Диффузная сврка материалов - Казаков Н.Ф.

Author: Казаков Н.Ф.

Tags: технология обработки без снятия стружки в целом: процессы, инструмент, оборудование и приспособления механика деформируемых тел упругость деформация сварка издательство машиностроение техническая литература диффузия диффузная сварка

Year: 1976

Similar

Сопротивление материалов

Фрактальная механика материалов

Сопротивление материалов

Справочник по сопротивлению материалов

Text

Н.Ф. КАЗАКОВ
Диффузионная
СВАРКА
МАТЕРИАЛОВ
Диффузионная
I
Издание второе,
переработанное
и дополненное
Д-р техн, наук
Н. Ф. КАЗАНОВ
СВАРКА
МАТЕРИАЛОВ
МОСКВА «МАШИНОСТРОЕНИЕ» 1976
6П4.3
KI 4
УДК 621.791.4:539.378.3
Рецензент д-р техн, наук М. В. Поплавко-Михайлов
Казаков Н. Ф.
К14 Диффузионная сварка материалов. Изд. 2-е,
перераб. и доп. М., «Машиностроение», 1976 г.
312 с. + приложение 1—48 с.
В книге изложены основы теории и технологии диффузионной
сварки материалов — способа, предложенного автором, показаны
преимущества этого способа, соединений, рассмотрено применяемое
оборудование. По сравнению с первым изданием (1968 г.) в книге
более подробно рассмотрена технология процесса диффузионной сварки
металлов, сплавов и неметаллических материалов, показан накоплен-
ный опыт внедрения на отечественных предприятиях и намечены
перспективы дальнейшего развития этого прогрессивного способа
сварки.
Книга рассчитана на инженеров-конструкторов, технологов, зани-
мающихся соединением (сваркой, пайкой) металлических и неметал-
лических материалов.
л 31208-621
038(01)-76 °82'75 6П4,3
© Издательство «Машиностроение» 1976 г.
Предисловие
Развитие современной науки и техники требует для
создания различных конструкций применения металлов, сплавов
и неметаллов, обладающих высокими механическими свойствами
при различных температурах и нагрузках; коррозионной и эро-
зионной стойкостью в различных средах; физическими свойствами,
не изменяющимися при воздействии на них электромагнитных
и электрических полей, радиоактивных лучей и т. п. К таким
материалам относятся некоторые высокоуглеродпстые (конструк-
ционные и теплоустойчивые) стали и чугуны; коррозионно-стой-
кие стали; жаропрочные сплавы; цветные металлы (медь, алюми-
ний, магний); сверхтвердые сплавы; тугоплавкие и активные
металлы и их сплавы, металлокерамические материалы (кера-
мика, кварц, стекло, графит, ситаллы, керметы, сапфир и др.).
Многие из этих материалов дорогостоящие, мало пластичны, не-
растворимы друг в друге, имеют высокую температуру плавле-
ния. Соединение этих материалов в большинстве случаев связано
с определенными трудностями.
Широко применяемые способы сварки плавлением и контакт-
ной сварки не могут преодолеть барьер несовместимости, при-
сущий миру металлов, сплавов и неметаллических материалов,
и получить высококачественное соединение многих из них. Преодо-
леть этот барьер помог открытый, исследованный и разработанный
в СССР для промышленного применения автором настоящей
работы способ диффузионного соединения материалов в вакууме
и газовых средах.
Предложенное автором ранее определение диффузионной
сварки: «Получение данного вида монолитного соединения объяс-
няется возникновением металлических связей в результате ло-
кальной пластической деформации при повышенной температуре,
максимального сближения поверхностей и взаимной диффузии
в поверхностных слоях контактирующих материалов» краткой точ-
но описывало принципиальные особенности процесса соединения.
Однако в последнее время диффузионная сварка нашла широ-
кое применение при соединении как металлических, так и неме-
5
таллических материалов и металлов с неметаллами; в зоне соеди-
нения могут появляться не только металлические, но и другие
атомарные связи. Поэтому IV комиссией Международного инсти-
тута сварки (МИС) в Дюссельдорфе (ФРГ) в 1973 г. принято опре-
деление диффузионной сварки в более уточненной и строгой
редакции: «Диффузионная сварка в твердом состоянии — способ
получения монолитного соединения, образовавшегося вследствие
возникновения связей на атомном уровне, появившихся в резуль-
тате максимального сближения контактных поверхностей за счет
локальной пластической деформации при повышенной темпера-
туре, обеспечивающей взаимную диффузию в поверхностных
слоях соединяемых материалов» [36].
Диффузионная сварка — это процесс, при котором детали,
находясь в тесном контакте при контролируемом давлении,
нагреваются до заданной температуры в течение определенного
периода времени. Эти заданные условия позволяют посредством
местной пластической деформации, создающей максимальное сбли-
жение поверхностей, и массопереноса (диффузии) атомов между
двумя соединяемыми частями детали обеспечить равнопрочность
основного материала.
Диффузионная сварка обладает целым рядом достоинств: она
не требует дорогостоящих припоев, электродов, флюсов, защит-
ных газов, более того, отпадает необходимость в последующей
механической обработке, так как нет окалины, шлака и грата, что
исключает потерю ценного металла; масса конструкции не уве-
личивается, что неизбежно при других видах сварки, пайке и
склеивании; детали не коробятся, свойства металла в зоне соеди-
нения не изменяются, поскольку нагрев локален; сварка проис-
ходит при невысоких температурах и давлениях; отпадает необ-
ходимость в термообработке; повышается качество изделий и уве-
личивается срок их службы [34].
Применение вакуума при диффузионной сварке позволяет
получить соединение с минимальным содержанием вредных при-
месей, даже при сварке высокоактивных металлов. Вакуум обла-
дает такими преимуществами, как простота получения и контроля;
отсутствие транспортных и складских расходов делает примене-
ние его экономически более выгодным, чем инертных газов.
Соединения, полученные указанным способом, по прочности,
пластичности, плотности, термической и коррозионной стойкости
полностью отвечают требованиям, предъявляемым к любым от-
ветственным конструкциям.
При диффузионной сварке в вакууме не происходит выделение
лучистой энергии, газов, мелкодисперсной пыли, что имеет место
при сварке плавлением. Это весьма важно для охраны здоровья
человека.
Диффузионная сварка по своей природе — высокопроизводи-
тельный групповой метод обработки изделий, легко поддающийся
автоматизации. Он позволяет соединять за один прием сотни и
6
тысячи деталей, полученных штамповкой, прокаткой или прессо-
ванием в сложные узлы и конструкции при высоком коэффициенте
использования материалов. Это позволило с помощью диффу-
зионной сварки вести окончательный процесс — сварки и
сборки.
Следовательно, процесс диффузионной сварки — высокопро-
изводительный, не требующий значительных давлений, позволя-
ющий получать прецизионные соединения, равнопрочные основ-
ному материалу.
Проблемной научно-исследовательской лабораторией диффу-
зионной сварки в вакууме, как головной организацией, и дру-
гими многочисленными организациями и предприятиями прове-
дены важные теоретические и экспериментальные исследования,
разработаны новые типы сварочных диффузионных вакуумных
установок с использованием различных источников нагрева и
систем сжимающего давления, позволившие значительно расши-
рить область применения диффузионного соединения.
С помощью диффузионной сварки в вакууме получены высоко-
качественные соединения керамики с коваром, медью, титаном,
жаропрочных и тугоплавких металлов и сплавов, электроваку-
умных стекол, оптической керамики, сапфира, графита с метал-
лами,пористых, волокнистых и порошковых материалов и др. [34].
Способ диффузионного соединения материалов нашел про-
мышленное применение на 700 предприятиях. В промышленности
и опытном производстве работает около 700 установок для соеди-
нения более 560 пар разнородных материалов. При этом за послед-
ние годы экономический эффект составил несколько десятков
миллионов рублей. Эта экономия по мере ввода в эксплуатацию
новых установок будет непрерывно возрастать. Работы в нашей
стране в этой области послужили толчком к распространению диф-
фузионной сварки и за рубежом [36].
За время, прошедшее с первого издания книги, в Советском
Союзе и за рубежом выполнено и опубликовано по диффузионной
сварке в вакууме большое количество работ теоретического и при-
кладного характера. Значительно возрос объем промышленного
внедрения ее результатов.
Поэтому возникла необходимость издания новой книги, в ко-
торой были бы обобщены и изложены последние достижения в об-
ласти диффузионной сварки металлов, сплавов и неметаллических
материалов.
В предложенном издании книга заново переработана, расши-
рена и пополнена новейшими данными, содержит значительный
объем информации для конструкторов, технологов, специалистов-
сварщиков по производству машин, аппаратов, приборов.
Как и всякий другой труд, эта книга, разумеется не свободна
°т недостатков. Автор заранее признателен всем организациям
и лицам, которые своими замечаниями и предложениями помогут
эти недостатки в будущем устранить.
7
1
Особенности
диффузионной сварки
Существующие способы сварки условно делятся на две
основные группы: сварку плавлением и сварку давлением (без
оплавления).
При сварке плавлением кромки соединяемых деталей расплав-
ляются и зазор между ними заполняется расплавленным металлом;
образование неразъемного соединения происходит в результате
охлаждения и совместной кристаллизации металла свариваемых
деталей и присадочного металла (в тех случаях, когда его до-
бавляют).
К сваркё плавлением примыкает пайка, отличающаяся тем,
что расплавляется лишь присадочный металл (припой), а основ-
ной свариваемый металл остается нерасплавленным.
Сварка давлением происходит при температурах ниже точки
плавления свариваемых металлов (без использования припоев)
с приложением давления, достаточного для создания необходимой
пластической деформации соединяемых частей (ГОСТ 2601—74);
неразъемное соединение образуется вследствие возникновения сил
связи между атомами свариваемых поверхностей в результате
сближения последних до расстояния действия межатомных сил
связи. Для объединения твердого вещества в одно целое прихо-
дится затрачивать значительные количества энергии и применять
сложные технические приемы для сближения соединяемых ато-
мов [14, 18, 36, 61, 72, 73].
Некоторые пластичные металлы свариваются давлением при
комнатной и даже более низких температурах. Другие металлы
при комнатной температуре даже при значительном сжатии не
соединяются. Этому мешают их твердость и шероховатость по-
верхности. У наиболее важных для техники металлов, сплавов
и. особенно неметаллических материалов твердость и шерохова-
тость настолько велики, что соприкосновение происходит лишь
в отдельных точках, как бы тщательно поверхности не были об-
работаны и пригнаны. Кроме этого, на поверхности имеются слои
адсорбированных газов, воды, окислов, жировые пленки и др.
Для успешной сварки давлением в последнем случае металлы
8
Рис. 1. Принципиальная схема установки
для диффузионной сварки
и сплавы должны быть подвер-
гнуты искусственному повышению
пластичности путем нагрева соеди-
няемых поверхностей до сравни-
тельно высоких температур, не пре-
вышающих однако температуры
плавления [18, 34, 49, 58, 68, 821.
Диффузионная сварка — раз-
новидность сварки давлением —
происходит за счет взаимной диффузии атомов контактирующих
частей при относительно длительном воздействии повышенной
температуры и незначительной пластической деформации (ГОСТ
2601—74); сварное соединение образуется в результате диффузии
атомов соединяемых частей через поверхность стыка как в твер-
дом, так иногда и в жидком состоянии (при применении расплав-
ляющегося промежуточного слоя). Соединяемые поверхности
с помощью приложения сжимающего давления сближаются на
расстояния действия межатомных сил. Если процесс соединения
протекает при наличии жидкой фазы, то потребность в давлении
отпадает, поскольку происходит предварительное смачивание
соединяемых поверхностей жидкой пленкой [42].
Сварку проводят в специальных сварочных установках. Уста-
новки для диффузионной сварки не сложны по своей конструкции
(рис. 1). Две части детали помещают в вакуумную камеру 1;
в процессе сварки камера охлаждается проточной водой 2; для
защиты деталей от интенсивного окисления в процессе разогрева
и сварки стыкующихся поверхностей в рабочей камере обеспечи-
вается разрежение 3; источником нагрева свариваемых деталей
служит индуктор высокочастотного генератора 4; сжимающее
усилие передается от гидросистемы 5. После сварки детали охла-
ждаются в вакуумной камере до соответствующей температуры
[34, 37, 39, 84].
При данном способе образование соединения обусловлено
действием трех основных параметров, за которыми необходим
тщательный контроль. Это — температура, давление и время
издержки ](сваРки) Г1РИ заДаннь1Х температуре и давлении [34,
Температура соединения для однородных материалов, как
правило, должна составлять 0,5—0,7 температуры плавления
металлов или сплавов, при сварке разнородных металлов — ме-
талла с более низкой температурой плавления.
Повышение температуры необходимо для ускорения взаимной
Диффузии атомов материалов через поверхность стыка; для обес-
9
печения некоторого размягчения металла, которое способствует
поверхностной деформации — смятию неровностей, в результате
чего соединяемые поверхности более плотно контактируют друг
с другом и ускоряется процесс диффузии.
Давление служит одной главной цели: обеспечить плотный
контакт поверхностей, подлежащих соединению. Величина при-
лагаемого давления должна быть достаточной, чтобы в результате
деформации поверхностей соединяемых деталей все пустоты в об-
ласти стыка заполнились свариваемыми материалами. Если давле-
ние недостаточно, мелкие пустоты сохраняются, значительно сни-
жая качество соединения. Вспомогательная функция давления
заключается в разрушении поверхностных окислов, обеспечивая
необходимую чистоту соединяемых поверхностей.
Время протекания процесса сварки при заданных температуре
и давлении в большинстве случаев должно быть минимальным,
что обосновано как физико-механическими, так и экономическими
соображениями. Для диффузионной сварки необходимо лишь
время для обеспечения плотного контакта и диффузии. Слишком
значительная диффузия может привести к образованию пустот
в шве (в зоне соединения), в ряде случаев к образованию хрупких
интерметаллических фаз (при соединении разнородных металлов
и сплавов). Для получения наиболее прочного соединения доста-
точно лишь установление плотного контакта между соединяемыми
поверхностями и минимальная диффузия атомов через поверхность
соединения.
Диффузионная сварка наилучшим образом протекает при
вакууме не ниже 10‘ 2 мм рт. ст. или при бескислородной атмосфере
инертного газа. С этой целью используют сухой аргон либо гелий
(точка росы ниже —57° С). Иногда для восстановления приме-
няют газовую водородную среду для предотвращения окисления
и других загрязнений соединяемых поверхностей.
Так как для успешного соединения необходим хороший по-
верхностный контакт соединяемых деталей, сопрягаемые поверх-
ности должны быть достаточно гладкими и плотно прилегать друг
к другу.
Мягкие металлы, которые свободно деформируются при легко
достижимых давлениях, не требуют особой подготовки соединяе-
мых поверхностей перед сваркой. Это — алюминий, медь, магний,
олово и золото. Твердые материалы, такие как твердые сплавы,
тугоплавкие металлы, жаропрочные сплавы, инструментальные
стали и неметаллические материалы требуют особого внимания
к обработке соединяемых поверхностей. В этом случае поверх-
ность должна быть обработана по шестому классу шероховатости
нежелательно использовать промежуточные слои относительно
пластичных материалов, легко поддающихся деформации.
Диффузионная сварка — процесс соединения однородных и
разнородных металлов, сплавов и неметаллических материалов,
осуществляемый путем диффузии атомов через поверхность стыка,
10
возникающий в результате действия давления и нагрева в течение
заданного промежутка времени. Соединяемые поверхности должны
быть исключительно ровными и чистыми. Отличие диффузионной
сварки от сварки плавлением заключается в том, что при диффу-
зионной сварке поверхности соединяемых материалов не оплав-
ляются, так как температура сварки ниже температуры плавле-
ния основного металла. В отличие от пайки, расплавляемые про-
межуточные слои в процессе диффузии полностью рассасываются
в основных соединяемых материалах.
В настоящее время для описания процесса диффузионной
сварки иногда используют терминологию других процессов.
Все это вносит путаницу в определение и описание сущности и
механизма диффузионной сварки. ГОСТ 2601—74 и 19521—74
установлены четкие термины, определяющие сущность и понятие
диффузионной сварки в вакууме. Кроме того, Международный
институт сварки (МИС) принял определение диффузионной
сварки, предложенное автором данной книги и приведенное в пре-
дисловии [36].
Учитывая природу соединения, в которой главную роль играет
диффузия, термины «диффузионное соединение» или «диффузион-
ная сварка» лучше всего отражают сущность процесса.
Образование соединения (сцепление соединяемых поверхностей
без расплавления соединяемых материалов) без заметной диф-
фузии поверхностных атомов происходит в результате возникно-
вения только металлических связей между соединяемыми (кон-
тактирующими) поверхностями металлов. Иногда в месте стыка
поверхностные атомы взаимодействуют таким образом, что вос-
создают псевдокристаллическую решетку металла в межстыковой
поверхности [83].
Практическое осуществление сцепления соединяемых поверх-
ностей без заметной диффузии с образованием прочного соедине-
ния связано с большими затруднениями, поскольку для обеспе-
чения сцепления за счет сил межатомного притяжения необхо-
димы поверхности, свободные от каких бы то ни было адсорбиро-
ванных и окисных пленок и общего загрязнения, и сблизить их
требуется на расстояние атомарного взаимодействия. Для образо-
вания соединения в этом случае нужно прилагать давление,
вызывающее значительную пластическую деформацию поверх-
ности стыка с последующим увеличением контакта соединяемых
поверхностей.
Диффузионная сварка обладает рядом важных преимуществ
по сравнению с известными способами сварки и пайки, среди кото-
рых можно выделить следующие.
1. Одно из наиболее важных преимуществ диффузионной
сварки — высокое качество получаемых сварных соединений,
при этом металлическое соединение сохраняет основные свойства,
присущие монолитным металлам и сплавам. При правильно вы-
бранном режиме — температуре, давлении и времени сварки ме-
11
талл стыка и прилегающих к нему зон обладает высокой проч-
ностью и пластичностью.
При сварке в вакууме поверхность деталей не только предо-
храняется от дальнейшего загрязнения, например, окисления,
но и очищается в результате процессов десорбции, возгонки или
растворения окислов и диффузии их в глубь материала. В резуль-
тате в стыке отсутствуют непровары, поры, окисные включения
и другие дефекты. В зонах термического влияния также отсут-
ствуют дефекты, присущие сварке плавлением и пайке: трещины
холодные и горячие, поры, коробление и т. п.
Новый способ соединения не требует дорогостоящих припоев
(золота, платины, серебра и т. п.), специальной проволоки и
электродов, флюсов, защитных газов (аргона, гелия, водорода
и т. п.).
2. В партии деталей, выполняемых с помощью диффузионной
сварки, обычно наблюдается постоянство качества соединений по
таким показателям, как временное сопротивление разрыву, угол
изгиба, ударная вязкость, вакуумная плотность и т. п. Колебания
этих величин не превышают2—5%. Это объясняется постоянством
основных'параметров процесса (температуры, давления и времени
сварки) и вспомогательных (степени разрежения и подготовки
поверхности), а также тем, что свойства сварного соединения
практически не зависят от таких внешних факторов, как колеба-
ния напряжения в питающей электросети, качество вспомогатель-
ных материалов, квалификация и степень утомляемости сварщика
и т. п., которые имеют существенное значение при других видах
сварки.
Поскольку соединение происходит в твердом состоянии, то
автоматически исключаются основные дефекты, присущие сварке
плавлением и пайке. Применение вакуума не только защищает
металл от окисления при нагреве, но и способствует очистке по-
верхностей от окисных и адсорбированных пленок, различных
загрязнений, позволяет получить соединение с минимальным со-
держанием вредных примесей даже при сварке высокоактивных
металлов.
Высокая стабильность механических показателей сварного
соединения вполне обоснованно позволяет применять выборочный
контроль изделий путем, например, тщательной проверки по всем
параметрам нескольких деталей, отобранных из партии. Это весьма
важно в современных условиях производства, когда в ряде слу-
чаев практически отсутствуют Простые, дешевые и надежные
способы неразрушающего контроля сварных соединений, при-
годные для использования в сварочных и сборочных цехах.
3. Накопленный большой производственный опыт показал,
что применение диффузионной сварки позволило создавать проч-
ные Соединения не только одноименных, но также и разноименных
металлов, сплавов, в том числе й таких, теплофизические харак-
теристики которых резко различны. Это, по-видимому, единствен-
12
ный надежный способ соединения материалов малопластичных,
тугоплавких, нерастворимых друг в друге или образующих между
собой при сварке плавлением хрупкие интерметаллические соеди-
нения. С помощью диффузионной сварки получены и освоены
в промышленном производстве соединения таких пар металлов
и сплавов, выполнить которые другими видами сварки или вовсе
не было возможности, или удавалось с большим трудом (например,
титан с коррозионно-стойкой сталью, титан с алюминием, медь
со сталью, сталь с чугуном, медь с молибденом, вольфрам с нио-
бием, алюминий со сталью и т. п.).
Исключительное достоинство диффузионной сварки — полу-
чение качественных соединений металлов, сплавов, неметалличе-
ских материалов, обладающих высокими механическими и спе-
циальными свойствами, а также изделий сложной конфигурации
из разнородных материалов (жаропрочных, высоколегированных,
тугоплавких и активных металлов, сверхтвердых и твердых спла-
вов и неметаллических материалов: керамики, кварца, стекла,
графита, ситалла, сапфира и др.) [34, 36, 38, 45, 58, 66, 84].
4. Поскольку диффузионная сварка происходит при темпе-
ратуре 0,5—0,7 температуры плавления в течение весьма малого
промежутка времени (1—5 мин), расход энергии и мощность по-
требления на сварку в 4—6 раз меньше, чем, например, при кон-
тактной сварке. Диффузионная сварка — высокопроизводитель-
ный групповой метод обработки изделий, позволяющий прово-
дить окончательный процесс сборки, легко поддающийся авто-
матизации.
5. Диффузионную сварку от других видов сварки отличает
гигиеничность; отсутствие ультрафиолетового излучения, вредных
газовых выделений, горячих брызг металла, мелкодисперсной
пыли, что весьма важно для охраны здоровья работающих. Это
позволило устанавливать машины для диффузионной сварки в ли-
ниях механической обработки и сборки деталей и узлов, исключив
внутризаводские транспортировки из механообрабатывающих це-
хов в сварочные й обратно.
6. Основные параметры диффузионной сварки — температура,
давление, вакуум и время сварки — легко программируются.
Как правило, все оборудование для диффузионной сварки пред-
ставляет собой либо полуавтоматы с минимальным использова-
нием ручного труда, либо автоматы, работа которых протекает
практически без участия человека.
Высокая степень механизации и автоматизации установок для
диффузионной сварки, а также гигиеничность процесса суще-
ственно улучшают условия труда по сравнению с другими, тра-
диционными видами сварки.
Весьма важная особенность способа — возможность соедине-
ния деталей вне зависимости от размера, сечения свариваемых
Деталей и формы поверхностей (стержни и трубы встык, детали
С плоской поверхностью встык или внахлестку, соединения угло-
13
вне, прорезные, с отбортовкой кромок, на конус, по сфере, эволь-
венте и т. п.), влияющие лишь на выбор конструкции нагревателя
и прижимных устройств для передачи давления.
С целью повышения коэффициента использования рабочего
объема камеры периодического действия разработаны установки
для сварки изделий — многокамерные (роторного типа), непре-
рывного действия с шлюзованием изделий, со специальными за-
грузочными бункерами. Разрабатывают установки с программ-
ным устройством, камерами, установленными непосредственно на
изделий, и др. Именно в таких устройствах (камерах) сваривали
детали массой до 75 т, длиной до 50 м и диаметром 58,8 мм при
подаче заготовок к месту сварки с помощью воздушных подушек.
Таким же образом сваривают корпуса морских судов, обшивку
самолетов, магистральные трубопроводы, изготовляют такие слож-
ные и точные конструкции, как аппараты, плакированные сере-
бром, для химической промышленности (высота 3 м и диаметр
1,8 м), металлокерамические гермовводы, узлы из феррита и ме-
таллокерамики, высокостойкие штампы, упругие элементы дат-
чиков, вольфрамовые сопла летательных аппаратов, многослой-
ные панели, модули пневмоники, колеса турбин радиального
типа, лопатки турбин двигателей, пористые трубы для химиче-
ской и газовой промышленности, клапаны, гильзы цилиндров
двигателей, ювелирные изделия и т. п.
Этот же способ позволяет успешно сваривать фольгу из ни-
келя толщиной 3 мкм с массивной деталью, алюминиевую фольгу
толщиной 8 мкм с решеткой из меди, т. е. толщины соединяемых
материалов могут находиться в широких пределах от микроме-
тров (фольги) до нескольких метров [36].
Невысокие температуры и давления не изменяют свойства
соединяемых металлов, что особенно важно для практики. Полу-
ченные соединения по прочности, пластичности, плотности, кор-
розионной стойкости отвечают требованиям, предъявляемым к раз-
нородным ответственным конструкциям. Диффузионная сварка
позволила в 10—12 раз повысить срок службы, качество и на-
дежность ряда изделий, разработать принципиально новые кон-
струкции машин, приборов, упростить технологию и заменить
дефицитные и дорогостоящие материалы. Отпала также необ-
ходимость в термообработке для снятия напряжений, так как
охлаждение происходит медленно, в последующей механической
обработке и потере ценного металла. Вес конструкции не увели-
чивается.
Научно-исследовательские работы по диффузионному соеди-
нению нашли применение при решении глобальных проблем со-
ветской науки. Так, академик Г. Н. Флеров считает, что открытие
106 элемента периодической системы Менделеева было осуще-
ствлено при участии Проблемной лаборатории диффузионной
сварки в вакууме, обеспечивающей надежное соединение рабочего
