталениобиевых соединений с прослойкой вана-
дия/Н. Н. Казак, Е. п. Покатаев, В. с. Седых и др. ...... Сварочное ПРОИЗВОДСТВО t
1981, М2 4, с. 23 25.
144. Сварка высокопрочноrо чуrуна со сталью тонкой электродной ПрОВОJ10КОЙ
в СО 2 /Ю. А. Стеренбоrен, В. Ф. Харунов, ю. я. rрецкий и др. ........ Автомати-
ческая сварка, 1912, с.. 61......61.
145. Сварка меДИ со сталью в среде уrлеКИCJIоrо rаэа/Н. r. Лосиции!, В. я. rлу.
шко, А. Е. Митус И Дре ......... Химическое и нефтяное машиностроение, 1973, NI 6,
С. 2б.-.-.28.
146. Сварка разнородных металлов с частичным расплавлением одноrо из них/
В. Р. Абрамович, А. Ф. rриценко, А. Н. Кваша н др. Сварочное ПРОИЗВОДСТВО,
1971, Н9 8, с. 22 23.
147. Сварка расфокусированным электронным лучом ниобиевых сплавов с нер.
жавеющей сталью/Н. п. Крутоrоловов, В. В. Дьяченко, Е. Н. Сивов И др......
Сварочное произ:водство, 1980, Н9 4, Со 14 15.
148. Сварка серебра со сталью/С.. Н. Бережницкий, А. Ф. Батакшев,
А. К. Митус И др. ........ Химическое и нефтяное машиностроение, 1971, N9 11, с. 21.
149. Сварка совместным прессованием нержавеющей стали с циркониевым
сплавом/Н. r. Фролов, ю. Б. Шилков, Е. ю. Ривкин И др. ....... Сварочное произ-
водство, 1974, Н2 5, с. 14 16.
150. Сварные соединения титановых сплавов/В. Н. Моисеев, Ф. Р. Куликов,
ю. f. Кириллов и др. .N\.: Металлурrия, 1978, с. 221 228.
151. Свойства соединения сплавов ВТ9 и BT18y при электронно лучевой сварке/
А. Н. Шубенкина, В. п. Кураева, Ж. д. Тхоревская и др. В кн.: Повышение
качества и эффективности сварочноrо производства. М.: 1978 ,с. 88 93..
152. Свойства титаноалюминиевых соединений, полученных сваркой B3pЫ
в ом/ А. В. Ерохин, Н. Н. Казак, В. С. Седых и др. Сварочное производство,
1972, N2 7, с. 26 27.
153. Сивов Е. Н., Дьяченко В. В. Влияние термическоrо цикла электронно
лучевой сварки на формирование шва и свойства сварных соединений ниобия со
'сталью (ВН-2АЭ+ Х18Нl0Т). Сварочное ПРОИЗВОДСТВО t 19731 N 4, с;. 11 lЗ.
36
154. Сивов Е. Н., I(арташкин В. А. Взаимодействие расплавленной стали
с твердым ниобием и образование интерметаллидных прослоек. Сварочное про
изводство, 1973, N2 1, с. 6 8.
155. Силкина Е. С., Лоскутов В. М., Шубенкина А. Н. Свариваемость разно
именных титановых сплавов. В кн.: Повышение качества и эффективности свароч
Horo производства. М.: МДНТП, 1978t с. 83 88.
156. Синявский В. С., Вальков В. Д., Будов f. М. Коррозия и защита алю
миниевых сплавов. М.: Металлурrия, 1979. 224 с.
157. Син Сиrэо. Основные точки зрения на сварку разнородных металлов.
Хайкан fидзюцу, 1977, N2 66, с. 70 79 (Япония).
158. Смоленский с. ю., fуляев А. и. Сварка трением прецизионноrо сплава
40ХНЮ ВИ со сталью 12Х18НI0Т. Сварочное производство, 1981, N2 4,
с. 15 16.
159. Справочник по сварке, пайке, склейке и резке металлов и пластмасс/Под
ред. А. Ноймана, Е. Рихтера. М.: Металлурrия, 1980, 464 с.