вещества с электродом источника, работающим в плазменном
14
разряде. Важная работа выполнена также по просьбе академика
А. М. Прохорова для мощных газовых лазеров.
Эти и другие преимущества данного способа сварки выдвигают
его в число перспективных способов соединения металлических
и неметаллических материалов. Однако, как и всем существу-
ющим способам соединения, диффузионной сварке свойственны
недостатки: дополнительные, но неизбежные затраты времени на
операцию откачки—вакуумирования, рабочего объема камеры,
необходимость в хорошей подгонке и тщательной очистке соеди-
няемых поверхностей.
Естественно, что успешное развитие и внедрение диффузион-
ной сварки в производство находится в прямой зависимости от
масштабов выпуска и качества разрабатываемого оборудования.
За последнее время проведены важнейшие научно-исследова-
тельские и опытные работы, позволяющие значительно расширить
применение диффузионной сварки практически во всех отраслях
промышленности. Наряду с диффузионной сваркой возникло и
начало развиваться новое научное направление — диффузионная
металлургия. Разработан способ термовакуумной обработки, по-
зволяющий увеличить надежность машин, механизмов и инстру-
мента. Дальнейшая работа привела к созданию сложных компо-
зиций, сочетающих в себе разнообразные свойства составляющих
их металлов, сплавов и неметаллов [34, 36, 76].
Таким образом, за сравнительно короткий срок диффузионная
сварка нашла широкое применение; интерес к этому весьма про-
грессивному и экономичному способу сварки, а также диффузи-
онной металлургии и методу улучшения свойств металлов и спла-
вов путем их термовакуумной обработки постоянно возрастает.
Теоретические основы
диффузионной сварки
При всем многообразии способов сварки металлов,
используемых в современной технике, все большее распростране-
ние в самых различных областях промышленности получает сварка
давлением. Сваркой давлением называют сварку, осуществляе-
мую при температурах ниже точки плавления свариваемых ме-
таллов без использования припоя и с приложением давления,
достаточного для создания необходимой пластической деформации
соединяемых частей (ГОСТ 2601—74).
О природе образования соединения при сварке давлением
существует целый ряд гипотез, которые с различной степенью
достоверности описывают этот процесс и механизм образования
соединения. Например, пленочная гипотеза, авторы которой
(Айбиндер С. Б. и др.) утверждают, что все металлы и сплавы об-
ладают одинаковой способностью к схватыванию при сближении
чистых поверхностей на расстояния, не превышающие радиуса
действия межатомных сил. Наблюдающиеся на опыте различия
в способности свариваться для различных металлов они объяс-
няют появлением поверхностных пленок
Окисные пленки, препятствующие соединению металлов и
сплавов, бывают твердые, хрупкие, вязкие и пластичные. При
холодной пластической деформации соединяемых металлов твер-
дые, хрупкие окисные пленки разрушаются, обнажая чистые слои
металла, которые, сближаясь между собой на расстояния дей-
ствия межатомных сил, прочно соединяются. Если же поверх-
ностные пленки пластичны (хотя бы у одного из металлов), то
при деформации они растекаются вместе со слоями металла,
и соединения может не произойти. Однако при определенных
схемах деформации роль пленок становится второстепенной.
Рекристаллизационная гипотеза основана на представлении
о рекристаллизации как основном факторе, определяющем обра-
зование соединения в твердом состоянии: согласно этой гипотезе
деформация и сопутствующий ей наклеп металла при одновремен-
ном воздействии относительно высоких температур на границе
раздела слоев, образующихся при совместной пластической де-
16
формации, приводят к перестройке атомов в кристаллических
решетках соединяемых тел и образованию на их границах общих
зерен, одновременно принадлежащих обоим телам и, следова-'
тельно, соединению контактирующих металлов.
Многочисленные исследования свидетельствуют о том, что
сторонники этой гипотезы не располагают достаточно убедитель-
ными данными. Например, возможна сварка металлов при низких
температурах (—150° С); в зоне соединения наблюдается высокая
твердость; скорость деформации не влияет на получение прочного
соединения холодной сваркой; рентгеноструктурным анализом
не обнаружена рекристаллизация в сваренном на холоде алюми-
нии и т. п.
В основе энергетической гипотезы лежит представление о необ-
ходимости определенного для данного металла уровня энергии
атомов или ионов, находящихся в контакте металлов, который
можно назвать энергетическим порогом схватывания. При дости-
жении энергетического порога направленность связей атомов те-
ряет определяющее значение; между поверхностными атомами
образуются металлические связи, и поверхность раздела двух
соприкасающихся объемов исчезает. Для начала схватывания
требуется тем меньшая степень совместной пластической дефор-
мации, чем выше энергия атомов металла. Так, например,
нагрев или упругая деформация, повышающие энергию атомов,
приближают металл к состоянию, необходимому для схватыва-
ния.
Схватывание металлов А. П. Семенов считает бездпффузион-
ным процессом. Однако при высоких температурах в зоне контакта
на «бездиффузионное» схватывание накладывается еще и диффу-
зионный процесс.
Недостаточна обоснованность термина «направленная связь».
Как известно, наклеп, сопровождающийся увеличением энергии
кристаллической решетки, ухудшает способность металла к схва-
тыванию. Энергетическая гипотеза не может объяснить, от каких
физико-химических свойств соединяемых металлов зависит их
сцепление.
Согласно дислокационной гипотезе при совместной пластиче-
ской деформации дислокации выходят на контактные поверхности
металлов, в результате чего происходит разрушение окисных
пленок, образуются ступеньки высотой в одно межатомное рас-
стояние. В первом случае считают, что выход дислокаций на кон-
тактную поверхность металла уменьшает сопротивление пласти-
ческой деформации, способствуя соединению металлов, во вто-
ром — исходят из предположения, что выход дислокаций на по-
верхность увеличивает ее рельефность. Это создает условия для
значительно большей пластической деформации контактных по-
верхностей, чем внутренних объемов металла. Следовательно,
процесс сцепления — это результат пластического течения ме-
талла в контактной зоне [5, 78].
И. ф. Казаков 17
Авторы дислокационной гипотезы считают, что при протека-
нии процесса схватывания возможны также диффузионные про-
цессы. Все же в объяснении механизма схватывания их взгляды
прямо противоположны.
В соответствии с диффузионной гипотезой в основе образова-
ния качественного соединения между контактирующими поверх-
ностями лежат процессы взаимного перемещения атомов в глубь
соединяемых тел. Поверхностные атомы куска металла имеют сво-
бодные, ненасыщенные связи (вакансии), которые захватывают
всякий атом или молекулу, приблизившиеся на расстояние дей-
ствия межатомных сил. Свободный атом имеет избыток энергии
по сравнению с атомами конденсированной системы, и присоеди-
нение свободного атома сопровождается освобождением энергии.
Такое самопроизвольное объединение наблюдается в объемах
однородной жидкости. Несравненно труднее происходит объеди-
нение объема твердого вещества; в этом случае приходится затра-
чивать значительные количества энергии и применять сложные
технические приемы для сближения соединяемых атомов [11, 17,
30, 34, 37, 45, 61, 65J.
Имеется'еще целый ряд более или менее обоснованных гипотез
и предложений, однако перечисленные выше — наиболее рас-
пространенные.
Несмотря на кажущуюся простоту процесса, природа и меха-
низм соединения при сварке давлением (без оплавления) в дей-
ствительности довольно сложные и состоят из комплекса после-
дующих стадий — соприкосновения свариваемых поверхностей,
ликвидации поверхностных окисных и адсорбированных пленок,
возбуждения при деформировании атомов материалов, объемных
процессов, проявляющихся в форме схватывания, диффузионных
процессов, рекристаллизации и т. п. Такая многостадийность
процесса, несомненное перекрытие отдельных его стадий свиде-
тельствуют о его сложности и подчас невозможности рассмотрения
механизма сварки с какой-либо одной точки зрения.
Противоречивость во взглядах на природу и механизм соеди-
нения объясняется и отсутствием достаточного количества экспе-
риментальных данных о влиянии отдельных параметров и условий
на образование соединения при сварке без расплавления. Однако
за последнее время сложились некоторые общие представления
об особенностях соединения сваркой давлением.
Большинство исследователей утверждают, что соединение ме-
таллов сваркой без оплавления обязано возникновению так назы-
ваемых металлических связей, т. е. таких же сил взаимодействия
между атомами (ионами) двух соседних, введенных в контакт тел,
какие всегда имеют место внутри целого куска металла, и опреде-
ляют его монолитность.
Я. И. Френкель рассматривает любой металл как совокупность
положительно заряженных ионов, расположенных в идеальном
случае в узлах кристаллической решетки, и большого числа сво-
18
бодных электронов, находящихся в постоянном взаимодействии
одновременно со многими ионами рассматриваемого объема ме-
талла. Это взаимодействие «облака» коллективизированных элек-
тронов с ионами и определяет цельность металлического тела.
При определенных условиях такие же силы могут возникнуть
и между поверхностями двух соединяемых металлических тел.
При их сближении на расстояние, при котором уже интенсивно
действуют межатомные силы, тела начинают взаимно обмениваться
атомами. Между сближаемыми атомами возникают силы взаимо-
действия, и атомы соединяются так же прочно, как внутри металла.
Следовательно, атомы металла стремятся к соединению с та-
кими же, а также с любыми другими атомами и молекулами. Сра-
стаясь, они могут образовывать любые, сколь угодно большие
комплексы — объемы металла.
При сближении идеально гладких, чистых и параллельных по-
верхностей металлические связи, достаточные для образования
соединения, не уступающие по прочности целому металлу,
могли бы возникнуть между ними самопроизвольно, без затрат
энергии.
Однако идеальных поверхностей не существует, а реальные
металлические поверхности, во-первых, всегда покрыты пленками
окислов и адсорбированных жиров и газов, которые препятствуют
образованию металлических связей, и, во-вторых, никогда не
бывают гладкими.
Поверхность любого, даже тщательно отполированного, твер-
дого тела всегда волниста, шероховата и покрыта множеством
микроскопической величины выступов. При сближении таких
поверхностей их начальное соприкосновение происходит лишь
отдельными точками, расположенными на гребнях волнистостей.
Размеры площадки касания зависят от свойств материалов,
обработки поверхности и ряда других причин и колеблются
в пределах от долей квадратного микрометра до тысячи квадрат-
ных микрометров [23, 34, 36, 50].
Несмотря на то, что количество одновременно контактиру-
ющих микровыступов может быть весьма значительным, сум-
марная фактическая площадь касания сопряженных поверх-
ностей S Рф во много раз меньше номинальной поверхности кон-
такта FH и составляет (1/100 000—1/100) Рн. Понятно, что при
таких размерах суммарной площади фактического контакта,
если на ней даже и возникнут силы взаимодействия между сопря-
женными поверхностями вследствие металлических связей, т. е.
если появятся первые очаги схватывания поверхностей и даже если
локальная прочность этих очагов будет весьма высокой, то все же
прочность такого соединения в целом окажется намного меньшей
по сравнению с прочностью исходного материала деталей.
Следовательно, при образовании единичных очагов (мостиков)
схватывания и даже при относительно большом их числе еще
ельзя говорить о сварном соединении. Итак, понятия схватыва-
0 Рис. 2. Изменение потенциальной энергии в зави-
1 самости от расстояний между атомами
1 ние и сварка нельзя отождествлять из-
\ за их разномасштабное™. Единичное
\ г0________ т схватывание можно рассматривать как
— г начальную стадию сварного соедине-
umin ния, которая должна быть распростране-
на на всю номинальную поверхность или
по крайней мере на ее большую часть.
Для получения соединения двух металлов Л и Б необходимо
сблизить их на расстояние, достаточное для установления устой-
чивой (прочной) связи между атомами этих металлов. При этом
энергия взаимодействия между атомами должна быть минимальна
(однако она не будет равной свободной энергии равновесной
структуры):
F = Е — TS,
где F — свободная энергия; Е — внутренняя энергия системы;
Т — температура; S — энтропия.
Если атомы находятся друг от друга именно на таком расстоя-
нии, то они представляют собой наиболее устойчивую систему,
так как увеличение или уменьшение межатомных расстояний при-
ведет к увеличению энергии межатомного взаимодействия (рис. 2).
Эту схему можно реализовать в исключительных случаях, на-
пример при соприкосновении двух металлических образцов, име-
ющих ювенильные поверхности, в сверхвысоком вакууме.
В различных условиях процесс соединения значительно слож-
нее, поскольку реальная поверхность твердого тела, как бы тща-
тельно она пи была обработана, имеет микронеровности и шерохо-
ватости. При обработке с наивысшей точностью создаются микро-
шероховатости размером 0,3—1 мкм, т. е. (0,3-*-1) 10“4 см. В кон-
тактах двух металлических поверхностей действие межатомных
сил притяжения начинается на расстояниях (1-*-5) 10-8 см. Сле-
довательно, соприкосновение под малым давлением, без заметных
пластических деформаций, приводит к атомному взаимодействию
лишь в отдельных микровыступах. В зазорах устанавливаются
только адгезионные связи между металлом и газовыми или жид-
костными молекулами адсорбционных наслоений, имеющихся на
поверхности металла [34, 83].
Для осуществления развитого схватывания, а в дальнейшем
и сваривания необходимо воздействие либо высокого давления,
при котором металл в некотором объеме вокруг поверхности кон-
такта должен быть доведен до пластических деформаций, либо
нагрева, который приводит к увеличению активности и подвиж-
ности частиц кристаллической решетки при одновременном дей-
ствии некоторого давления.
20
Оба процесса (пластическое деформирование и нагрев) создают
такую общую концентрацию энергии в зоне свариваемого кон-
такта, которая, по определению академика П. А. Ребиндера,
обеспечивает перестройку поверхностных слоев контактирующих
твердых тел, а также более медленные вторичные процессы вза-
имной диффузии, рекристаллизации и другие процессы, проте-
кающие уже самопроизвольно и во всяком случае требующие зна-
чительно меньшей энергии, чем работа деформирования для обра-
зования площадок непосредственного контакта твердых тел.
Если процесс сварки давлением с нагревом осуществлять
в вакууме, то поверхность металла будет не только предохраняться
от дальнейшего загрязнения, например окисления, но и очищаться
в результате процессов десорбции, возгонки или диффузии и
в глубь соединяемых металлов. Указанным способом можно
достичь установления металлической связи по поверхности кон-
такта. Однако в ряде случаев установление связи не обеспечивает
требуемой прочности и качества соединений. Надежность и проч-
ность соединения возрастает, если зона соединения расширяется
и приобретает объемный характер. Зона соединения расширяется
в результате дальнейшего массопереноса — взаимной диффузии
134, 36, 85].
В зависимости от температуры сварки диффузионные процессы
влияют на рекристаллизацию и образование переходной зоны.
При значительном различии физических и химических свойств
свариваемых материалов эта зона может являться зоной пере-
стройки химических связей и состава. В ней может также проис-
ходить постепенное изменение типа и параметров кристалли-
ческих решеток и ряда физических свойств соединяемых материа-
лов (от свойств, присущих одному из соединяемых материалов,
до свойств, присущих другому).
Таким образом, получение монолитного соединения при сварке
давлением без оплавления невозможно без образования связей
на атомарном уровне, возникающих в результате сближения кон-
тактных поверхностей в процессе пластической деформации.
Надежность и прочность соединения возрастают при расширении
зоны соединения в результате взаимной диффузии при нагреве
соединяемых материалов.
Основные закономерности процессов диффузии в материалах.
Процессы диффузии лежат в основе многих превращений, наблю-
дающихся в металлах и сплавах (рост зерна, полиморфное превра-
щение, отдых и рекристаллизация, гомогенизирующая термо-
обработка, дисперсионное твердение, химико-термическая обра-
ботка, спекание металлических порошков, сварка давлением и др.).
Существует два вида диффузии: самодиффузия и гетеродиффузия
(17, 34, 40, 65].
Диффузия — самопроизвольное распределение примесных ато-
мов в решетке матрицы. Основная сила диффузии — это уменьше-
ние химического потенциала р = f (р, Т, с), т. е. диффузия может
. 21
Piic. 3. Распределение энергии атомов
в Кристаллической решетке металла
возникать при наличии градиен-
тов концентрации (Фик),' при
наличии градиентов напряже-
ний (Конобеевский) или при
наличии градиентов температу-
ры— неизотермическая или про-
сто термическая (Фролов) [72]. Самодиффузия — самопроизволь-
ный обмен атомов в решетке под действием тепловых флуктуаций.
Гетеродиффузия—диффузия, идущая через границу раздела
двух фаз. Она усложнена тем, что требует для своего рассмотре-
ния коэффициента распределения компонента между двумя
фазами.
Таким образом, диффузия атомов как в первом, так и во вто-
ром случаях возможна при условии, что диффундирующий атом
будет иметь достаточный запас энергии для миграции в кристал-
лической решетке. При любой температуре средняя энергия коле-
баний атомов в кристаллической решетке металла фиксирована.
Однако энергия колебания отдельных атомов изменяется согласно
законам теории вероятностей. Каждый атом, находясь в состоя-
нии непрерывных тепловых колебаний, сталкивается с соседними
атомами, причем при каждом столкновении атом отражается.
В результате отражения под различными углами атомы приобре-
тают аномально большие скорости, соответствующие предельно
высоким локальным температурам. В кристаллической решетке
металла наблюдаются флуктуации распределения тепловой энер-
гии. У некоторого числа атомов при температуре 7\ наблюдаются
повышенные значения энергии Е2 по сравнению со средней вели-
чиной энергии Ej у большинства атомов. С увеличением темпера-
туры до Т2 средняя величина энергии большинства атомов воз-
растает до Е3, а остальных — до значения Е4 (рис. 3).
Локальнее повышение температуры внутри кристаллической
решетки столь велико, что может происходить даже испарение
кристалла. В этом случае атом может освободиться от влияния
сил связи окружающих атомов, что вызывает его диффузию.
Если атом, движущийся с большой скоростью, находится вблизи
свободной поверхности, он может уйти в окружающую среду
(процесс сублимации).
Следовательно, для перемещения в кристаллической решетке
атом должен быть активирован. Энергия активации диффузии
атомов определяется величиной энергетического барьера Q
(рис. 4), зависящего от сил связи между атомами. Как только
атомы удаляются от своих соседей, на их месте появится вакант-
ный узел в кристаллической решетке. Диффузия осуществляется
22
Рис. 4. Энергия активации диффу-
зии атомов:
1,3 — положения равновесий (узлы
решетки); 2 — среднее положение
постепенно; длина элемен-
тарного перемещения атома
в кристаллической решетке
составляет несколько ангст-
рем; атомы перемещаются
скачками из одного положе-
ния вдругое [25,34,65,69,77].
Диффузия может происходить по следующим четырем меха-
низмам:
1) путем обмена местами двух соседних атомов (рис. 5, а),
для чего требуется большая затрата энергии, поскольку сосед-
ние атомы должны раздвинуться на два атомных диаметра; такой
процесс потребует значительных локальных искажений кристал-
лической решетки, что исключает возможность осуществления
подобного механизма;
2) путем движения атомов внедрения (рис. 5, б); атом, находя-
щийся в узле решетки в положении 1, переходит в междоузлие,
занимая положение 2; далее атом перемещается по междоузлиям
2—3—4—5—6 и т. д., для чего атому необходимо сообщить зна-
чительную энергию; поэтому такое перемещение возможно при
гетеродиффузии в твердых растворах внедрения, когда внедрен-
ный атом имеет значительно меньшие размеры, чем атом основного
металла;
3) путем перемещения вакансии (рис. 5, в) в том случае, когда
вакансии решетки обмениваются. местами с соседними атомами;
о о о о о
о о о о о
о о сГр о
о о о о о
а)
Л 4 0*0 У
о oloio
^0*03 6б
Of о о о
О/ О О О
о
о
о
о
о О О о о
S)
о о о о о
СН-О3 ООО
О 0*0 О О
о о о о о
о о о о о
«Л
о о о о о
о О 0^0 о
о о (Х^О о
о о о о о
г)
последовательность перемеще-
ний атомов, при которых вакан-
сия 1 сможет двигаться по ре-
шетке, соответствует последова-
тельности перемещения атомов
в противоположном направле-
нии; атом 2, попав в вакансию,
позволит атому 3 занять место,
которое он раньше занимал, а
атом 4, переместившись в поло-
жение атома 3, оставит на своем
месте вакансию;
Рис. 5. Механизмы перемещения ато-
мов в кристаллической решетке ме-
талла
о о о о
3
23
4) путем кольцевого обмена четырех атомов (рис. 5, г); в этом
случае четыре атома одновременно перемещаются по кольцу;
такой механизм диффузии наиболее^вероятен^в металлах с плот-
ноупакованной кристаллической решеткой.
Теоретические расчеты энергии активации самодиффузии меди
по четырем указанным механизмам показывают, что при обмен-
ном механизме энергия активации Q = 1008 кДж/моль
(240 ккал/моль); при механизме внедрения Q = 966 кДж/моль
(230 ккал/моль); при вакансионном механизме Q = 269 кДж/моль
(64 ккал/моль); при кольцевом механизме Q = 378 кДж/моль
(90 ккал/моль).
Из четырех перечисленных механизмов в чистых металлах
и сплавах со структурой твердых растворов замещения должен
преобладать вакансионный механизм диффузии. При вакансион-
ном механизме диффузии атом, находящийся в узле кристалличе-
ской решетки, может перейти в соседний узел. Для этого диффун-
дирующему атому необходимо преодолеть в результате термиче-
ской активации потенциальный барьер между узлами высотой фДБ.
Вероятность подобного перехода определяется равновесной кон-
центрацией вакансий в металле
Св = CtQJRT,
где Q<>6 — энергия активации образования вакансий; С — по-
стоянная.
На этом основании энергию активации диффузии обычно рас-
сматривают как сумму энергий активации образования и движе-
ния вакансий.
Рассматриваемый случай диффузии предусматривает наличие
в кристаллической решетке только вакансий. Однако реальные
твердые тела содержат большое количество линейных несовер-
шенств — дислокаций. Скорость диффузии по дислокационному
ядру зависит от величины вектора Бюргерса и может достигать
больших значений. Границы зерен также можно рассматривать
как области несовершенного кристаллического строения. В соот-
ветствии с этим измеренные энергии активации диффузии по гра-
ницам зерен примерно в 2 раза меньше энергии активации для
объемной диффузии.
Низкую энергию активации характеризует и процесс поверх-
ностной миграции металлических атомов.
Согласно первому закону Фика скорость диффузии оценивается
количеством вещества р, диффундирующего через единицу пло-
щади поверхности раздела за единицу времени. Количество диф-
фундирующего вещества р зависит от градиента концентрации
dc/dx элемента в направлении, нормальном к поверхности раздела
(рис. 6), и пропорционально коэффициенту D:
24
Рис. 6. Схема движения потока атомов с через элемент
сечения
Коэффициент пропорциональности D называет- ------------*
ся коэффициентом диффузии; знак минус в правой
части уравнения свидетельствует о том, что диф-
фузионный поток направлен от участков с боль-
шей концентрацией вещества к участкам с меньшей концен-
трацией. Коэффициент диффузии численно равен количеству
вещества при градиенте концентрации, равном единице.
Первый закон Фика действителен для стационарного состоя-
ния диффузионного потока, т. е. при условии, что* концентрация
диффузионного потока в любой точке сечений не изменяется
со временем.
При нестационарном потоке, когда концентрация со временем
изменяется, действителен второй закон Фика:
de _d2c
dt dx2 '
В этом случае имеется в виду, что коэффициент диффузии
не зависит от концентрации, а это справедливо только в случае
самодиффузии. Поэтому решить это уравнение можно лишь при
определенных граничных условиях диффузии.
С увеличением температуры скорость диффузии возрастает.
Температурная зависимость коэффициента диффузии подчиняется
экспоненциальному закону
D = О о ехр (—Q/RT),
где Do — параметр уравнения, или частный фактор, зависящий
от типа кристаллической решетки И от частоты колебания диф-
фундирующего атома; Q — энергия активации, или теплота раз-
рыхления, кДж (г-атом), или ккал (г-атом); R — газовая по-
стоянная; Т — температура, °C.
Величина Q характеризует энергию связи атомов в кристалли-
ческой решетке. Чем больше Q, тем больше энергия, необходимая
Для разрыхления кристаллической решетки, т. е. энергия, кото-
рая требуется, чтобы атом, преодолев энергетический барьер, из
одного узлового положения перешел в другое, заняв в кристалли-
ческой решетке положение в междуузлии или вакантное место.
Процесс диффузии в металлических системах обычно разде-
ляют на три категории: объемную, по границам зерен и поверх-
ностную. Каждая из этих категорий имеет различные диффузион-
ные константы. Константы диффузии по границам зерен и поверх-
ностной диффузии более высокие, чем константы объемной диффу-
зии. Однако число атомов по этим видам диффузии мало, поэтому
их вклад в общие диффузионные процессы незначителен.
25
Энергия активации имеет наибольшую величину при объемной
диффузии и меньшую величину при граничной и поверхностной
диффузии, т. е. QnOB < Qrp. зерна < ^объема. Преимущественная
диффузия по поверхности или границам зерен и блоков мозаики
объясняется тем, что там степень нарушения кристаллического
строения и дефекты структуры (наличие искажений, вакансий,
дислокаций, напряжений, трещин) выражены особенно сильно.
Скорость диффузии по границам зерен зависит от угла разориен-
тировки зерен относительно направления диффузионного потока.
С точки зрения диффузионной сварки особый интерес пред-
ставляет возможность ускорения диффузии в результате создания
неравновесных дефектов при пластической деформации. В про-
цессе пластической деформации создается избыточная концентра-
ция вакансий, обусловливающая ускорение диффузии. Избыточные
концентрации вакансий можно создать также быстрым охлажде-
нием (закалкой) или облучением частицами с большой энергией.
Процессы и факторы, обусловливающие получение соединения
диффузионной сваркой. При диффузионной сварке одновременно
может проходить целый ряд сложных металлофизических про-
цессов: диффузия, рекристаллизация, ползучесть, образование
и движение дислокаций, образование и движение вакансий и
междуузельных атомов. Каждый из перечисленных процессов
с различной степенью точности может быть рассчитан по извест-
ным математическим формулам
+ Д +
4 = Л2 = В2 + С2е-Ч
где Ег и Е2 — энергия активации для возбуждения каждого
рассматриваемого процесса (диффузии, рекристаллизации, обра-
зования и движения дислокаций и т. п.); Ко — тепловая энергия,
сообщаемая исследуемому объему материала при данном опыте.
Отношение этих энергий входит во все формулы как степенной
показатель и является всегда безразмерной величиной, которая
может служить критерием подобия для каждого исследуемого
процесса.
Для характеристики процессов диффузионной сварки не могут
быть использованы только те тепловые показатели, которые ха-
рактерны для отдельно рассматриваемых металлофизических
процессов. Для нее должны учитываться два одновременно дей-
ствующих показателя — энергия механическая и энергия тепло-
вая. Оба вида энергий друг от друга неотделимы, так как дей-
ствуют одновременно в одном и том же направлении получения
качественного соединения. Раздельные объемы металла в начале
процесса превращаются в непрерывную структуру сварного соеди-
нения вокруг плоскости контакта. Если представить показатель
механической энергии деформирования некоторого объема V
через давление р, то отношение сообщаемой энергии к предельной
26
при постоянстве объема можно выразить через предел теку-
чести от, т. е.
pV/oTV = М.
Соответственно отношение тепловой энергии для того же
объема металла выразится через отношение температур (Т — су-
ществующей в данном опыте и Т]1Л — плавления)
TycV/T^ycV = N,
где у и с — плотность и теплоемкость металла.
Допустим, что оба эти энергетических показателя могут быть
суммированы. Тогда получим уравнение прямой в отрезках:
(Л4-|-2V) от ‘ т-лотпл *•
Такая связь между действующим давлением р и температурой
нагрева Т для процессов диффузионной сварки не соответствует
действительности (штриховая линия на рис. 7). На рис. 7 пред-
ставлена реально существующая зависимость р = f (Г), единая
для всех процессов сварки давлением. Эта зависимость относится
к условиям приблизительно равной прочности соединений, сва-
ренных при различных температурах нагрева и давлениях, при
различных способах нагрева и различном времени действия давле-
ния и существования температуры. Характер таких кривых —
гиперболический, особенно в ветви, относящейся к малым нагре-
вам и большим давлениям.
Если же рассматривать показатели механической и тепловой
энергии как единые и неразрывно связанные не.только в их дей-
ствии, но и в математической формуле, то тогда они должны быть
представлены в виде произведения, т. е.
Т’чс. 7. Зависимость между сжимающим давлением и температурой нагрева п ри
сварке давлением
Рис. 8. Стадии диффузионной сварки
27
На основании последнего равенства можно рассмотреть неко-
торые технологические процессы диффузионной сварки и убе-
диться в неразрывности и единстве действия в свариваемом кон-
такте давления и температуры.
Для получения соединения двух идеальных образцов или де-
талей их необходимо сблизить на расстояние, достаточное для
установления атомарной связи. Это можно реализовать в исклю-
чительных случаях, например при соприкосновении двух юве-
нильных поверхностей в сверхвысоком вакууме. В реальных усло-
виях поверхность твердого тела всегда имеет шероховатости,
и опа всегда покрыта трудноудаляемыми адсорбированными
слоями газов, воды и других веществ, которые необходимо уда-
лить для получения надежного и прочного соединения. Надеж-
ность и прочность соединения возрастают, если зона соединения рас-
ширится и приобретет объемный характер в результате самодиффу-
зии или взаимной диффузии атомов соединяемых материалов.
С этих позиций процесс диффузионной сварки в вакууме
можно условно разделить на две стадии. Первая стадия (рис. 8, а)
включает образование первоначального контакта поверхностей.
На этой стадии происходит деформация шероховатостей (неров-
ностей) поверхности и пленок, что необходимо для установления
механического контакта. Вторая стадия (рис. 8, б) включает вза-
имную диффузию атомов и перемещения вакансий и дислокаций,
способствующих уничтожению первоначальной границы раздела
между поверхностями. Результатом последней стадии процесса
может быть рост зерна через поверхности (образование переход-
ной зоны) или просто диффузия атомов через первоначальные по-
верхности; величина энергии зоны соединения приближается
к величине энергии равновесной структуры. На этой стадии важ-
ное значение имеет время, которое должно быть достаточным для
протекания процессов диффузии и получения качественного сое-
динения.
В общем случае предложить простую единую модель соедине-
ния для всех разновидностей диффузионной сварки трудно.
Эта модель может включать в себя одну или несколько комбина-
ций из множества металлургических и механических явлений.
Специфические условия, при которых происходит диффузионная
сварка, так же как и результаты сварки, будут определяться тем,
какое из явлений преобладает.
Если давление, прикладываемое к соединяемым поверхностям,
достаточно велико или слишком высока температура их нагрева,
произойдет пластическое течение шероховатостей поверхности
до тех пор, пока поверхности не достигнут высокой степени со-
ответствия одна другой. При этом соединение будет иметь значи-
тельную прочность, так как на некоторых участках поверхности
образуются атомарные связи. Если первоначальное давление
низкое, то соединение такой же прочности может быть получено
за более длительное время.
28
При диффузионном соединении материалов с различными меха-
ническими и физико-химическими свойствами для получения ка-
чественного соединения целесообразно в контакт между ними
вводить промежуточный слой из другого материала. Научно обос-
нованное и технологически целесообразное использование про-
слоек при диффузионной сварке чрезвычайно расширяет возмож-
ности и область применения этого способа. В зависимости от со-
единяемой композиции прослойка может выполнять несколько
функций [6, 7, 34].
При соединении разнородных материалов с различными ко-
эффициентами температурного расширения в процессе остывания
деталей в зоне стыка возникают остаточные напряжения — тем
большие, чем значительней разница в этих коэффициентах. В дан-
ном случае применяют прослойки из материалов, имеющих про-
межуточный коэффициент температурного расширения и высокие
пластические свойства, что способствует релаксации возника-
ющих напряжений. Еще лучшие результаты могли бы дать вставки,
состоящие из слоев материалов с плавным изменением свойств
по высоте пакета. В настоящее время разработан способ получе-
ния таких многослойных пакетов с помощью диффузионной сварки.
При соединении многокомпонентных взаимно нерастворимых
в твердом состоянии материалов целесообразно вводить про-
слойки, облегчающие развитие процессов диффузионного объем-
ного взаимодействия в контакте. Основные требования к таким
прослойкам — способность к образованию твердых растворов
с обоими соединяемыми материалами.
Барьерные прослойки вводят с целью ограничить или вообще
исключить развитие объемного взаимодействия материалов, склон-
ных к образованию интер метал лидов и других хрупких фаз.
Для барьерных прослоек предпочтительнее выбирать материалы,
у которых скорость диффузии в соединяемые материалы выше,
чем встречные потоки диффузии в прослойку.
Прослойки можно применять и при соединении материалов,
в зоне контакта которых хрупкие слои не образуются. В этом
случае они необходимы для ускорения развития фактического кон-
такта поверхностей, образования металлических связей и интен-
сификации диффузионных процессов. Достаточно эффективно при-
менение промежуточных прослоек в соединениях, для которых
недопустима остаточная макропластическая деформация.
Процессы, протекающие в системе материал—прослойка—
материал, носят комплексный характер и в каждом практическом
случае определяются свойствами всех участвующих во взаимо-
действии материалов, их чистотой, способом нанесения и толщиной
прослойки; значениями параметров режима и т. д. относитель-
ная толщина и пластические характеристики материала прослойки
пределяют контактные дефекты (упрочнение, смягчение) и харак-
₽пыиНаПрЯженно’деФ°РмиРованного состояния, возникающего в со-
ении при приложении внешних нагрузок.
29
С технологической точки зрения для получения соединения
методом диффузионной сварки необходимо очистить соединяемые
поверхности и предотвратить возможность их дальнейшего окисле-
ния; приложить сжимающее усилие; нагреть соединяемые тела
и обеспечить определенную изотермическую выдержку.
Принципиальная возможность этого способа соединения прак-
тически не ограничена. Однако на практике необходимо создать
наиболее оптимальные условия для осуществления надежной
сварки. Это требует более глубокого знания рассматриваемых
выше явлений и факторов, обусловливающих получение соеди-
нения диффузионной сваркой.
Поверхность твердых тел после различных способов физико-
механического воздействия характеризуется в основном двумя
факторами: рельефом или геометрическим фактором и физическим
состоянием.
Поверхность твердых тел с геометрической точки зрения
характеризуется своим профилем, обусловленным в основном
способом холодной обработки (точение, фрезерование, шлифова-
ние). При этом различают макрогеометрию (волнистость) и микро-
геометрию (шероховатость) поверхностей. Разделяя условно макро-
и микропрофили идеально чистого металла на две профилограммы,
можно представить геометрию поверхности в виде двух кривых:
кривой волны и частотной кривой шероховатостей, которая накла-
дывается на кривую волны. Шероховатости могут быть весьма
разнообразны по форме, высоте микровыступов и расстояниям
между их вершинами. Волнистость и шероховатость принято
моделировать в виде пирамид, конусов или сферических (шаровых
и эллипсоидальных) выступов.
Под волнистостью понимают совокупность периодических,
более или менее регулярно повторяющихся и близких по разме-
рам, чередующихся возвышений и впадин, образующих неров-
ности с взаимным расстоянием, меньшим, чем у макронеровностей.
Форма волн в идеальном случае близка к синусоиде.
Микрогеометрия (шероховатость) обусловлена расстояниями
обработки, качеством инструмента и материалом. Высота микро-
неровностей при этом составляет при грубом шлифовании 8—
14 мкм, а при шлифовании и доводке 0,3—1 мкм.
Шероховатость металлических поверхностей определяют по-
средством профилограмм. Профилограммы I (рис. 9) показывают
шероховатость алюминиевой (о) и стальной (б) точеных деталей
непосредственно после их обработки. Профилограммы //—IV
показывают постепенное деформирование микровыступов плит-
ками Иогансона при различных давлениях. Сравнивая толщину
прозрачных окисных пленок (не более 3* 10~6 см) с высотой микро-
шероховатостей, можно убедиться, что толщина контурных линий
на профилограммах (рис. 9) оказывается значительно (в сотни
раз) больше, чем толщина окисной пленки на свежезачищенной
поверхности. Геометрический фактор поверхности при диффу-
30
Рис. 9. Профилограммы алюминиевой (а) и стальной (б) деталей, зачищенных
наждачной бумагой
зионной сварке определяет площадь фактического контакта
соединяемых поверхностей, которая увеличится с улучшением
качества обработки.
Физическое состояние поверхности твердого тела характери-
зуется наличием и составом поверхностных пленок и особенно-
стями структуры поверхностных слоев. Идеально чистая (юве-
нильная) свободная от окисных пленок и адсорбированных слоев
жидкостных и газовых молекул поверхность может быть создана
только в глубоком вакууме, например 10-8 мм рт. ст. Над метал-
лической поверхностью в данном случае существует облако непре-
рывно движущихся свободных электронов, покидающих металл
и снова возвращающихся в него. Благодаря этому процессу по-
верхность металла покрывается двойным электрическим слоем:
минус — облако электронов и плюс — дырки верхних слоев
металла (за счет покинувших металл свободных электронов).
Плотность электрического заряда двойного электрического слоя
непостоянная во всей поверхности и зависит от ее микрогео-
метрии. Наибольший потенциал концентрируется на остриях
микровыступов.
Идеально чистая металлическая поверхность может созда-
ваться не только в вакууме. Она существует короткие моменты
времени (малые доли секунды) в изломе металла или в первые
мгновения после его механической обработки. На воздухе все
микровыступы и впадины металлической поверхности мгновенно
покрываются окисными пленками, а также слоями адсорбиро-
анных молекул воды, газов и жировых веществ.
31
В качестве примера рассмотрим условия для образования ад-
сорбированного мономолекулярного слоя при различных уело-.
виях. Из кинетической теории газов известно, что число молекул п,
ударяющихся об 1 см2 поверхности в 1 с, равно
п = 3,52-1022 -^=,
V МТ
где р —давление в мм рт. ст.; М — молекулярная масса; Т —
температура, К-
Отсюда легко показать, что при атмосферном давлении об
1 см2 поверхности каждую секунду ударяется 5,5-1022 молекул
кислорода воздуха, что примерно в 108 раз больше, чем для моно-
молекулярного покрытия поверхности [5, 8, 49, 71 ].
Соприкосновение металлической поверхности со средой при
атмосферном давлении приводит к мгновенному образованию моно-
молекулярного слоя. В реальных условиях поверхность металла
имеет сложную систему адсорбированных слоев. Обычно над юве-
нильной поверхностью находятся слои окислов, прочно связанные
с металлом. Их толщина достигает нескольких десятков ангстрем.
Над слоями окислов в зависимости от конкретных условий могут
присутствовать адсорбционные слои газов и воды. На внешней
поверхности могут также присутствовать ’адсорбционные слои
полярных и неполярных молекул органических веществ (смазка,
масло). Жировые слои могут достигать значительных размеров.
Толщина и последовательность расположения наслоений могут
быть различными в зависимости от состава внешней среды. Однако
первый слой на чистом металле обычно состоит из окисной пленки
(рис. 10).
Окисный слой, непосредственно прилегающий к металлу,
представляет собой рыхлое покрытие, структурно только еще
подстраивающееся под кристаллическую решетку металла. По мере
роста оксидного слоя упорядочивается его кристаллическое строе-
ние и уменьшается скорость его образования, поскольку сам окис- •
ный слой служит тормозом для выдвижения металлических ка-
тионов и кислородных молекул навстречу друг другу [3, 12,
29, 40, 63].
Окисный слой сохраняет на границе с металлом отрицатель-
ный потенциал против положительного потенциала самого ме-
талла. Наружный слой окисного покрытия становится электропо-
ложительным; он адсорбирует электроотрицательный слой кисло-
рода, который уже не находит химических связей ввиду отсут-
ствия свободных катионов металла. Таким образом, окисленный
металл покрывается двумя двойными электрическими слоями;
такова его типовая электрическая структура.
Толщину окисных пленок визуально определить невозможно.
Толщина невидимых, т. е. вполне прозрачных, окисных пленок
на механически обработанных поверхностях не превышает
3-104 см. Цвета побежалости на стальных деталях составляют
32
Рис. 10. Поверхность металла на воздухе:
А — слой металла, пластически не деформированный;
£> — поверхностный слой полностью разориентирован-
ных кристаллов с прослойками окислов; В — окисный
слой, характерная полярность границ (внутренних и
внешних), а также полярность верхних слоев показаны
знаками +; Г — адсорбированный слой кислородных
ионов и нейтральных молекул воздуха; Д — слой водя-
ных молекул; Е — слой жировых молекул; Ж — иони-
зированные пылевые частицы
слой толщиной (4-7-50) 10 6 см, а вполне
заметная окалина измеряется толщиной
уже более 5-Ю’6 см.
Кроме окисных пленок, металлические
поверхности всегда покрыты жировыми,
газовыми молекулами и парами воды.
Толщина таких покрытий различна. На-
пример, пленка паров воды составляет
50—100 молекул. Жировые слои имеют
еще большую толщину. После промывки
замасленного металла бензином слой орга-
нических молекул составляет 1—5 мкм и только при особо тща-
тельной обработке растворителями сохраняется жировая пленка
толщиной 10—100 молекул. Полностью удалить масляные
покрытия с металла практически невозможно никакими раство-
рителями, поскольку адсорбционная связь жировых молекул и
металла представляет собой связь чисто электрическую. Поляр-
ные жировые молекулы образуют с металлом двойной электриче-
ский слой, что и обеспечивает весьма прочную сбязь металла
и пленки одномолекулярной толщины.
Жировые молекулы обладают еще одним важнейшим свой-
ством: глубоко проникать во все микротрещины на поверхности
металла. При этом одномолекулярные жировые слои внутри ще-
лей оказывают сильнейшее расклинивающее давление. Например,
в вершинах щелей шириной порядка 10 6 мм распорное давление
жировых молекул может достигать величин, близких к пределу
текучести металла.
Характерно, что сварка металла, зачищенного, но захватанного
Руками,^оказывается невозможной, поскольку на металле остается
жировой слой толщиной более чем в одну молекулу.
Физическое состояние тонких поверхностных слоев суще-
ственно меняется после всевозможных способов обработки. Эти
слои имеют неодинаковые свойства в связи с различной степенью
величины их деформации. После механической обработки шлифо-
ванием поверхностные слои в значительной степени насыщены
структурными дефектами (дислокациями, вакансиями и др.)
и, следовательно, находятся в особом физико-химическом состоя-
нии. 1акое состояние поверхности не может не сказаться на
3 Н. Ф. Казаков 33
свойстве этого слоя, а также на кинетике различных процессов,
протекающих при последующем нагреве.
Исследование физического состояния поверхностных слоев
отличается большой сложностью тонкой структуры поверхностей
и соответственно возникающими при этом трудностями.
Рассмотренную выше сложную структуру поверхностных слоев
можно нарушить различными физическими воздействиями. Напри-
мер, невысоким нагревом можно освободить поверхность от адсорб-
ционных слоев воды. Сильным нагревом в защитных средах или
в тлеющем разряде можно испарить и окисные пленки. При диф-
фузионной сварке важно не только удалить, но и предотвратить
последующее возникновение поверхностного загрязнения. С этих
позиций большой интерес приобретает вакуум [8, 15, 16, 22,
26, 31, 34, 43, 50].
Свойства вакуума как защитной среды в первую очередь опре-
деляются количеством остаточных газов в сварочной камере.
Низкий вакуум (около 1 мм рт. ст.) по своим защитным свойствам
лучше, чем технически чистый аргон, содержащий 0,05% О2
и 0,23% N2. Сварка в вакууме 0,1 мм рт. ст. лучше, чем в особо
чистом аргоне, содержащем 0,003% О2 и 0,03% N2.
Нагрев свариваемого изделия в вакууме сопровождается
диссоциацией и испарением окислов, нитридов и гидридов. Осо-
бенно легко удаляется водород. Характерно, что удаление газов
и их соединений происходит не только с поверхности. В определен-
ных условиях (время и температура) уменьшается их содержание
и во внутренних объемах металла. В результате улучшаются
физико-механические свойства самого металла.
Из опыта известно, что при нагреве низколегированной или
углеродистой стали выше 700—800 °C видимое окисление полностью ‘
отсутствует уже при разрежении до 10 4 мм рт. ст. В то же время
при этих давлении и температуре на поверхности свариваемых
деталей из стали, легированной 1—2% Сг, появляются видимые
в микроскоп тонкие пленки окислов. Во избежание их возникно- -
вения следует уменьшить остаточное давление до 10'Б мм рт. ст.
При большем содержании хрома требуется еще более низкое
остаточное давление.
Зная предельную растворимость газа в металле при атмосфер-
ном давлении и требуемую конечную концентрацию газа в ме-
талле, можно оценить примерное парциальное давление газа
в сварочной камере, обеспечивающее заданную концентрацию:
S1/Sa = (рМ1/2,
где S — растворимость газа.
Проиллюстрировать сказанное можно на примере техниче-
ского титана. Предельная растворимость кислорода в титане при
атмосферном давлении 760 мм рт. ст. составляет 18% по массе.
Допустимое содержание кислорода в титане принимают не более
0,15% по массе. Подставляя эти величины в данное выражение,
34
Рис. 11- Механический контакт металлических дета-
лей
получим критическое парциальное давление
кислорода /?2 = 5’10“г мм рт. ст. В перес-
чете на давление воздуха это будет соответ-
ствовать около 2,5-10-1мм рт. ст. Однако
степень вакуума, т. е. минимальное 'остаточ-
ное давление воздуха, при котором вообще
не наблюдается образования пленки окис-
лов на поверхностях свариваемых деталей,
устанавливают пока экспериментально.
Одновременно с разрушением и испарением пленок при на-
греве в вакууме определенные части пленки могут быть удалены
за счет диффузии окислов внутрь материала (растворяться в одном
из металлов) либо превращаться в отдельные шаровидные ча-
стицы, обладающие значительно меньшей поверхностью.
Чистые металлические поверхности, приведенные в сопри-
косновение давлением, образуют контакт. В отдельных микро-
выступах, благодаря локализованным в них давлениям, пре-
вышающим предел текучести, поверхностные кристаллы сбли-
жаются на расстояния порядка размеров межатомных расстояний
в кристаллической решетке. Таким образом, осуществляется кон-
такт, который принято называть фактическим. Особенность состоя-
ния металлических кристаллов в контакте—возможность мгновен-
ного их схватывания и образования тем самым непрерывной кри-
сталлической структуры вокруг границы фактического контакта.
Понятие фактического контакта довольно широкое. Поскольку
сближение поверхностных кристаллов на расстояния порядка
размеров кристаллической решетки формирует неразъемную и
непрерывную кристаллическую структуру, то следует считать,
что фактический контакт может быть и разъемным, и монолитным.
В отличие от фактического контакта механический контакт пред-
ставляет собой только разъемное соединение с толщиной гранич-
ных слоев от долей микрометра до долей миллиметра.
Электрический контакт — это любой фактический, через ко-
торый пропускается электрический ток.
Свариваемый контакт — это любой механический разъемный,
превращенный в процессе сварки в неразъемный фактический.
Для механических контактов приняты следующие термины
и обозначения (рис. 11): ДДГ — площадь элементарного (еди-
ничного) микроконтакта, обусловленная размерами и формой
элементарных микровыступов (гребешков) волны шероховатости;
г фактическая площадь касания, определяемая суммирова-
ием всех n-элементарных микроконтактов:
з*
Аг = п ЛАГ;
35
Рис. 12. Практически возможные схемы контактирования волнистых и шерохо-
ватых металлических поверхностей
Ас — контурная площадь контакта, в границах которой разме-
щаются все отдельные элементарные микроконтакты. Контурная
площадь по размерам макроскопична и обусловлена действующим
давлением и волнистостью поверхности (рис. 12, а—а); Аа — но-
минальная площадь, определяемая размерами соприкасающихся
деталей (например, для стыкующихся стержней — это площадь
их поперечного сечения).
В отдельных (редких) случаях контактирующие поверхности
настолько хорошо пришлифовываются друг к другу, что контакт
осуществляется ровными, не волнистыми, а только шероховатыми
поверхностями. В таком частном случае может быть (рис. 12, а).
Ас = Аа.
Опытные данные Н. Б. Демкина и И. В. Крагельского [23, 50]
показывают, что в холодном состоянии при шероховатых поверх-
ностях по мере увеличения сдавливающей силы значительно
быстрее растет количество микроконтактов, но не средние размеры
площадок каждого из них. Для условий свариваемого контакта,
очевидно, необходимо учитывать не только силу сдавливания,
но и среднюю температуру в плоскости контакта.
В случае упругого и упругопластического контакта из-за
больших давлений имеет место пластическая деформация, воз-
растающая с течением времени. Этот рост будет происходить до
тех пор, пока нагрузка не уравновешивается сопротивлением
мест контакта, т. е. пока произведение фактической площади
контакта на величину, связанную с пределом текучести ма-
36
териала при сжатии от, не будет равняться приложенной на-
грузке Р, т. е. F = Р/сг0т, где — коэффициент, характери-
зующий жесткость неровностей.
В условиях комнатных температур отношение площади фак-
тического контакта к номинальной площади F^/FK уменьшается
с увеличением нагрузки.
Нагрузка, кгс ... 3 20 100 300
Дф/Дн ........... 1/170 000 1/10 000 1/700 1/130
По современным представлениям при сварке металлов и спла-
вов без расплавления пластическая деформация преследует три
задачи: 1) разрушение и удаление в результате пластического
течения поверхностных слоев металла хрупких поверхностных
окисных пленок и загрязнений; 2) сближение свариваемых по-
верхностей для обеспечения лучшего контакта и, следовательно,
более эффективного атомного взаимодействия; 3) обеспечение
достаточно интенсивной активации последующих объемных про-
цессов (диффузии, рекристаллизации).
При диффузионной сварке в вакууме или среде инертного газа,
когда чистота атмосферы очень велика и окисление деталей при
нагреве практически отсутствует, отпадает необходимость в де-
формации, вызывающей значительное течение металла. Для созда-
ния максимального контакта между поверхностями соприкосно-
вения, необходимого при образовании фактического (истинного)
контакта, деформация нужна только для смятия микронеровно-
стей шероховатостей на свариваемых поверхностях.
Поэтому основное назначение усилия сжатия — вызвать микро-
пластическую деформацию, создать максимальный контакт между
поверхностями соприкосновения, необходимый для образования
фактического контакта и развития взаимной диффузии.
В поверхностях контактирования фронт диффузии опреде-
ляется рельефом свариваемых поверхностей: со снижением ка-
чества обработки образу-
ются локальные зоны по-
вышенной диффузии, ко-
торые сохраняются и по
мере удаления от поверх-
ности контактирования
(рис. 13).
Рис 13. Изменение коэффициен-
та диффузии в приконтактной
зоне в зависимости от внешней
нагрузки: расстояние от грани-
цы контактирования:
1 - 5 мкм; 2-10 мкм; 3-15 мкм
37
Рис. 14. Схема теплового расши-
рения металлов
В узкой приконтактной
зоне хотя и наблюдаются раз-
личия в величине коэффи-
циента диффузии при различ-
ной подготовке поверхностей,
но они минимальны. С увели-
чением расстояния от поверх-
ности контактирования коэф-
фициент диффузии по глу-
бине приконтактной зоны изменяется различным образом; в слу-