160. Соединение труб из разнородных металлов/С. Н. Киселев, r. Н. Шевелев,
В. В. Рощин И др. М.: Машиностроение, 1981, 176 с.
161. Строение и свойства биметалла сталь + медь в широком интервале TeM
ператур/А. Н. Ростовцев, В. М. Самойлов, и. п. Кошкин и др. В кн.: Структура
и свойства ионных и металлических кристаллов. Новосибирск: Тр. Новосибирскоrо
педаrоrическоrо института, 1976, вып. 126, с. 115 127.
162. Структура и свойства сварных соединений меди со сталью, выполненных
электронно лучевой сваркой в вакууме/В. Н. Беляев, Ю. М. Буравлев, В. В. Ива
ненко и др. Сварочное производство, 1976, N2 5, с. 28 30.
163. Структурные превращения при контактно реакционной пайке алюминиевых
сплавов серебром/О. Е. Осинцев, А. С. fуляев, Н. А. Баресков и др. Свароч-
ное производство, 1972, .N2 1, с. 33 35.
164. Сютьев А. Н., Вайнерман А. Е. Плазменная наплавка бронз на изделия
цилиндрической формы. л.: ЛДНТП, 1970. 20 с.
165. Температурное поле при сварКе разнородных пластин с заданной формой
разделки кромок/В. И. Юматова, В. Р. Рябов, В. и. Махненко и др. ABTOMa
tическая сварка, 1973, N2 11, с. 31 34.
166. Технолоrия и оборудование сварки плавлением/r. д. Никифоров,
r. В. Бобров, В. М. Никитин и др. М.: Машиностроение, 1918. 327 с.
167. Технолоrия производства биметаллических листов сталь АМц для сосудов
криоrенной техники/Н. д. Лукашин, Е! М. Миклзшевич, Б. п. Кондаков и др. .......
Цветные металлы, 1981, На 1, с. 66......67. -
168. ТеХНОJIоrия электрической сварки металлов и СПJIавов плавлением/Лод
ред. Б. Е. Патона. М.: Машиностроение, 1974. 768 с.
169. Травление сварных соединений разнородных туrоплавких металловl
С. М. rуревич, Т. К. Шевчук, Т, К. Харченко и др. Автоматическая сварка, 1973,
Ne 7, с. 76.
170. ТруБИJlКО 8, И,, Савченко В. А., I)ревич С. М. Коррозионная
стойкость сварных соединений биметалла титан сталь. ......... Автоматическая сварка,
1973; Н9 12, с. 66.......67.
171. Харченко r. К., Иrнатенко А. И. Прочность соединений с тонкой мяrкой
прослойкой. Автоматическая сварка, ,1968, Н9 5, с. 31........33..
172. Химическая неоднородность зоны сплавления соединений среДнелеrиро..
ванных сталей с аустенитным металлом шва/А. М. Макара, А. Т. Дибец, В. r. rop..
донный и др. ----- Автоматическая сварка, 1976, Н2 4, с. 1 4.
173. Хренов 1(. К., Чудаков В. А. Получение сварных соединений при Mar..
нитно импульсной сварке цилиндрических деталей. ----- Сварочное производство,
1978, Н2 8, с. 13 41.
174. Фомичев Н. и. Технолоrия сварки трением новых быстрорежущих сталей
с конструкционными. Сварочное производство, 1980, N2 4, с. 2 28.
175. Флюс для наплавки серебра на сталь/С. Н. Б ережницкий , А. Ф. Батак"
шев, Н. Т. Лосицкий И др. Автоматическая сварка, 1971, Н2 1, с. 73 74.
176. Чаплыrин В. и., Циля вин П. Н., Починский В. М. Технолоrия диф
фузионной сварки в жидкой среде титана и ero сплавов с нержавеющей сталью
ХI8Н9Т. Сварочное ПРОИЗВОДСТВО t 1975, Н2 1, с. 15 16.