чае предварительного электролитического полирования поверх-
ностей скорость диффузии уменьшается более резко, в случае
механического шлифования эффект ускорения диффузии от меха-
нической обработки сохраняется и на значительной глубине.
Атомы в кристаллах все время совершают колебательные дви-
жения относительно равновесных положений в решетке. Ампли-
туда этих колебаний составляет 3% межатомного расстояния.
При увеличении температуры амплитуда колебаний атомов воз-
растает при неизменной частоте колебаний. При температуре
плавления амплитуда тепловых колебаний достигает 12% меж-
атомного расстояния. Рост амплитуды колебаний увеличивает
кинетическую и потенциальную энергию атомов, что приводит
к разупорядоченности атомов в металле.
Изменение расстояния между частицами с ростом темпера-
туры гт, по данным Я- И. Френкеля, показано на рис. 14. Для
каждой температуры или соответствующего ей уровня энергии
ui—из среднее расстояние между частицами изменяется по кри-
вой Ьс. Таким образом, при температуре Т3, соответствующей
энергии и3, расстояние г'з характеризует наибольшее сближение
атомов, а расстояние г'з — наибольшее удаление.
Кривая abc (рис. 14) несимметрична относительно прямой bd.
Кривая ab более крутая, чем кривая Ьс. Это позволяет сделать
вывод, что колебания частиц в твердом теле агармоничны, т. е.
отклонения частицы от равновесного положения, отвечающего
расстоянию г0, вправо и влево неодинаковы; вправо частицы от-
клоняются сильнее, чем влево, поскольку силы притяжения
растут медленнее, чем силы отталкивания. Поэтому при возраста-
нии температуры среднее расстояние между центрами соседних
атомов должно увеличиваться, что и определяет тепловое рас-
ширение.
Коэффициент линейного расширения определяется из наклона
кривой Ьс к вертикали. Так как угол наклона касательных для
отдельных участков кривой Ьс к вертикали bd, соответствующих
38
возрастающим значениям температуры, непрерывно увеличи-
вается, коэффициент линейного расширения с ростом температуры
возрастает.
Средний коэффициент линейного расширения
1г~ h 1
“ Т2-Тг /х ’
где 12 и /х — длина образца при температурах Т2 и Т\.
Истинный коэффициент линейного расширения
__ dl 1
“т ~ dt 1Т '
Коэффициент объемного расширения (3 = За. Это равенство
не является справедливым для поликристаллов и монокристаллов
всех кристаллографических систем, кроме кубической. Металлы
с кубической решеткой расширяются при нагреве изотропно;
металлы с некубической решеткой часто расширяются анизо-
тропно.
Наиболее важный результат повышения температуры твердого
тела — увеличение в нем скоростей диффузии. Это относится как
к самоднффузии, так и к диффузии атомов легирующих элементов.
Скорости физических и химических изменений, осуществляемые
диффузионным путем, могут быть во много раз увеличены за счет
относительно небольшого увеличения температуры. Температура
ускоряет перераспределение атомов при сближении отдельных
микроучастков контактной поверхности. Рост температуры спо-
собствует увеличению несовершенств в кристаллической струк-
туре, а это облегчает развитие релаксационных процессов, в том
числе и диффузионных.
Экспериментально установлено, что при низких температуре
и скорости диффузии соединение получается низкого качества,
а чрезмерное увеличение температуры вызывает высокие скорости
диффузии и приводит к росту зерна при сварке однородных ме-
таллов или образованию интерметаллического слоя при сварке
разнородных металлов, что ухудшает механические свойства
соединения.
При нагреве ниже температуры рекристаллизации, но обеспе-
чивающей диффузию атомов и молекул, затрудняются процессы
очистки поверхностей от окислов и различных загрязнений,
ухудшаются условия деформации микровыступов и, самое глав-
ное, в достаточной степени не развиваются процессы рекристал-
лизации, приводящие к образованию общих зерен в зоне соедине-
ния однородных металлов — необходимое условие для получения
качественного соединения. Температура рекристаллизации Тр
чистых металлов, по данным А. А. Бочвара, зависит от темпера-
туры плавления Тпл:„ Тр = (0,35^-0,45) Т1И.
п ведение примесей в металл (легирование) увеличивает тем-
ературу рекристаллизации: Тр = (0,64-0,8) Тпл сплава. Такие
39
металлы как никель, кооальт, железо плавятся при температуре
1455—1535° С и имеют температуру рекристаллизации 420—
450° С. Жаропрочные сплавы на никелевой основе с температурами
плавления 1350—1400° С имеют температуру рекристаллизации
порядка 700—1000° С. Это указывает на то, что легирование ме-
таллов оказывает сильное влияние на замедление диффузионных
процессов, в том числе процессов, связанных с рекристаллизацией.
При определении оптимальной температуры диффузионной
сварки материалов, по аналогии с указанной зависимостью
А. А. Бочвара для рекристаллизации, автором было высказано
предположение, что оптимальная температура диффузионной
сварки составляет определенную часть температуры плавления
каждого металла, т. е. TcJTnn — const.
Анализ экспериментальных значений температуры сварки
позволил заключить, что приведенное отношение находится в пре-
делах
TjT,n = 0,53-^0,86.
Оптимальное соотношение, по мнению автора, составляет
т = 0 7Т
1 св 1 пл.
При наличии нежелательных структурных изменений темпе-
ратуру сварки можно снизить при соответствующем увеличении
продолжительности выдержки. Проведенные автором в послед-
нее время исследования показали, что температуру сварки можно
снизить до 0,2—0,47^,^ для многих металлов независимо от типа
решетки. При этом необходимо обеспечить соответствующую вы-
сокую очистку свариваемых поверхностей, увеличить степень
разрежения до 10 7—10"8 мм рт. ст., давление и продолжительность
сварки.
Методы исследования сварных соединений. Выбор методов
исследования сварных соединений при диффузионной сварке
определяется спецификой изучаемых явлений и состоянием совре-
менных методик. Методы, нашедшие широкое практическое при-
менение для исследования диффузионных соединений: металло-
графическое и электронно-микроскопическое исследования; спект-
ральный, микрорентгеноспектральный и рентгеноструктурный
анализы; метод радиоактивных индикаторов; измерение микро-
твердости; определение механических свойств при низких и вы-
соких температурах; испытание на длительную прочность и пол-
зучесть соединения; исследования термостойкости и коррозион-
ной стойкости соединения и др.
Одно из основных требований, предъявляемых к применяемым
методам, — локальность и, в связи с этим, для получения досто-
верной картины диффузионной зоны — необходимость применения
нескольких способов.
Микроструктурный анализ позволяет определять число, раз-
меры, форму, взаимное расположение и количественное соотно-
40
шение фаз и структурных составляющих. Малые размеры пере-
ходной зоны, возникновение ступеньки на шлифе при большом
различии механических свойств, различие электрохимических
свойств затрудняют изучение зоны соединения с помощью обыч-
ного оптического микроскопа. Несколько облегчается задача
при применении малых скоростей шлифования, жестких алмазных
кругов и теплового травления. Локальность анализа определяется
разрешающей способностью оптических микроскопов с наиболь-
шим увеличением 1500.
Электронно-микроскопическое изучение топографии поверх-
ности обеспечивает гораздо более высокую локальность (увели-
чение до 40 000), однако изготовлять реплики и фольги очень
сложно, а иногда невозможно, например для изучения переходной
зоны некоторых разнородных металлов.
С помощью сканирующего электронного микроскопа топогра-
фии поверхности изучают путем сканирования острофокусным
электронным пучком по принципу электронного растра. Элек-
троны, либо отраженные, либо вторично эмиттированные за счет
возбуждения первичными электронами, служат сигналом. Изме-
нение сигнала на поверхности образца образует «электронную
тень» поверхности. В сканирующем микроскопе удалось преодо-
леть недостаток световой и электронной микроскопии просвечи-
вающего типа, ибо сканирующий микроскоп имеет в 30 раз боль-
шую, чем световой микроскоп, глубину фокуса, не требуется
изготовления фолы и реплик. Практически любой металлографи-
ческий шлиф или излом диаметром 12 мм и толщиной до 3 мм
можно наблюдать в этом микроскопе при увеличении 80 000—
20 000.
Применение электронного микроскопа в сочетании с металло-
графическим позволяет всесторонне изучать процессы, протекаю-
щие при диффузионной сварке. При больших увеличениях лучше
видны следы пластической деформации, происходящей при боль-
ших давлениях. Хорошо виден переход одной ориентировки
в другую в зоне качественного соединения. Хорошо раскрываются
подробности строения диффузионного слоя и основных металлов.
Прямое наблюдение, фотографирование и киносъемку измене-
ний структуры при нагреве, охлаждении и соответствующей вы-
держке можно проводить на установках высокотемпературной
металлографии. Некоторые фирмы — американская «Унитрон»,
японская «Унион» и австрийская «Рейхерт» выпускают их в виде
вакуумных камер с нагревателем. Камеру устанавливают на обыч-
ный металлографический микроскоп со специальным длиннофо-
кусным объективом. Отечественные установки снабжены микро-
скопом и устройством для растяжения образцов. Практическое
увеличение установок Х500, возможно наблюдение в светлом
и темном поле, косом освещении и фазовом контрасте.
Метод измерения микротвердости на приборе ПМТ-3 — также
широко распространенный метод для изучения диффузионных
41
процессов. Он позволяет оценить глубину диффузионных зон и
идентифицировать образующиеся фазы и структурные составляю-
щие с характерной микротвердостью типа интерметаллидов,
эвтектик и т. п. Локальность метода составляет примерно 5 мкм,
при меньших размерах отпечатка возникает большая относитель-
ная ошибка (более 20%). В специальных случаях, если для изме-
рения диагонали отпечатка применить снятие реплик и их про-
смотр в электронном микроскопе, локальность можно довести
до 1 мкм. Для исследования соединения разнородных материалов
применение метода затруднено вследствие наклепа поверхности
шлифа, который не может быть устранен. В этом случае необхо-
димо подобрать такие нагрузки и диаметр отпечатка, при которых
влияние наклепа было бы минимальным.
Метод электродвижущей силы основан на явлении возникно-
вения электродвижущей силы в цепи из двух проводников, точки
контакта которых поддерживаются при различных температурах.
Отношение измеренной термо-э. д. с. к перепаду температур
характеризует природу проводников. Приспособление для изме-
рения микротермо-э. д. с. монтируют на загружающем устрой-
стве ПМТ-3. Одним из проводников используют остроконечную
вольфрамовую иглу, вторым — микроучасток поверхности шлифа
размером 5—30 мкм в зависимости от твердости образца.
Метод микротермо-э. д. с. особенно целесообразно применять
для получения ориентировочных данных.
Метод рентгеновской абсорбционной микрорентгенографии
основан на различном поглощении элементами монохроматиче-
ского рентгеновского излучения при его прохождении через тон-
кую пластинку анализируемого объекта. Коэффициент поглоще-
ния не зависит от того, в каком виде находится элемент (твердого
раствора или химического соединения); поглощение рентгенов-
ских лучей элементом пропорционально его концентрации. При
определенных длинах волн рентгеновского излучения, характер-
ных для каждого элемента, коэффициент поглощения меняется
скачкообразно. Если пластинку с неоднородным содержанием
анализируемого элемента поместить на фотопленку и осветить
пучком монохроматического рентгеновского излучения с соот-
ветствующей длиной волны, неравномерное поглощение лучей
в образце выявится на фотопластинке.
Метод микрорентгенографии известен в двух вариантах:
контактный и проекционный. Последний имеет разрешающую
способность 0,5 мкм. Просвечиванию подвергается пластина тол-
щиной 0,08—0,14 мм. Этот метод успешно применяют для исследо-
вания микронеоднородностей металлов, а также для изучения
качественного и количественного распределения элементов в пере-
ходной зоне, выявления любых неоднородностей в зоне контакта.
Метод микрорентгеноспектрального анализа основан на том,
что пучок электронов с большой энергией фокусируется системой
электромагнитных линз до зонда микронного диаметра и направ-
42
ляется на выбранный участок образца, поверхность которого
наблюдается под оптическим микроскопом при увеличении 400—
600. Попадая на образец, электроны возбуждают в анализируе-
мом участке рентгеновское излучение, которое разлагается
в спектр системой кристаллов и регистрируется счетчиками.
По длине волны и интенсивности рентгеновского излучения про-
водят качественный и количественный анализ. Чувствительность
метода различна для различных элементов. Точность количествен-
ного анализа зависит от условий возбуждения излучения и хи-
мического состава объекта, так как зависимость интенсивности
от концентрации нелинейная. Для точных количественных изме-
рений нужны эталоны, в этом случае точность составит до 5%,
без эталонов 10—15%.
В настоящее время применяют серийные отечественные уста-
новки МАР-2, французские, английские, японские микроанали-
заторы. Они позволяют проводить анализ элементов от магния
до урана при локальности 2—5 мкм. Почти все микроанализаторы
снабжены сканирующим устройством, поэтому одновременно
можно анализировать элементы в точке и получать топографи-
ческую картину распределения элементов в нескольких характе-
ристических излучениях, а также в отраженных и поглощенных
электронах. Метод микрорентгеноспектрального анализа обла-
дает широкими возможностями для анализа структуры и состава
переходной зоны. Принципиальное его преимущество — возмож-
ность с наивысшей степенью локальности изучать переходную зону
многокомпонентных систем.
Фазовый состав переходной зоны при диффузионной сварке
можно исследовать на дифрактометре ДРОН-1. Рентгенострук-
турный анализ проводят путем сравнения дифрактограмм
соединяемых материалов до сварки и после взаимодействия
в процессе сварки. Для прецизионного определения пара-
метров кристаллической решетки можно использовать рент-
геновские камеры для обратной съемки, например типа
КРОС-1.
Состав переходной зоны можно определить с помощью послой-
ного спектрального анализа по методике, разработанной в Про-
блемной научно-исследовательской лаборатории диффузионной
сварки в вакууме на основании методики спектральной лабора-
тории Института электросварки им. Е. О. Патона АН УССР.
Послойный анализ переходной зоны применяется при ширине
Диффузионной зоны свыше 40 мкм.
Метод радиоактивных индикаторов (радиоавтографическое
исследование) позволяет исследовать диффузионные процессы
на границе раздела свариваемых материалов, выявить закономер-
ности изменения диффузионного потока в поверхности первона-
чального контакта и по глубине зоны сварки. Метод заключается
Во ннедении В СБаРИБаемые материалы радиоактивного элемента,
Диффузия которого подлежит изучению.
43
Механические испытания при комнатной температуре позво-
ляют получить надежные характеристики прочности и пластич-
ности сварных соединений, но фактор времени при этом не яв-
ляется решающим. Испытания при высоких температурах тре-
буют непременного учета влияния времени, так как материал
с повышением температуры становится менее устойчивым и при
действии нагрузки изменяет свою форму, претерпевая пласти-
ческую деформацию.
Характеристики прочности и пластичности, получаемые
в результате испытаний, в очень большой степени зависят от дли-
тельности испытаний, их скорости и температуры. Поэтому ха-
рактеристики при кратковременных испытаниях при комнатной
температуре не могут быть приняты для расчета деталей, длительно
работающих под нагрузкой в условиях высоких температур.
Для оценки пригодности материала и его сварного соединения
в этом случае судят по результатам специальных испытаний на ра-
ботоспособность.
Работоспособность сварных соединений при высоких темпе-
ратурах определяется комплексом свойств их жаропрочности
и жаростойкости. Сюда относятся испытания на ползучесть,
кратковременную и длительную прочность с определением изме-
нения пластических свойств, усталостную прочность при высоких
температурах, на окалиностойкость, циклические испытания
при переменных нагрузках и колебаниях температуры.
Кроме перечисленных методов, при исследовании диффузион-
ных соединений применяют и другие. Необходимость применения
вызывается составом и свойствами соединяемых материалов и
спецификой получаемых соединений. Например, при исследовании
соединений неметаллических материалов с металлами применяют
петрографический анализ, анализ инфракрасной спектроскопией
и т. д.
Эффективность описанных методов можно рассмотреть на приме-
рах исследования соединений, полученных диффузионной сваркой.
На рис. П-1, а показана микроструктура соединения ком-
пактного вольфрама, выполненного диффузионной сваркой, на ко-
торой можно различить следы линии контакта с толщиной гра-
ницы зерна. Никаких структурных изменений зоны не наблю-
дается, что чрезвычайно важно для сварки вольфрама. Режим
сварки: Т = 1900° С; р = 1 кгс/мм2 и t — 50 мин. На рис. П-1, б
приведена микроструктура соединения пористого вольфрама,
выполненного при Т = 2000° С; р — 1,5 кгс/мм2; t = 10 мин.
Граница раздела полностью отсутствует, при металлографическом
исследовании обнаружить ее не удалось. Наблюдается сращива-
ние вольфрамовых заготовок, в зоне контакта образовались общие
зерна. Как видно из рис. П-1, в, при диффузионной сварке меди Ml
заметное влияние на процессы диффузии и структуру зоны кон-
такта оказывает рекристаллизация. Режим сварки: Т = 880° С;
р = 0,36 кгс/мм2; t = 10 мин.
44
На рис. П-1, г показано соединение двух образцов из титано-
вого сплава ВТ5-1. Соединение практически по всей плоскости
монолитное. Режим сварки: Т = 8504-1000° С; р = 0,5 кгс/мм2;
t — 10 мин. На рис. П-1, д, е приведены сварные соединения
из стали мартенситного класса 20X13, полученные при Т —
= 8004-820° С (см. рис. П-1, д) и Т = 9404-960°>С (см.
рис. П-1, е); t — 10 мин; р = 1,6 кгс/мм2. На микроструктуре
соединения, выполненного диффузионной сваркой при Т =
= 800° С (см. рис. П-1, д), видна граница раздела, а при Т =
= 960° С (см. рис. П-1, е) границу раздела металлографически
установить не удалось при увеличении в 250 раз.
На рис. П-1, ж представлена микроструктура соединения
чугуна. Рекристаллизация коснулась не только металлической
основы чугуна: пластинки графита обоих свариваемых образцов
представляют естественное продолжение друг друга. Зона отбела
чугуна отсутствует. Металл шва и околошовной зоны — монолит-
ный чугун. Эти образцы серого ферритно-перлитного чугуна
сварены при Т = 900° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 10 мин. Граница
металлографически неразличима.
На рис. П-2, а приведена микроструктура зоны диффузион-
ной сварки металлокерамики; предварительно спеченные образцы
из дисицилида молибдена (63% Мо и 37% Si) сваривали при
Т — 1250° С; р = 0,1 кгс/мм2; t = 5 мин; В = 10"8 мм рт. ст.
Граница раздела отсутствует. На рис. П-2, б представлено свар-
ное соединение из твердого сплава марки Т15К6, а на рис. П-2, в —
сварное соединение из металлокерамического твердого сплава
ВК8. Физической границы между сварными образцами микро-
скопически обнаружить не удалось.
Таким образом, при диффузионной сварке одноименных мате-
риалов на оптимальных режимах полностью отсутствует физи-
ческая граница раздела между свариваемыми деталями, мате-
риал не претерпевает существенного изменения физико-химиче-
ских свойств. Несколько иные закономерности встречаются при
диффузионной сварке разнородных материалов.
При диффузионной сварке твердого сплава ВК8 со сталью
18ХГТ (Т = 1000° С; р = 0,36 кгс/мм2; t = 10 мин; В =
= Ю 3 мм рт. ст.) между сплавом и сталью образовался переход-
ный слой, отличный по свойствам и составу от свариваемых мате-
риалов. Микротвердость стали 298 кгс/мм2, нового слоя
1191 кгс/мм2, а микротвердость твердого сплава 1534 кгс/мм2
(см. рис. П-3). Рентгеноструктурным анализом установлено, что
кристаллическая решетка образовавшейся фазы аналогична
кристаллическим решеткам W3CO3C и W3Fe3C. Следовательно,
при сварке разноименных материалов в месте контакта могут
образоваться переходные слои или новые фазы, состоящие из
компонентов свариваемых материалов.
Проведены эксперименты для выявления структуры переход-
ных слоев, содержащих твердые растворы (см. рис. П-4, а—г).
45
Рис. 15. Зависимость проникновения угле-
рода в армко-железо от длительности
выдержки при сварке
В результате нагрева (Т’=1000°С;
р — 1 кгс/мм2; В — 10 3 мм рт. ст.)
образец из армко-железа, имею-
щий ферритную структуру, насы-
щается углеродом из образца ста-
ли 45, участок которого, примы-
кающий к зоне контакта, соответ-
ственно обедняется углеродом. Это
можно видеть по увеличению коли-
чества феррита, располагающегося по границам зерен. Коли- .
чество феррита в образце стали 45 постепенно уменьшается по мере
удаления от зоны контакта.
Зависимость глубины проникновения углерода от длительности
выдержки (рис. 15) свидетельствует о том, что лишь определен-
ная глубина проникновения может обеспечить равнопрочность
соединения основного металла при диффузионной сварке в ва-
кууме; по-видимому, время сварки одинаково влияет как на диф-
фузию, так и на самодиффузию.
При сварке образца технического железа с высокоуглеродис-
той сталью (0,7% С) диффузия углерода происходит в более ши-
рокой зоне за одно и то же. время (см. рис. П-5, а). Можно заме-
тить, что в зоне сварки образцов произошло интенсивное переме-
щение углерода в сторону безуглеродистого образца. В зоне
диффузии углерода след границы контакта выявляется химическим
травлением в виде прослойки феррита. На рис. П-5, б представ-
лена микрофотография сварного стыка быстрорежущей стали Р18
и технического армко-железа. Как видно из сравнения микро-
фотографий сталей У7 и Р18, содержащих одинаковое количество
углерода, на характер диффузии углерода существенное влияние
оказали легирующие добавки стали Р18.
Один из способов определения размеров диффузионной зоны —
измерение микротвердости по плоскости разреза образца, прохо-
дящего через зону соединения. Этим методом исследованы образцы
с различным содержанием углерода (см. рис. П-6, а—г). Кривые
влияния длительности выдержки на изменение микротвердости
в зоне сварки, например, технического железа и стали 45, полу-
ченные экспериментально, хорошо согласуются с теоретическими
кривыми распределения концентрации вдоль направления диффу-
зии в бесконечном пространстве [34].
На рис. П-7, а—в показан общий вид всей диффузионной зоны
сварки армко-железа со сталями 45 и У7, а также чугуна со
сталью СтЗ, и при большом увеличении видны два участка. Первый
46
участок содержит в среднем 0,3% С, второй —0,1% С. Расстоя-
ние границ этих участков от плоскости раздела при Т = 1000° С
составляет 0,012 см и 0,37 см; концентрация углерода во внешнем
слое равна нулю; длительность диффузии составляет 300 с. При
сварке чугуна ЧНМХ со сталью СтЗ наблюдаются значительные
зоны с измененной концентрацией углерода, вызванной диффузией
углерода из чугуна в сталь (см. рис. П-7). Режим сварки: Т =
= 950° С; р = 0,36 кгс/мм2; t = 1,5 мин.
Металлографический анализ соединения стали 20 с медью Ml,
полученного диффузионной сваркой в вакууме, показал, что по-
верхность раздела между образцами исчезает (см. рис. П-8) и
место соединения определяется лишь по различию в структуре.
В этом случае, как по микроструктуре, так и при помощи микро-
рентгеноспектрального анализа не удается обнаружить сколько-
нибудь заметных диффузионных зон, и соединение происходит
по поверхности при толщине, примерно равной толщине границы
зерен.
Все инструментальные стали и сплавы хорошо соединяются
между собой и с углеродистой сталью при нагреве в вакууме
(см. рис. П-9). Микроструктура сварного соединения армко-
железа и стали 12Х18НЮТ иллюстрируется рис. П-10, а. Трав-
лению подвергали только части образца из стали ЭЮ и стали
12Х18Н10Т в отдельности, так как не всегда удавалось одновре-
менно качественно выявить структуры. Особых изменений в струк-
туре электротехнической стали ЭЮ вблизи зоны соединения при
большом увеличении (Х1980) обнаружить не удалось.
Измерения микротвердости подтвердили, что сталь 12XI8H10T
имеет более высокую твердость. Со стороны электротехнической
стали ЭЮ наблюдался рост зерна, что могло быть вызвано высо-
ким нагревом или процессом рекристаллизации, так как со стороны
заготовки из стали ЭЮ имела место незначительная остаточная
деформация. Зона контакта по ширине не превышала размера
границы зерна. Механические испытания места соединения
показали высокий предел прочности при изгибе (ов =
= 200-7-260 кгс/мм2), а также условный предел прочности при
кручении окр = 225-7-480 кгс/мм2.
На рис. П-Ю, б представлена микроструктура соединения
сталей 10 и 15ХР. Травлению подвергали одновременно обе стали.
Металлографические исследования показали, что поверхность
раздела между двумя образцами исчезает и место соединения
определяется лишь по различию структур сталей 15ХР и 10.
На рис. П-Ю, в представлена микроструктура соединения
пористого вольфрама с литым молибденом (Т = 1700° С; р =
= 1,5 кгс/мм2; t = 60 мин). Границы раздела устраняются путем
миграции границ зерен. Рис. П-Ю, г иллюстрирует микрострук-
туру соединения титановых сплавов ОТ4 и ВТ15 (Т = 950° С;
Р ~ 0,2 кгс/мм2; t = 60 мин). В зоне сварки наблюдается диффу-
зионная зона, имеющая строение высокодисперсного эвтектоида,
47
и образование в зоне соединения общих зерен вследствие рекри-
сталлизации.
При сварке разнородных металлов в результате взаимодиффу-
зии появляются интерметаллические фазы. Появление таких фаз
приводит к тому, что они образуют на граничных поверхностях
слои, нарушающие непрерывность концентраций.
Иллюстрацией служит сварка в вакууме образца из алюминия
со сталью СтЗ диаметром 20 мм, высотой 30 мм. Слой интерметал-
лической зоны выделился на микроструктуре белой сплошной
линией, разделившей два металла (см. рис. П-11, а). Микротвер-
дость алюминия в исходном состоянии 25,5 кгс/мм2; на расстоянии
2,5 мкм от зоны шва 71,6 кгс/мм2, на границе с интерметалли-
дами 212 кгс/мм2. Микротвердость интерметаллидов 428 кгс/мм2.
Микротвердость стали СтЗ в исходном состоянии 107 кгс/мм2;
на расстоянии 4 мкм 165 кгс/мм2; на границе с интерметаллидами
336 кгс/мм2. Изготовленные гагаринские образцы диаметром 5 мм
из-за наличия хрупкого интерметаллического слоя показали
сравнительно низкую прочность. Они разрушались при удельной:
нагрузке 4 кгс/мм2.
Титановый сплав ВТ5-1 с армко-железом сваривали при Т=700,
750, 800, 850, 900 и 1000° С. Давление и продолжительность
выдержки образцов при заданной температуре изменялись. Метал-:
лографический анализ соединений, выполненных при минималь-
ной и максимальной температурах, показал, что уже при Т =
= 700° С; р = 1,76 кгс/мм2; t — 10 мин повышается твердость
металла, прилегающего к плоскости контакта, где, по-видимому,
образуется белая интерметадлидная прослойка (см. рис. П-11, б),
ширина которой очень мала (0,5—0,9 мкм).
Измерить ее твердость или провести рентгеноструктурный
анализ не представляется возможным. Микротвердость железа,
прилегающего к этой прослойке, повышается до 234—286 кгс/мм2,
а титанового сплава — до 428—490 кгс/мм2 при твердости
исходного 300 кгс/мм2. Такое повышение твердости вызывается,
по-видимому, взаимодиффузией железа и титана. При Т =
= 1000° С; р — 1,06 кгс/мм2; t— 100 мин интерметаллидная
прослойка очень незначительно возрастает по ширине (до 0,9—
1,2 мкм), но со стороны железа появляется слабо травящийся
слой с повышенной микротвердостыо (330 кгс/мм2). Ширина
его доходит до 3,0—3,5 мкм (см. рис. П-11, в).
Микротвердость титанового сплава, прилегающего к интерме-
таллидной прослойке, также увеличивается до 458—526 кгс/мм2.
Наличие интерметаллидной хрупкой прослойки и приводит.
к хрупкому разрушению образцов. Все гагаринские образцы,
даже те, которые имели сгв = 28-ь30 кгс/мм2, разрушались по
плоскости контакта совершенно без пластической деформации.
Следовательно, образование хрупких прослоек между сваривае-
мыми металлами может препятствовать созданию равнопрочного
соединения.
48
Образование интерметаллидов можно предотвратить, приме-
няя промежуточную прослойку из третьего металла. Например,
при диффузионной сварке титанового сплава ВТ5-1 с армко-
железом в качестве прослойки можно применять молибденовую
фольгу толщиной 0,3 мм. Все образцы’из армко-железа и сплава
ВТ5-1, сваренные при температуре Т — 800-^-1000° С, легко раз-
рушались, причем частицы молибдена остались на титановой
заготовке и отделились от железа (см. рис. П-12, а).
Металлографический анализ фиксирует образование прослойки
высокой твердости между железом и молибденом (см. рис. П-12, б).
В образцах, сваренных при Т = 1000° С; р = 1,76 кгс/мм2;
t = 20 мин, ширина прослойки невелика и колеблется в пределах
3,7—7,5 мкм. Эта прослойка должна представлять собой соеди-
нение Fe2Mo2 и твердый раствор железа в молибдене.
Для образцов, сваренных с молибденовой прослойкой, харак-
терно наличие в пограничной зоне железа слаботравящейся по-
лосы повышенной микротвердости шириной 30—50 мкм, которая,
очевидно, представляет собой твердый раствор молибдена в железе.
Так же, как и в предыдущих случаях, наличие прослойки высокой
твердости между молибденом и железом приводило к неудовлет-
ворительной прочности соединения.
Поскольку ванадий относится к металлам, не склонным обра-
зовывать хрупкие соединения с титаном, и одновременно легко
образует твердые растворы с a-железом, было решено провести
также сварку сплава ВТ5-1 со сталью через ванадиевую прослойку
(см. рис. П-12, в). На рис. П-12, г представлен шлиф сварного
соединения из ВТ5-1 и армко-железа с прокладкой из ванадия.
Контакт между металлами в зоне сварки получился полным при
весьма высокой твердости этой зоны, что свидетельствует об от-
сутствии охрупчивания. Со стороны армко-железа имеется светлая
полоса, по-видимому, из феррита, сильно легированного ванадием,
что затруднило выявление границ зерен при травлении.
При диффузионной сварке быстрорежущей стали Р18 с угле-
родистой сталью 45 через медную промежуточную прокладку
толщиной 2 мкм при Т = 800° С медь диффундировала в сталь 45
по границам зерен феррита и перлита (см. рис. П-13, а). На
рис. П-13, б показано место контактирования стали 45 с медной
прокладкой (7 = 900° С). В месте соединения со стороны стали 45
видно перлитное зерно с характерной структурой перлита. Из-за
пластинчатой структуры перлита зона контакта имеет волнистую
форму. Медь диффундирует в сталь 45 по ферритным пластинкам.
Как известно, особую трудность представляет соединение
твердых сплавов со сталями, коэффициенты температурного рас-
ширения которых обычно отличаются в 2 раза. Поэтому для сни-
жения внутренних напряжений весьма эффективно использование
прокладок.
Так как в процессе нагревания пластины твердого сплава на ее
поверхности возникают сжимающие напряжения, а в середине —
H. Ф. Казаков 49
Рис. 16. Дифрактограмма керамики 22ХС после взаимодействия с медью МБ
растягивающие, то при нагреве не следует превышать максимально
допускаемых скоростей нагрева. Скорость охлаждения должна
быть в 8—10 раз меньше скорости нагрева. С увеличением тол-
щины прокладки внутренние напряжения, как правило, умень-
шаются. Однако решающее значение имеет их материал. Положи-
тельный эффект дало применение прокладок из низкоуглеродистой
стали, пермаллоя, никелевой фольги или порошка никеля.
Исследованиям подвергали образцы из стали У8 и стали 45
с размерами 60x14x15, к которым приваривали пластины из
твердых сплавов ВК8 и Т15К6. Контактную поверхность сталь-
ного образца строгали и не подвергали дополнительной механи-
ческой обработке. Твердый сплав зачищали на наждачном круге.
Свариваемые поверхности обеих деталей обезжиривали ацетоном.
Режим сварки: Т = 1100° С; р = 1 кгс/мм2; t = 6 мин; В —
= 10-4 мм рт. ст.
Металлографические исследования показали плотный контакт
твердого сплава с материалом прокладки — порошкообразным
никелем (см. рис. П-14, а и б). Вдоль линии контакта видны зерна
карбида вольфрама овальной формы, отличные от материала
прокладки, твердого сплава и державки и появившиеся при
диффузионном взаимодействии зерен карбида вольфрама с мате-
риалом прокладки. Сравнительные испытания показали, что пре-
дел прочности на сдвиг диффузионного соединения твердого
сплава со сталью без прокладки составляет 17,2 кгс/мм2, а предел
прочности соединения тех же материалов с прокладкой из по-
рошкообразного никеля возрос до 26 кгс/мм2.
50
Рис. 17. Распределение элементов
в воне соединения вольфрамомолибде-
ноциркониевого сплава с титановым
никеля в сталь (см. рис. П-14, в).
При сварке стали 18Х2Н4ВА
с твердым сплавом ВК20 через
прокладку—фольгу никеля (ре-
жим сварки: Т = 1050° С; р =
= 1 кгс/мма; t = 10 мин) со
стороны стали наблюдается кли-
нообразное расширение границ
зерен, появившееся, вероятно,
вследствие граничной диффузии
Ширина диффузионной зоны в твердом сплаве составляет 20 мкм.
Аналогичные явления наблюдались при сварке других мате-
риалов.
Это объясняется тем, что применение специально подобранной
промежуточной прокладки способствует повышению прочности
вакуумной плотности сварного соединения, образованию согла-
сованных соединений; позволяет получить монолитное соедине-
ние при более низких температурах сварки, снижает внутренние
напряжения в зоне соединения, препятствует образованию чрез-
вычайно стойких окислов на поверхности алюминия, титана и
дисперсионно-твердеющих сплавов, которые препятствуют диф-
фузии. Материал прокладки рассасывается — диффундирует
в основном металле; в результате повышается температура сое-
динения в целом.
На рис. 16 приведена дифрактограмма керамики 22ХС после
взаимодействия с медью МБ в процессе диффузионной сварки
в вакууме, выполненная для обнаружения медесодержащей кри-
сталлической фазы. Анализ дифрактограммы позволил установить
межплоскостные расстояния в ангстремах. Некоторые межпло-
скостные расстояния характерны для кристаллической решетки
медной шпинели (алюмината меди)—СиО-А12О3. Пики, соот-
ветствующие кристаллической решетке чистой меди, на дифрак-
тограмме отсутствуют.
Рентгеноструктурный анализ зоны стыка сварного соединения
ниобиевого сплава 5ВМЦ с титановым ОТ4, полученного диффу-
зионной сваркой, как в сторону сплава 5ВМЦ, так и в сторону
сплава ОТ4 выявил наличие хрупкой да-фазы и остаточной 0-фазы.
Кроме того, зафиксировано размытие линий а-титана, просве-
чивающих сквозь 0- и да-фазы, что может иметь место при образо-
вании в процессе охлаждения образцов мартенситной а-фазы.
Расчет периодов решетки обнаруженных фаз и анализ результатов
микрорентгеноспектрального анализа свидетельствуют о небла-
гоприятной роли диффузионных процессов, приводящих к обра-
4* 51
зованию хрупких фаз. В связи с этим в дальнейших эксперимен-
тах было снижено время сварки и увеличено давление.
Соединение, полученное по установленному режиму, характе-
ризуется оптимальными механическими свойствами. Микрорент-
геновским зондированием определено распределение элементов
в зоне стыка (рис. 17). Наблюдается преимущественная диффузия
титана в ниобий, что связано с преимущественной диффузией
легкоплавкого элемента в более тугоплавкий.
Рассмотренные выше закономерности и условия получения
соединений диффузионной сваркой следует учитывать при раз-
работке технологических процессов соединения различных ма-
териалов.
Основные параметры
и рекомендуемые режимы
С помощью диффузионной сварки изготовляют узлы
и детали из различных металлов, сплавов и неметаллических
материалов. Композиции, свариваемых материалов исключительно
разнообразны. В результате накопленного опыта можно сделать
вывод, что большинство металлов, таких как никель, медь, титан
и их сплавы, стали, в том числе и аустенитного класса и др.,
обладают хорошей взаимной свариваемостью. То же можно ска-
зать о тугоплавких металлах — молибдене, вольфраме, тантале,
ниобии. Хорошо сваривается молибден со сталью, йиобием.
Получено сварное соединение алюминия с коваром, обладающее
герметичностью и прочностью, удовлетворяющими необходимым
требованиям. Свариваются керамика, стекло, кварц, графит,
керметы и металлокерамика с металлами. Без труда осуще-
ствляется сварка чугуна со сталью по большой поверхности. Сва-
риваются такие разнородные металлы, сплавы и неметаллы, как
титан и медь МБ, титан и ковар, титан и константан, титан и мо-
либден, золото с бронзой, серебро с коррозионно-стойкой сталью,
титан и платина, молибден и ковар, стекло и ковар, качественные
соединения которых невозможно получить другими методами
сварки и пайки.
Так как при диффузионной сварке свариваемые поверхности
деталей нагреваются до температур ниже или выше точки рекри-
сталлизации при небольшом давлении, то оказывается возможным
сваривать металлы и сплавы без существенных изменений их
физико-механических свойств. С помощью весьма простых прие-
мов возможно управлять процессом сварки: нагревом деталей,
увеличением или уменьшением давления на поверхности контакта,
понижением разрежения в рабочей камере, увеличением выдержки
деталей при соответствующих температурах, различными спосо-
оами подготовки соединяемых поверхностей и т. п. Установление
соотношений между этими параметрами процесса сварки имеет
первостепенное значение для отработки оптимальной технологии.
Графическая зависимость прочности получаемого соединения
от изменения давления выражается кривой (рис. 18). Давление
53
Рис. 18. Зависимость прочности сварного соединения, полученного
при В = 10~* мм рт. cm., t = 5 мин, от давления:
! — чугун СЧ 18-36, Т = 900° С; 2 — сталь 50, Т — 1100° С; 3 — сталь
4Х14Н14В2М, Т — 1200° С
Рис. 19. Цикл изменения разрежения при сварке сплава Т15К6 со
сталью 45
требуется для обеспечения плотного контакта свариваемых по-
верхностей, что необходимо для взаимного диффузионного обмена
атомов свариваемых материалов. Если давление при сварке
меньше оптимального, то на границе соединения могут появиться
непровары.
Характер изменения остаточного давления в рабочей камере
и температуры нагрева в процессе диффузионной сварки показан
на рис. 19. На создание высокого вакуума в камере затрачивается
10—12 мин, затем начинается нагрев свариваемых деталей. Нагрев
деталей приводит к неизбежному выделению растворенных в них
газов (участок об). Количество этих газов зависит от состава
металла и размеров свариваемых деталей. Скорость выделения
газов определяется интенсивностью нагрева. При этом давление
в камере повышается (участок бв).
Участок (гд) характеризует установившееся давление в ка-
мере во время обезгаживания. Процесс обезгаживания можно
ускорить за счет повышения температуры нагрева, используя
более мощную откачную систему. В противном случае повышение
давления до 10 3 мм рт. ст. может вызвать ионизацию и пробой
(короткое замыкание между витками индуктора). По окончании
обезгаживания происходит уменьшение остаточного давления
в камере до 10~4 мм рт. ст. (участок де), после чего передается
необходимое усилие сжатия деталей.
54
Рис 20. Цикл изменения тем- Т°С
пературы при сварке меди и
ковара 1иии
800
Участок характери-
зует непосредственный
процесс сварки, продолжи- т
тельность которого 15—
20 мин (участок еж). По
истечении указанного вре- wo
мени нагрев прекраща-
ется, давление остаточных
газов в камере умень- zoo
шается. Усилие сжатия
не снимается до охлажде-
ния Деталей до темпера- „
туры 80—150° С. Если
давление снять преждевременно, то в случае сварки разнород-
ных металлов может произойти разрыв по линии стыка, а при
сварке однородных металлов снижается предел прочности свар-
ного соединения.
Из графика на рис. 20 видно, что для диффузионной сварки
меди с медью (кривая 2), ковара с коваром (кривая 3), твердого
сплава Т15К6 со сталью 45 (кривая 1) необходим нагрев перво-
начально до температуры несколько выше температуры сварки
(выше на 50—70° С), так как при приложении давления к свари-
ваемым деталям часть теплоты за счет увеличения контакта и
теплопроводности отводится в прижимные устройства. Кроме
того, тепло расходуется на диффузию частиц одного металла
в другой.
После окончания нагрева с целью исключения окисления де-
талей на воздухе они должны охлаждаться до определенной тем-
пературы в камере. Для деталей из черных металлов температура
охлаждения не должна превышать 150—250° С, для цветных
80° С, для твердых сплавов 100° С. При охлаждении сваренных
деталей до указанных температур происходит термическое сокра-
щение каждого из материалов.
При сварке разнородных металлов стальная деталь сокра-
щается в 2 раза больше, чем деталь из твердого сплава или гра-
фита. Развивающиеся при этом напряжения в сварном соедине-
нии снижаются при определенной температуре (например, 900° С
Для стали 12Х18Н10Т и графита). Ниже этой температуры про-
цесс релаксации практически прекращается. Напряжения, вы-
зываемые неравномерной усадкой при охлаждении, могут при-
вести к растрескиванию сварного соединения по плоскости сварки
и его полному разрушению.
55
Puc. 21. Зависимость прочности соединения
из стали 45 от механической обработки
поверхности перед сваркой
6g,
кгс/мм2
10-
Этого можно избежать, если после
окончания сварки детали оставить
под давлением. При этом подвиж-
ность дислокаций, приводящая в си-
ловом поле к развитию трещин, сни-
жается за счет давления; при охлаж-
дении под давлением также происхо-
дит процесс выравнивания напряже-
ний, что практически исключает в дан-
ных условиях образование трещин.
-Из сваренных в вакууме заготовок вытачивали образцы.
Место соединения всегда находилось в середине расчетной длины
образца. Для каждого из исследованных режимов изготовлено
не менее трех образцов. Оценку качества сварного соединения
проверяли механическими испытаниями на растяжение.
Для успешного решения задач по разработке и получению
диффузионного соединения различных конструкций технолог
должен хорошо знать основные параметры диффузионной сварки,
их влияние на качество соединения, методику определения основ-
ных параметров и режимов и последовательность разработки тех-
нологического процесса сварки. Рассмотрение указанных вопро-
сов является содержанием настоящей главы.
Подготовка поверхности перед сваркой. Влияние способов ;
подготовки свариваемых поверхностей на прочность соединений
при диффузионной сварке исследовали экспериментально.
Первая серия экспериментов заключалась в .определении
прочности соединения в зависимости от шероховатости поверх-
ности. Диффузионную сварку проводили при постоянных пара-
метрах: Т = 1000° С; р = 2 кгс/мм2; t = 5 мин.
Соединяемые поверхности обрабатывали следующими спо-
собами: черновое точение; тонкое получистовое точение; шлифо-
вание; полирование; все остальные условия сохранялись одина-
ковыми. Анализ диаграммы, приведенной на рис. 21, показывает,
что при черновой обработке давление недостаточно для обеспече-
ния максимальной площади истинного контакта. На поверхности
контакта сохранялись неровности, препятствовавшие непосред-
ственному контакту чистых поверхностей металла при малых
давлениях. При получистовом точении рельеф поверхностей бо-
лее гладкий, что для данного режима сварки позволило получить
прочность соединения на 20% выше. При шлифовании прочность
соединения оказалась на 10% меньше по сравнению с тонким
получистовым точением. Возможно, при абразивной обработке
56
Рис. 22. Зависимость прочности свар-
ного соединения от способа химической
обработки поверхности
на поверхность зачищенного ме-
талла попадали твердые частицы
абразива, которые препятство-
вали диффузионным процессам.
Прочность соединения при
полировании аналогична проч-
ности при получистовом точе-
нии. Такое практическое совпа-
дение величин прочности соеди-
нений служит хорошим дока-
зательством того, что выбран-
ный режим (температура, давление, длительность выдержки, раз-
режение) обеспечивает чрезвычайно тесный контакт поверхностей
заготовок уже при получистовом точении.
Очень перспективен способ очистки свариваемых поверхностей
ультразвуком. Применение ультразвуковых колебаний для
очистки свариваемых поверхностей повысило предел прочности
сварных соединений при изгибе с 70—80 до 80—130 кгс/мм2. '
Другая серия экспериментов состояла в определении проч-
ности соединения в зависимости от способов удаления с поверх-
ности металлов адсорбированных пленок (масел, жиров, пыли,
грязи, краски и т. п.), мешающих сближению соединяемых по-
верхностей.
Жировые пленки удаляли различными способами: протиркой
спиртом, ацетоном, четыреххлористым углеродом и прокалива-
нием в вакууме. Очистка металлических поверхностей методом
травления основана на способности кислот и щелочей растворять
окислы. В результате этого поверхность металлов, полученная
при травлении кислотой, имеет ровный рельеф с равномерной
пленкой по всей поверхности. Кроме того, поверхности образцов
очищали от адсорбированных и окисных пленок предваритель-
ным прокаливанием в вакууме при температурах, достаточных
для испарения поверхностных слоев металлов и возгонки окисных,
пленок; состояние поверхностных слоев характеризовалось по-
вышенной энергией активации.
Проведенные исследования позволили сделать следующие
выводы: 1) подготовка поверхности имеет значение для создания
площади фактического контакта; лучшие результаты обеспечи-
вает механическая обработка резцом, т. е. получистовое точение;
2) химическая обработка поверхности позволяет стабилизировать
прочностные характеристики соединения (действие различных
сред неодинаково); так, при обезжиривании четыреххлористым
57
углеродом по сравнению с протиркой ацетоном прочность повы-
шается на 14% (рис. 22); 3) при диффузионной сварке в вакууме
независимо от способа очистки поверхности соединяемых мате-
риалов имеют место обезгаживание поверхностей материалов и
возгонка окисных пленок, приводящие к упрочнению соединения
и улучшению свойств материалов.
Температура и давление при сварке. Влияние температуры
в диапазоне 800—1100° С выяснялось при различных давлениях
(0,5; 1; 2 и 5 кгс/мм2), продолжительности сварки 5 мин, разреже-
нии 10~3 мм рт. ст. Из анализа кривых, приведенных на рис. 23,
следует, что прочность соединения при всех давлениях сильно
зависит от температуры. Кривая 1 (давление 0,5 кгс/мм2) показы-
вает, что при увеличении температуры на 100° С (с 800 до 900° С)
прочность соединения увеличивается в 2 раза, а при повышении
температуры до 1100° С — в 3 раза. В меньшей степени эта разность
проявляется при давлении 1 кгс/мм2 (кривая 2). Так, при повы-
шении температуры от 800° С до 1100° С прочность увеличивается
в 2 раза; при давлении 2 кгс/мм2 (кривая 3) — в 1,4 раза, а при
давлении 5 кгс/мм2 (кривая 4) —только в 1,2 раза.
При давлении 2 и 5 кгс/мм2 прочность соединения увеличи-
вается лишь для температуры 1000° С. При 1100° С наблюдается
даже некоторое уменьшение прочности соединения, что, по-види-
мому, вызывается ростом зерен. Изменение размеров зерна ока-
зывает меньшее влияние для давлений 0,5 и 1 кгс/мм2, когда
вследствие слабого контакта между свариваемыми частями
наблюдается большой разброс и низкий уровень прочности соеди-
нений. Та же закономерность характерна и для температур 1000
и 1100° С при давлениях 0,5 и 1 кгс/мм2.
При увеличении давления (рис. 24) от 0,5 до 2 кгс/мм2 проч-
ность соединения значительно растет для температур 800, 900,
1000, 1100° С. Дальнейшее увеличение давления от 2 до
5 кгс/мм2 сказывается незначительно на прочности соединения.
Это можно объяснить тем, что поверхность металла никогда не
бывает абсолютно ровной, на ней всегда существуют выступы и
впадины. При соприкосновении таких поверхностей в тесный кон-
такт вступят только выступы небольшой части поверхности.
При повышении давления эти выступы сминаются и площадь
истинного контакта увеличивается. Следовательно, полное
изменение прочности соединения при увеличении давления до
2 кгс/мм2 и выше можно объяснить главным образом увеличе-
нием площади истинного контакта между соединяемыми поверх-
ностями.
^Экспериментально установлена зависимость прочности свар-
ного соединения от давления и температуры сварки. Увеличение
давления повышает прочность соединения только до определенного
значения. Дальнейшее увеличение давления снижает прочность
сварного соединения (рис. 25). Таким образом, характер зави-
симости глубины зоны диффузии от давления совпадает с харак-
58
Рис. 23. Зависимость прочности сварного соединения от температуры сварки
(t = 5 мин) при давлениях в процессе сварки:
1 — 0,5 кгс/мм2; 2 — 1 кгс/мм2; 3 — 2 кгс/мм2; 4 — 5 кгс/мм2
Рис. 24. Зависимость прочности соединения от давления и температуры сварки
(t = 5 мин):
п Т = 800° С; 2) Т = 900° С; 3) Т = 1000° С; 4} Т = 1100° С
Рис. 25. Зависимость прочности соединения от давления сварки:
1 — титановый сплав ВТ5-1; 2 — сталь 45Х14Н14В2М; 3 — сталь 50 (Т = 1000° С);
4 — сталь 45 (Г = 900° С); 5 — ковар Н29К18А; 6 — медь МБ; 7 — чугун СЧ 18-36
тер ом зависимости прочности соединения от того же параметра.
Это может быть следствием того, что давление одинаковым обра-
зом влияет на диффузию и самодиффузию (рис. 26).
Повышение температуры при постоянном времени сварки и
прочих равных условиях увеличивает прочность соединения, но
до определенного предела. Дальнейшее повышение температуры
разупрочняет соединение в результате быстрого роста зерна
(рис. 27, 28). Время сварки аналогичным образом влияет на все
прочностные характеристики (рис. 29). На рис. 30, а приведены
кривые зависимости ударной вязкости сварного соединения от
температуры, а на рис. 30, б зависимости относительного удлине-
ния от температуры сварки. Температура сварки влияет на все
механические характеристики сварных образцов.
59
бд.кгс! НГТ
Рис. 26. Зависимость пластичности соединений титанового сплава ВТ5-1 от дав-
ления сварки; режим сварки:
Т = 1000° С; t = 5 мин
Рис. 27. Зависимости прочности соединения от температуры сварки:
I — титановый сплав ВТ5-1; 2 — сталь 45; 3 — ковар Н29К18А; 4 — медь Ml
Рис. 28. Зависимость разрушающего напряжения от температуры сварки при
испытании на излом (1 и 2) и изгиб (3 и 4):
1 — титановый сплав ОТ4 сварен с медью Ml; режим сварки: р = 0,5 кгс/мм2, t = 5 мин;
2 — титановый сплав ОТ4 сварен с медью МБ; режим сварки: р = 0,5 кгс/мм2, t =
= 10 мин; 3 — сталь Р18 сварена со сталью 45; режим сварки: р = 2 кгс/мм2, t = 10 мии;
4 — медь МБ сварена с керамикой 22ХС; режим сварки: р = 1 кгс/мм2, t = 5 мин
Рис. 29. Зависимость предела прочности соединения от времени сварки:
I — титановый сплав ВТ5-1; 2 — сталь 45; 3 — ковар Н29К18А; 4 — медь Ml
60
Рис. 30. Зависимость ударной вязкости (а) и относительного удлинения (б)
соединения сплава ВТ5-1 от температуры сварки
Рис. 31. Диаграмма объемной зависимости прочности соединения из ста-
ли 45 от температуры и давления сварки
Совмещенная объемная зависимость прочности соединения
от температуры и давления на примере конструкционных сталей
иллюстрируется рис. 31. Эта зависимость изображается поверх-
ностью, которая при пересечении с горизонтальной плоскостью
р—Т образует границу свариваемости. Точки, лежащие по пра-
вую сторону от указанной границы, характеризуют режимы,
которые не обеспечивают качественного соединения. Точки, лежа-
щие по левую сторону от границы, характеризуют оптимальные
режимы сварки. На горизонтальной плоскости представлена за-
висимость оптимального давления от температуры. При пересече-
нии границы свариваемости с осями давления и температуры опре-
деляются условия сварки. С повышением температуры до темпе-
ратуры плавления материала давление равно нулю.
Температурный режим следует выдерживать очень строго.
Нагревать изделия следует до более высоких температур, чем
необходимо для сварки, с учетом отвода теплоты в пуансоны,
передающие давление.
Температура 800 и 900° С и давление 0,5 и 1 кгс/мм2 не обеспе-
чивают равнопрочного основному металлу' соединения (разру-
шение происходит по месту соединения), пластичность сварного
образца низкая. Температура соединения 1000 и 1100° С при
давлениях 1,2 и 5 кгс/мм2 обеспечивает соединение, равнопроч-
ное основному металлу; при этом фактически исчезают границы
раздела двух заготовок, образцы разрушаются по основному
61
Рис. 32. Образцы после испытаний на растяжение (а), кручение (б), сдвиг (в),
угол изгиба (г), ударную вязкость (д)
металлу. Некоторое снижение пластичности наблюдается при
давлении 5 кгс/мм2. Это, по-видимому, можно отнести за счет
наклепа, вызванного деформацией, и роста зерна. Величина
относительной осадки для давления 5 кгс/мм2 при 1000 и 1100° С
составляет 4,5 и 16%, а для тех же температур при давлении
2 кгс/мм2 — 1,5—2%.
Аналогичные зависимости прочности соединения от темпера-
туры, давления, разрежения и других факторов получены и для
других материалов. В зависимости от условий работы сварных
соединений прочность оценивали испытаниями на растяжение,
кручение, ударную вязкость, угол изгиба и сдвиг (рис. 32). При-
чем различные прочностные характеристики изменялись в за-
висимости от температуры и давления при сварке (рис. 33).
Продолжительность сварки и охлаждения. В результате экс-
периментов установлена зависимость прочности сварного соеди-
нения от времени сварки, с увеличением которого прочность свар-
ного соединения растет до предела прочности основного металла
(рис. 34). Дальнейшее увеличение продолжительности сварки на
62
Г _<
к <
/с
К WOO °C
( ' 1100°с'\
1 л 900°С
в J