177. ЧерНОQ П. В., УТJ1ИllСКИЦ r. r., Щестопцлов Н. И. Особенности сварки
237
трением меди и ее сплавов со сталями. в КН.: Вопросы механизации и автома-
тизации сварочноrо производства. Тула: ТПИ, 1977, с. 79 85.
178. Шовная сварка тройноrо пакета АМr6 АД1 АМr6/ А. А. Чакалов,
М. д. Сереrин, r. П. Царьков и др. Сварочное производство, 1980, N2 2, с. 18
20.
179. Шоршоров М. х., Каракозов э. с. Расчеты pe:lKIIMOB сварки давлением.
л.: ЛДНТП, 1969, 22 с.
180. Шоршоров М. х., Красулин ю. л. О природе фIIзико химических явле
ний в сварных и паяных соединеНIIЯХ. Сварочное производство, 1967, N2 12,
с. 1 4.
181. Шутов Б. А., Ерохин А. А. Об оптимальном составе металла шва при
сварке плавлеНИЕМ меди с низкоуr леродистой сталыо. Автоматическая сварка,
197 О, N2 11, с. 17 19.
182. Шутов Б. А., Ерохин А. А. Управление составом шва при электронно
л учевой сварке разнородных металлов. Сварочное пронзводство, 1971, N2 10,
с. 10 12.
183. Щетанов д. п. Сварка ниобиевоrо сплава ВН2 с бронзой БрХО, 8.
Сварочное производство, 1970, N2 8, с. 42.
184. Щетанов д. п. Сварка сплавов ниобия B I 1 и ВН2 со сплавами ВТ 1
и ОТ4. Сварочное производство, 1971, N2 7, с. 1e 19.
185. Электронно..лучепая сварка б онзы БрХО, 8 со сталями ЭП288 и ЭП452/
А. В. Башкатсв, В. 1\1. Плетенев, Ф. В. Самороковский и др. в кн.: 5 я Bceco
Iозная конференция по электронно лучевоЙ сварке. Киев: Наукова думка, 1975,
с. 180 182.
186. Электронно"лучевая сварка литой стали 35xrCA с деформированной сталыо
зохrСА/В. В. Докашев, r. .! . Власов, М. С. Барышев и др. Сварочное произ
водство, 1978, N2 12, с. 40 41.
187. Электранно"лучевая сварка ниобия с молибденом/С. Jvl. rуревич, Б. А. 3a
дерий, r. К. Харченко и др. Автоматическая сварка, 1973, N2 8, с. 65 68.
188. Электронно"лучевая сварка титановоrо сплава OT4 1 со сталью BHC 2/
В. Р. Петренко, Ф. Н. Рыжков, А. В. Башкатов и др. Сварочное производ
ство, 1974, N2 10. с. 19 20.
189. Электронно..лучевая сварка теХIIическоrо железа с бронзой/А. В. Башка
тсв, Ф. Н., Рыжков, В. Р. Петренко и др. Сварочное ПрОlIЗВОДСТВО, 1977, N2 8,
с. 11 12.
190. Электрошлаковая сварка и наплавка/Под ред. Б. Е. Патона. М.: Машино
строение, 1980. 511 с.
191. Bradstreet В. 1. ТЬе metalJurgy аУ joining dissimiIar rre als. Canadian
welder and fabricator, 1968, v. 53, N. 6, р. 14 16, 18, 23.
192. Bradstreet В. Effect of surface tension and metal flo\v оп weld blad forma
Ноп. VJelding Journal, 1968, 47, N. 7, р. 314......:....322.
193. Jefferson Т. В. Weldil1g aluminium to steel. Welding Design and Fabri
cation, 1977, 50, N. 5, р. 80 82.
194. Liptak 1. А., Baysinger Р. R. \Velding dissimilar aluminium alloys.
Welding Journal, 1968, 47, N. 4, р. 173 180. .
195. Lison R. Zur Problematik der Schweissyerbindungen zwischen interschied-
1 ichen \" erkstoffen unter besonderer Beriicksichtigung des Schmelzschweissens.
Schweissen + Schneiden, 1976, N. 3, S. 89 92.