V 7 7 5 4 р,кгс1ннг
Рис. 33. Зависимость пластичности
соединения от давления и температуры
сварки
Рис. 35. Зависимость прочности и
пластичности соединения из конст-
рукционной стали от температуры
охлаждения
прочность сварного соедине-
ния практически не влияет.
Однако чрезмерное увеличе-
ние выдержки снижает проч-
ность сварного соединения
из-за роста зерна. Аналогич-
ным образом влияет продол-
жительность процесса на пла-
стичность, относительное удлинение и ударную вязкость.
Вопрос о влиянии температуры охлаждения сваренных в ва-
кууме образцов на прочность и пластичность изучали при Т -=
= 1000° С; р = 2 кгс/мм2; t = 5 мин.
На рис. 35 приведены кривые прочности соединения образцов,
охлаждаемых до разных температур в вакуумной камере. Если
прочность соединения при 1000° С принять за 100%, то охлажде-
ние в камере до 600° С позволяет повысить прочность на 0,1%,
до 400° С — на 33% и до 200° С — уже на 44%. В интервале тем-
ператур 1000—600° С пластичность отсутствует. С понижением
температуры до 400° С пластичность возрастает до 3%, при даль-
нейшем понижении температуры до 200° С пластичность повы-
шается до 7%, а при температуре 100° С и ниже она достигает
максимума—13%. Таким образом, постепенное охлаждение
в вакуумной камере под давлением сваренных образцов (деталей).
способствует повышению прочности и пластичности соединяемых
металлов и сплавов.
Вакуумирование при сварке. Исключительно важное значение
для проведения процессов диффузионной сварки имеет степень
разрежения. При этом следует учитывать некоторые особенности,
в частности усиление газовыделения из деталей и стенок камеры
при повышении температуры. Опыты проводили при Т = 900
и 1000° С; р == 2 кгс/мм2; t = 5 мин.
Анализ кривых, построенных для стали 45, показывает, что
при температуре 1000° С прочность соединения значительно
возрастает до степени разрежения 10-1 мм рт. ст.; при дальнейшем
увеличении разрежения наблюдается значительное увеличение
прочности. При температуре 900° С прочность соединения резко
повышается до степени разрежения 10“2 мм рт. ст., дальнейшее
повышение разрежения не оказывает столь большого влияния
на прочность соединения (рис. 36).
Зависимость прочности соединения от температуры и разреже-
ния можно изобразить на совмещенной объемной диаграмме
64
Рис. 36. Зависимость прочности сварного соединения от степени разрежения
при сварке:
а — сталь 45; б — сталь 45 со сталью Р18
Рис. 37. Диаграмма объемной зависимости прочности соединения из конструк-
ционной стали от степени разрежения и температуры
Рис. 38. Влияние температуры и времени нагрева в вакууме на прочность свар-
ного соединения
поверхностью, которая при пересечении с горизонтальной пло-
скостью образует границу свариваемости (рис. 37). Справа внизу
находится область, в пределах которой сварка невозможна.
При выдержке нагретого металла в вакууме происходит дегаза-
ция. При этом в первую очередь удаляются газы из наружных
слоев металла. Затем процесс диффузии способствует перемеще-
нию газа от внутренних слоев металла к внешним и дальнейшей
5 Н. Ф. Казаков 65
дегазации. Процесс дегазации металлов определяется двумя
факторами: во-первых, количеством растворимого газа и темпе-
ратурой металла при его последующей обработке и, во-вторых,
диффузией, скорость которой зависит от рода металла, растворен-
ного в нем газа и от температуры, при которой ведется обезгажи-
вание. Поэтому в результате дегазации более интенсивно про-
исходит процесс «залечивания» микрощелей при повышенных
температурах, что в значительной степени объясняет высокую
прочность и пластичность получаемых соединений.
На основе расчетов и экспериментальной проверки установ-
лено, что степень разрежения в вакуумной камере в диапазоне
использованных режимов (10 2—10’5 мм рт. ст.) вполне обеспе-
чивает такую чистоту соединяемых поверхностей, которая га-
рантирует создание монолитного соединения, равнопрочного
основному металлу.
Выдержка меди при повышенной температуре в вакууме в те-
чение 15 мин повышает ее прочность на 20—25%, вакуумирование
стали 45 упрочняет ее на 10—15% (рис. 38). Увеличение выдержки
в вакууме практически сказывается только до определенного
предела, обусловленного наличием растворенных газов и тол-
щиной поверхностных пленок. При прочих равных условиях по-
вышение температуры при вакуумировании в известном интервале
способствует упрочнению металла.
После сварки в вакууме прочность полученных соединений
оценивали механическими испытаниями на растяжение. Влияние
термообработки на прочностные свойства материала (в данном
случае прочность при растяжении) определяли для стали 45,
меди Ml и стали 20X13. Заготовки из стали 45 диаметром 15 и
длиной 50 мм изготовлены из одного прутка, чтобы уменьшить
влияние изменений прочностных характеристик материала.
Такая мера лишь частично создает абсолютную идентичность
условий проведения опыта. Из этого же прутка был испытан па
растяжение образец без вакуумирования. В заготовках, предназна-
ченных для термообработки в вакууме, сверлили отверстия для
термопары, а затем их термически обрабатывали в камере свароч-
ной диффузионной установки (СДВУ-50) с индукционным нагре-
вом.
Температура термообработки 1000 и 1100° С, продолжитель-
ность 1; 10; 60 мин; разрежение в камере 10“3 мм рт. ст.; после
вакуумирования образцы охлаждались в вакууме до 200° С.
Из заготовок изготовлены стандартные образцы для испытаний
на растяжение. Результаты исследований показали, что прочность
стали 20X13 повысилась на 10—12% при нагреве в вакууме в те-
чение 10 мин.
Технология диффузионной сварки. С технологической точки
зрения при выполнении диффузионной сварки важны следующие
основные требования: должны быть обеспечены очистка поверх-
ностей соединяемых материалов и непосредственный их контакт;
66
материалы, подвергаемые соединению, следует нагреть до соот-
ветствующей температуры, способствующей диффузии через
соединяемые поверхности за обусловленный период времени;
защитная атмосфера должна предотвращать окисление или
загрязнение материалов.
Для осуществления диффузионной сварки части деталей,
подлежащие соединению, помещают в вакуумную камеру и уста-
навливают в контакт друг с другом. Весь узел поддерживают
в таком положении за счет приложения внешнего контролируе-
мого давления. Затем узел нагревают до заданной температуры
в течение обусловленного периода времени, передают необхо-
димое сварочное давление и выдерживают при этих температуре
и давлении в течение определенного времени.
После сварки детали охлаждают в вакуумной камере или
на воздухе, в зависимости от свойств соединяемых материа-
лов.
Оптимальное значение вакуума выбирают с учетом свойств
свариваемых материалов и результатов исследований. При недо-
статочном вакууме, усиливается окисление свариваемых мате-
риалов.
Получение высокого вакуума существенно снижает произво-
дительность сварки, приводит к удорожанию процесса и мо-
жет быть оправдано только с точки зрения эффективности очистки
свариваемых поверхностей от окислов и различных газов.
Обработка поверхности должна, обеспечить максимальную
фактическую площадь контакта свариваемых поверхностей. При
выборе класса шероховатости поверхности следует ориентиро-
ваться на технико-экономические возможности предприятия.
Способ очистки свариваемых поверхностей от всякого рода
пленок выбирают в зависимости от природы и вида пленок на осно-
вании существующих рекомендаций.
Температура сварки должна обеспечить большую скорость
пластического деформирования и развитие диффузионных про-
цессов. Температуру сварки определяют из соотношения: Тсв =
= 0,77^. Для жаропрочных сплавов и тугоплавких металлов
она может быть несколько выше.
Давление должно достигать такой величины, чтобы осуще-
ствить деформацию микронеровностей и шероховатостей на сва-
риваемых поверхностях и обеспечить максимальную истинную
площадь контакта последних. Значение давления в зависимости
от рода свариваемых материалов можно установить опытным
путем или расчетом. Ориентировочно оптимальное значение дав-
ления, обеспечивающего получение качественного соединения,
не приводящего к макроскопической деформации зоны сварки,
примерно равно пределу текучести свариваемых материалов при
температуре сварки. При сварке разнородных материалов давле-
ние устанавливают в зависимости от характеристик менее проч-
ного из свариваемых материалов.
Рис. 39. Влияние давления сжатия и температуры сварки на механические свой-
ства соединений:
а — сплав ЭП99; б — сплав ХН75МБТЮ (ЭИ602); 7) Т = 1000’ С; 2) Т =1150° С;
3) Т = 1175° С; 4) Т = 1200° С
Время сварки выбирают, в зависимости от наличия промежу-
точной прослойки между свариваемыми поверхностями, опытным
путем или расчетом по существующим методикам.
В качестве примера рассмотрим методику разработки техно-
логического процесса диффузионной сварки жаропрочных спла-
вов ХН75МБТЮ (ЭИ602) и ЭП99 142].
Сварка без промежуточных, прослоек. Исследование начато
с установления оптимального значения давления сжатия и тем-
пературы сварки. В опытах давление увеличивали от 1 до
4 кгс/мм2 через каждые 0,5 кгс/мм2. Сварку выполняли при тем-
пературах 1100; 1150; 1175 и 1200° С, время сварки было постоян-
ным (6 мин). После сварки образцы извлекали из камеры и охлаж-
дали на воздухе.
Режим сварки признавали оптимальным, если сварные соеди-
нения были равнопрочны основному металлу, т. е. имели времен-
ное сопротивление разрыву для сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602)
75 кгс/мм2 и для сплава ЭП99 100 кгс/мм2. Механические свойства
соединений определяли на пятикратных гагаринских образцах
диаметром 6 мм, вырезаемых перпендикулярно стыку.
Среднеарифметические значения временного сопротивления
разрыву оЕ и относительного удлинения б, подсчитанные по ре-
зультатам испытания 3—12 образцов, приведены на рис. 39 и 40.
По мере увеличения давления сжатия при всех температурах рас-
тет прочность соединений, которая преимущественно связана
с увеличением поверхности фактического контакта, т. е. со сте-
пенью завершения первой стадии процесса. Однако, как показали
металлографические исследования, момент завершения первой
стадии не совпадает с моментом достижения равнопрочности сое-
68
Рис. 40. Влияние времени
сварки на механические
свойства соединений спла-
вов ЭП99 (Г) и ЭИ602 (2).
Режим сварки сплава
ЭП99: Т = 1150° С, р =
= 4 кгс/мм2; сплава
ХН75МБТЮ (ЭИ602):
Т = 1150° С, р = 3 кгс/мм*
динений с основным металлом. Например, при температуре 1100° С
фактический контакт по всей поверхности соединений сплава
ЭП99 устанавливался при давлении 3 кгс/мм2, прочность при этом
составляла 92 кгс/мм2. При сварке сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602)
аналогичная картина наблюдалась при давлении 2,5 кгс/мм2.
Прочность при таком режиме составляет 60 кгс/мм2.
По-видимому, в момент установления фактического контакта
соединения еще содержали в стыке ультрамикроскопические не-
сплошности и включения (не обнаруживаемые при увеличении
450). Для рассасывания этих дефектов требуется дополнительное
время. При дальнейшем увеличении давления сжатия время
установления фактического контакта становится меньше истин-
ного времени сварки, и за остающееся время успевает закончиться
рассасывание несплошностей. Металлографические исследования
показывают, что достижению равнопрочности соответствует обра-
зование внутрикристаллической связи на большей части контак-
тирующих поверхностей.
При увеличении температуры сварки до 1200° С пластичность
и прочность сварных соединений обоих сплавов понижается. Это
связано с чрезмерным ростом зерна у сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602)
и растворением упрочняющих фаз у сплава ЭП99.
Опыты, проведенные при температуре 1250° С и давлении выше
1 кгс/мм2, показали, что в соединениях обоих сплавов по границам
зерен образуются трещины. Это подтверждает необходимость
учета диаграмм технологической пластичности при назначении
температуры сварки.
После определения оптимальных значений температур и дав-
ления сжатия проведено исследование влияния времени сварки
на прочность соединений. Минимальное время сварки сплава
ЭП99 — 6 мин, а сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602) 3 мин. Обращает
внимание некоторое повышение прочности соединений при дли-
69
тельности сварки 0,1 мин. Это может быть объяснено явлением
термомеханического упрочнения — наклепом, который снимается
при более длительном нагреве.
Приведенные данные позволяют рекомендовать следующий
режим сварки: для сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602) Т —
= 1150-j-1175° С; р = 2,5-ьЗ кгс/мм2; t = 3-^-4 мин; для сплава
ЭП99 Т = 1150-И 175° С; р = 3,5-н4 кгс/мм2; t = 6-И мин.
По мере увеличения давления одновременно с ростом средних
значений механических свойств повышается и их стабильность —
уменьшается величина отклонения от средней величины. Ста-
бильность свойств зависит также от длительности перерыва
между зачисткой соединяемых поверхностей и сваркой; она повы-
шается с уменьшением перерыва.
Сварка с прослойкой из фтористого аммония. Применение
прослоек из фтористого аммония ни качественно, ни количественно
не изменяет полученные зависимости между параметрами режима
сварки без прослоек, но стабилизирует качество сварки — ослаб-
ляет влияние перерыва между очисткой поверхностей и сваркой
в пределах одних суток.
Сварка с расплавляющейся прослойкой. В качестве расплав-
ляющейся прослойки применяли промышленный припой ВПр7
на никель-марганцевой основе с содержанием 30—35% Мп.
Концентрация остальных элементов в припое близка к концен-
трации этих элементов в сплаве. Температура сварки принята
1175°С (температура плавления припоя); время сварки 6 мин.
Расчет показал, что при заданных температуре и времени
конечная концентрация марганца в центре прослойки 0,4% будет
достигнута при ее толщине 0,1 мкм, а концентрация, равная
4%, —при толщине 1 мкм. Получить такую тонкую фольгу и
работать с ней сложно. Однако требуемая толщина прослойки
могла быть получена путем выдавливания расплавленного ме-
талла более толстой фольги при сжатии деталей.
Задача эксперимента сводилась к нахождению для этого слу-
чая оптимального давления сжатия и времени сварки. Исследова-
ния проводили на сплаве ЭП99. Толщина фольги припоя состав-
ляла 0,06—0,08 мм. Толщину прослойки, образующейся после
выдавливания избытка жидкого металла, определяли делением
интегральной суммы концентрации марганца в диффузионной
зоне (площади под кривой распределения марганца в стыке) на его
начальную концентрацию в припое. Для получения кривой рас-
пределения концентрации марганца и других элементов исполь-
зовали рентгеноспектральный микроанализатор «Сатеса», поз*
воляющий определять химический состав металла в объеме
2 мкм3.
Из рис. 41 видно, что величина прослойки зависит от давле-
ния и уменьшается с увеличением последнего. Однако увеличе-
ние давления более 1,5—2 кгс/мм2 нецелесообразно, так как его
влияние резко ослабевает. В указанном диапазоне давлений.
70
Рис. 41. Влияние давления сжатия на концент-
рацию марганца, толщину прослойки h и ширину
диффузионной воны в соединении сплава ЭП99;
Т = 1175 °C, t = 6 мин
Рис. 42. Влияние времени сварки на остаточную кон-
центрацию марганца в соединении сплава ЭП99;
Т = 1175° С, р — 1,5 кгс/мм?
фактическая толщина прослойки составляет 1,3 мкм, а концентра-
ция — 2,2%. Это значение близко к данным, полученным расче-
том.
Аналогично толщине прослойки при увеличении давления
изменяется и прочность соединений. При давлении 1,5—2 кгс/мм2
практически достигается прочность основного металла.
Увеличение длительности сварки способствует более полному
выравниванию содержания марганца (рис. 42). Однако увеличение
времени сварки более 6- мин нецелесообразно, так как скорость
выравнивания резко замедляется.
Распределение содержания никеля, хрома и вольфрама в зоне
стыка показано на рис. 43. Равномерно распределены также
алюминий, молибден и титан. Последний и в основном металле,
плойке присутствует в виде карбидов. В прослойке имеется
У,л. л Сг, ранее не содержавшегося в ней. Это свидетельствует
71