196. Metzeg G., Lison R. Electron Веат Welding of Dissimi1ar Metals. Wel
ding Journal, 1976, v. 55, N. 8, р. 230 240.
197. Shin Shigeo, Some Fundamental problems in \velding of dissimi1ar metals.
Journal Japan \\'elding society, 1976, 45, N. 6, р. 437 448.
198. Tylecote R. F. The Solid Phase bonding of gold to Metalls. Gold Bulletin,
1978, v. 11 , N. 3, р. 7 4 80.
оrЛАВЛЕНИЕ
Введение . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
r лава 1. Особенности формиро.вания сварных соединений разнородных
металлов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Сва риваемость разнородных металлов ...........
fраница контакта и типы связей между разнородными метал
л ами . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Распространение теплоты при разнородном сочетании металлов
Диффузионные процессы на rранице контакта . . . . . . . .
Процессы смачивания (растекания) и растворения на поверхно
стях раздела . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Структурная, химическая и механическая неоднородности CBap
ных соединений разнородных металлов . .
r лава / /. Способы сварки разнородных металлов . . . .
Существующие способы и оборудование для соединения разно
родных металлов . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Методы исследования состава, структуры и друrих свойств свар-
ных соединений разнородных металлов ..........
Методы определения механических свойств разнородных CBap
ных соединений и склонности их к хрупкому' разрушению.
Особенности технолоrии сварки разнородных металлов. .
[лава / / /. Сварка сплавов оДНой основы ..............
Сварка сталей различных классов, а также стали с чуrуном .
Сварка алюминия, титана и их сплавов . . . .
Сварка медных и маrниевых сплавов.
[лава /v. Сварка сплавов разных основ . . . .
Сва р ка сталей с медью и ее сплавами.
Сварка титана и ero сплавов с друrими металлами
\ Сварка туrоплавких металлов с друrими металлами. .
Сварка серебра и золота с друrими металлами. . . . .
[лава v. Применение конструкций из разнородных металлов в промышлен
ноети .........................
Получение трубчатых переходников из металлов различных со..
четаний ..........................
Влияние температуры и длительности ЭКСП..тIуатации сварных
изделий на их свойства . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
Защита от коррозии сварных соединений из разнородных метал..
л ОБ ............................
Применение конструкций из разнородных металлов. . . . .
Контроль качества сварных - соединений разнородных металлов
и сплавов . . . . . . . .
Список литературы . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .
3
4
5
15
24
31
45
66
72
72
84
90
97
107
, 107
124
134
137
137
148
168
190
199
199
208
215
220
rC)"'
. )
..Л)
ИВ 1'4'2 3328
Владимир Рафаилович РЯБОВ, Даниил Маркович РАБКИН,
Руслан Серrеевич КУРОЧI(О, Людмила rриrорьевна СТРИЖЕВСКАЯ
СВАРКА РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ И СПЛАВОВ
Редактор Т. Е. Ч е реш н е в а
Художественный редактор Ю.. r. в о р о н чих и н
Технический редактор Т. и. А н д р е е в а
Корректор л. л. r е о р r и е в с к а я
Переплет художника В. п. rриrорьева
Сдано в набор 10.08.83. Подписано в печать 30.11.83. T 22905
Формат 60 Х 901/18. Бумаrа тнпоrрафская N2 2. rарнитура литературная.
Печать высокая. У сл. печ. п. 15,0. У сл. кр-отт. 15,313. Уч.-изд. л. 19,45.
Тираж 17000 экз. Заказ 194. Цена 1 р. 20 к.
Ордена Трудовоrо KpaCHoro Знамени издательство «Машиностроение:.;
107076, Москва, Стромынский пер., 4.
Ленинrрадская типоrрафия N2 6 ордена Трудовоrо KpacHoro
Знамени Ленинrрадскоrо объединения «Техническая книrа:.
им. Евrении Соколовой Союзполиrрафпрома при rосударственном
комитете СССР по делам издательств, полиrрафии
в книжной торrовли.
193144, r. Ленинrрад, ул. Моисеенко. 10.