об интенсивной диффузии хрома в прослойку из основного ме-
талла, содержащего 22% Сг. Аналогично хрому распределен
вольфрам. В прослойке его содержится 6%, в основном металле —
6,6%.
В условиях эксплуатации детали из жаропрочных сплавов
нагреваются до температуры 900° С, а иногда и выше. Поэтому
с целью установления влияния длительной выдержки 300 ч при
температуре 900° С и кратковременной 16 ч при 1100° С на рас-
пределение элементов в стыке проведено дополнительное исследо-
вание. Как видно из рис. 43, бив, концентрация хрома полностью,
а марганца — в значительной мере выравнивается. Таким обра-
зом, в процессе эксплуатации соединений их химическая одно-
родность повышается.
На основании проведенных исследований признан оптималь-
ным следующий режим сварки с расплавляющимися прослой-
ками сплавов ЭП99 и ХН75МБТЮ (ЭИ602): Т = 1175° С; р =
= 1,5-ь2 кгс/мм2; t = 6 мин.
Исследованиями установлены важные преимущества сварки
с расплавляющимися прослойками по сравнению со сваркой без
прослоек, применение которых стабилизирует качество сварных
соединений, делает их нечувствительными к длительности пере-
рыва между зачисткой и сваркой, резко уменьшает общее уко-
рочение деталей, вызванное их пластической деформацией при
сварке.
Сплавы с повышенным содержанием элементов с большим
сродством к кислороду (алюминий, титан и др.), в частности сплав
ЭП99, предпочтительно сваривать с промежуточными расплав-
ляющимися прослойками.
Сварку без расплавляющихся прослоек рекомендуется выпол-
нять с нанесением на стыкуемые поверхности фтористого аммо-
ния, причем при сварке сплава ЭП99 — независимо от перерыва
между очисткой поверхностей и сваркой.
При жестких требованиях к точности деталей сварку во всех
случаях следует выполнять с применением расплавляющихся
прослоек.
На сварку детали поступают после механической обработки,
обеспечивающей обработку соединяемых поверхностей по 6-му
классу шероховатости. Непосредственно перед сваркой соеди-
няемые поверхности зачищают мелкозернистой наждачной бума-
гой и промывают ацетоном. При применении расплавляющихся
прослоек зачистку допускается выполнять за сутки до сварки.
В качестве расплавляющихся прослоек для указанных сплавор
рекомендуется применять фольгу из припоя ВПр7 толщиной
0,1—0,06 мм. Перед введением в стык фольгу зачищают мелко-
зернистой наждачной бумагой и промывают ацетоном. Если кон-
струкция детали не допускает вытеснения избыточного количе-
ства расплавленного металла прослойки на боковые кромки
(детали с внутренними каналами), то толщину и площадь фольги
72
Puc. 43. Распределение
элементов в соединении
сплава ЭП99, выполнен-
ного с прослойкой:
а) Т= 1175*С, р=1,5 кгс/мм’,
t = 6 мин; б) Т = 1100* С,
t = 6 ч; е) Т = 900° С,
t = 300 ч
3
2
1

Сг

^Мп
23
21
19
11
IS
13
О __________________________________________________,
130 110 90 70 50 30 10 0 10 30 S0 10 90 ПОмкн
7вип s)
Ч'ОГ
11
3
2
1
0
к

Mn
°/oCr
23
21
19
11
15
13
30 10 0 10 30 SO 10 90 110мкм
B)
уменьшают. Однако площадь фольги не должна быть меньше двух
третей площади контакта деталей. Более рациональный способ
уменьшения количества расплавленного металла прослойки —
уменьшение не площади, а толщины фольги. Фольгу рекомен-
дуется приваривать к поверхности одной из деталей с помощью
точечной конденсаторной машины. Сварку можно выполнять
на обычных установках для диффузионной сварки в вакууме.
Настоящие рекомендации использованы при изготовлении
особо точных деталей сложного профиля. По сравнению с ранее
применявшейся пайкой диффузионная сварка резко повысила
прочность и точность деталей. Сварные соединения не разрушались
при изгибе на 180°, тогда как паяные разрушались без заметного
изменения профиля. При испытании на разрыв разрушение
сварных соединений частично происходит по основному металлу.
Высокая стабильность механических свойств, незначительная
и легко контролируемая общая деформация сварных соединений
достигаются при использовании расплавляющихся металличе-
ских прослоек. Сварка с расплавляющимися прослойками наибо-
лее рациональна для соединения жаропрочных сплавов в вакууме.
Эмпирический подбор параметров на образцах — трудоемкая
и длительная операция. Однако до настоящего времени не суще-
ствует единой научно обоснованной методики расчета оптималь-
ных параметров режима диффузионной сварки.
Образование сварного соединения при диффузионной сварке
сопровождается целым рядом параллельных и последовательных
процессов возгонки и растворения окислов, пластического тече-
ния, рекристаллизации, взаимной диффузии и др. Естественно,
что наблюдаемая на опыте скорость сварки будет определяться
скоростью самого медленного процесса. Косвенным показателем
завершения процессов, происходящих на контактирующих по-
верхностях при диффузионной сварке, может служить предел
прочности сварных соединений.
На рис. 44 приведены кривые, построенные согласно расчет-
ным данным. Из кривых (рис. 44, а) видно, что при выдержке
30 мин при 700° С зона диффузии практически отсутствует. При
температуре 800° С (рис. 44, б) за время сварки 30 мин появляется
незначительная зона диффузии. При нагреве до 900° С (рис. 44, в)
10-минутная выдержка обеспечивает приемлемую зону диффузии.
При температуре 950° С (рис. 44, г) и температуре 1000° С
(рис. 44, д) гарантия получения качественного соединения повы-
шается. Таким образом, диффузионную сварку стали 20X13
следует проводить при температуре 900—950° С в течение 10 мин.
В этом диапазоне температур предел текучести стали, по дан-
ным разных авторов, лежит в пределах 1,2—2 кгс/мм2. Давление
на детали при диффузионной сварке целесообразно принять
равным 1,6 кгс/мм2.
На рис. 45 приведены экспериментальные данные для стали
20X13. Рассчитанные оптимальные режимы хорошо согласуются-
74
Рис. 44. Распределе-
ние железа в стали
20X13 при темпера-
туре сварки:
а — 700° С; б — 800° С;
в — 900° С; г — 950° С;
д — 1000° С
Рис. 45. Зависимость механиче-
ских свойств соединения от сле-
дующих параметров сварки
С^осн. мет == 5513 кес/ммР') t
а — температуры; б — времени;
в — давления сжатия; г — степени
разрежения; д — температуры
охлаждения образцов в вакууме
с экспериментальными данными. В этом отношении особенно
показательно изменение ударной вязкости в связи с тем, что
ударная вязкость является величиной структурно-чувствитель-
ной, особенно для стали мартенситного класса 20X13.
При сварке сплавов с повышенным содержанием элементов
с большим сродством к кислороду для стабилизации качества
76
Рис. 46. Температурная зависи-
мость упругостей диссоциации окис-
лов элементов, растворенных в спла-
ве ХН75МБТЮ (ЭИ602) при усло-
вии, что сплав насыщен кислоро-
дом. Штриховая линия — упру-
гость диссоциации окиси угле-
рода при наличии свободного угле-
рода в условиях вакуума В —
— 10~iMM рт. ст.
сварных соединений необхо-
димо прибегать к активному
удалению окисных пленок
со свариваемых поверхно-
стей. Это может быть осу-
ществлено с помощью рас-
плавляющихся активирован-
ных металлических прослоек,
углеродистых прослоек, а так-
же с помощью активных
химических соединений, например фтористого аммония.
Парциальное давление кислорода в камере превышает упру-
гость диссоциации окислов всех элементов, кроме никеля, и,
следовательно, при сварке не только невозможна диссоциация
их окислов, но, напротив, следует ожидать окисления элемен-
тов сплава газовой фазой.
Наибольшее сродство к кислороду (наименьшая упругость
диссоциации) имеют алюминий, титан, кремний, поэтому следует
ожидать, что при высоких температурах пленка окислов на жаро-
прочных сплавах будет обогащаться окислами этих элементов.
Если сплав не насыщен кислородом, то упругости диссоциаций
окажутся меньше значений, приведенных на рис. 46, и этот вывод
будет тем более верен. Аналогичный результат получается и для
сплава ЭП99. Если в вакуумную камеру воздух не натекает, то
по мере расходования оставшегося кислорода окисление будет
замедляться и прекратится совсем, когда парциальное давление
кислорода в камере окажется равным упругости диссоциации
окислов. Однако последнее состояние, согласно положениям
химической кинетики, практически недостижимо, так как для
этого требуется бесконечно большое время.
Таким образом, рабочий вакуум в сварочной камере не пред-
отвращает окисления, а лишь ослабляет его. Создание более глу-
бокого вакуума нельзя считать оправданным.
Оборудование
для диффузионной сварки
Основными частями установки для диффузионной
сварки в вакууме являются вакуумная сварочная камера с ва-
куумной системой, источник нагрева деталей и гидроцилиндр
с гидросистемой, служащие для передачи необходимого давления
на свариваемые детали. Приборы для измерения температуры
и вакуума в установках для диффузионной сварки — вспомога-
тельные элементы — предназначены для регулирования и кон-
троля температуры свариваемых деталей в зоне контакта, изме-
рения и контроля остаточного давления в рабочей камере в период
обеспечения, сохранения и улучшения вакуума.
Общие сведения
по основам технологии вакуума
Технология вакуума рассматривает вопросы, связан-,
ные с получением, сохранением и измерением вакуума. Вакуумом
называется состояние пространства, заполненного газами или
парами при давлении, значительно меньшем атмосферного.
Вакуум считается высоким, или очень хорошим, тогда, когда это
давление практически приближается к нулю, т. е. когда оно изме-
ряется миллионными, миллиардными или еще меньшими долями
атмосферного давления.
Получение вакуума заключается в быстром и надежном уда-
лении газов и паров из некоторого пространства. Достигается это
чаще всего с помощью вакуумных установок, но иногда и другими
способами [15, 22, 34, 43, 48, 56, 74, 86].
После получения вакуума его необходимо сохранить в тече- =
ние некоторого, часто очень длительного, промежутка времени.
Это достигается тщательным уплотнением стенок и поддержанием
в надлежащем состоянии всех тел и поверхностей, соприкасаю-
щихся с вакуумом, а также применением специальных поглоти-
телей выделяющихся газов. Проблема сохранения вакуума свя-
зана с применением в вакуумной технологии соответствующих .
78
Давление, мм рт.ст.
стекол, металлов, изоляционных материалов и т. д., а также
с умением плотно и прочно соединять их между собой.
Вопросы измерения давлений, от близких к атмосферному и
до самых низких, приближающихся к нулю, как и вопрос изме-
рения скорости откачки, а также обнаружения течи в вакуумной
системе, составляют предмет измерения вакуума.
Для диффузионной сварки в вакууме металлов и сплавов
обычно требуются давления в рабочем объеме 101—10 ’7 мм рт. ст.
Такой диапазон давлений нельзя получить каким-либо одним
способом. В настоящее время существуют два основных способа
получения вакуума: вакуумными насосами и специальными
поглотителями газа. Необходимо упомянуть и третий, правда,
вспомогательный способ — применение вымораживающих ло-
вушек, снижающих давление паров, присутствующих в вакуумной
системе. Области давления, в которых наиболее рационально при-
менение вакуумных насосов, поглотителей и ловушек, показаны
на рис. 47. Приведенные на рис. 47 названия насосов характери-
зуют принцип их действия.
Выбор откачивающих средств — одна из основных задач при
конструировании сварочных диффузионно-вакуумных установок
(СДВУ). Это объясняется тем, что к системе откачки обычно
предъявляют комплекс не всегда совместимых требований.
С одной стороны, она должна быть возможно более экономичной,
простой по устройству и удобной в эксплуатации, с другой —
обеспечивать широкий диапазон разрежений. При этом процесс
вакуумирования не должен оказывать побочных воздействий на
свариваемые материалы.
Существующие методы получения высокого вакуума основы-
ваются на передаче дополнительного импульса молекулам газа,
вызывая их движение в направлении откачки, и на удалении газов
путем связывания их на поверхностях, обладающих определен-
ными физико-химическими свойствами [88].
79
Рис. 48. Схема трехступенчатого диффузион-
ного паромасляного насоса (движение пара пока-
зано стрелками)
Масляные диффузионные насосы
просты и дешевы в эксплуатации, обла-
дают достаточно большой скоростью
откачки, обеспечивают конечный ва-
куум 10~7—10~8 мм рт. ст. (рис. 48).
Когда в качестве рабочей жидкости
используются полифениловые эфиры
или силоксановые масла, с помощью
этих насосов достигается предельный
вакуум 10® мм рт. ст. Существенный
недостаток масляных диффузионных на-
сосов—миграция в рабочий объем паров
масла и продуктов его разложения, что
заставляет усложнять вакуумные си-
стемы, вводя маслоулавливающие эле-
менты— ловушки. Насосы, снабжен-
ные хорошими вымораживающими ло-
вушками, обеспечивают достаточно «сте-
рильный» вакуум порядка 10_10ммрт.ст.
Ртутные диффузионные насосы позволяют получать давление
10~12 мм рт. ст. Высокая химическая и термическая стабильность
ртути обеспечивает «чистый» вакуум. Однако из-за высокой ток-
сичности ртутных паров применение ртутных диффузионных на-
сосов весьма ограничено.
С помощью молекулярных насосов в небольших прогреваемых .,
объемах можно получать вакуум до 5-1010 мм рт. ст. (рис. 49).
Они обладают высокой селективностью откачки: газы с большой
молекулярной массой откачиваются быстрее, чем с малой. Для
частичного исправления селективности откачки молекулярные
насосы можно сочетать с другими насосами, которые хорошо
откачивают легкие составляющие остаточных газов, например
с масляными диффузионными насосами. В этом случае молекуляр-
ный насос играет роль эффективной ловушки. Недостаток молеку- .
лярных насосов — восприимчивость к механическим толчкам
и прорывам атмосферы.
Принцип действия испарительных насосов основан на гетё-
рирующих свойствах различных металлов. Скорость откачки '
испарительных насосов может быть достаточно большой. Пре-
дельный вакуум достигает 10“7—10“8 мм рт. ст. при использова-
нии распыленного титана в качестве геттера, причем чем чище
титан, тем выше предельный вакуум. Использование в качестве
поглощающего металла молибдена позволяет получать более
высокий вакуум в прогреваемых камерах (10®—10-10 мм рт. ст.).
80
Рис. 49. Устройство турбомолекулярного насоса:
а — общий вид; б — схема расположения прорезей в роторных и статорных дисках;
1 — корпус; 2 — статорные диски; 3 — впускной патрубок; 4 — роторные диски; 5 —
выпускной патрубок
Поскольку откачиваемый га’з остается в вакуумной системе,
эти насосы обладают принципиальным недостатком — обратным
выделением ранее поглощенных газов. Химическая активность
поглощающего металла приводит к тому, что в нем всегда содер-
жится растворенный газ или химически связанный водород,
кислород и азот, которые выделяются при испарении металла.
Кроме того, углерод, содержащийся в металле, взаимодействует
с растворенными газами, в результате чего образуются углево-
дороды, водяные пары и окись углерода.
Активное поглощение газов ионно-геттерными насосами
обусловлено тем, что ионизированные и возбуждаемые газовые
частицы сорбируются значительно активнее нейтральных. Хотя фи-
зические процессы поглощения газа одинаковы, насосы, в которых
используется ионная бомбардировка активного металла, назы-
ваются разрядными, насосы, в которых вещество испаряется при
пропускании через него тока, — ионно-геттерными.
Оба типа насосов обладают аналогичными свойствами: при
включении склонны к обратному выделению ранее адсорбиро-
ванных газов, имеют в спектре остаточных газов компоненты
углеводородов и плохо откачивают благородные газы. Эти насосы
обеспечивают предельный вакуум 10“® мм рт. ст., хотя он может
быть достигнут при малых количествах откачиваемого газа, т. е.
в малых прогреваемых объемах. Ионно-геттерные насосы тре-
буют источников питания большой мощности. Электроразрядные
насосы трудно «запускаются» при низких давлениях.
Принцип действия сорбционных насосов основан на способ-
ности твердых пористых тел поглощать газы и пары.
® н. Ф. Казаков 81
Адсорбционные насосы применяют в системах безмасляной
откачки как для создания предварительного разрежения, так и
для получения или поддержания весьма низких давлений в зам-
кнутых объемах. В качестве поглощающих материалов (сорбентов)
в настоящее время применяют силикагели, алюмогели, активи-
рованный древесный уголь и природные и искусственные цеолиты
различных марок.
Криогенные методы откачки в настоящее время получают все
большее распространение. Откачка криогенными насосами обус-.
ловлена конденсацией газов на поверхностях, охлажденных
до низких температур. Отличие криогенных насосов от обычных
вымораживающих ловушек состоит в использовании различных
хладагентов: для охлаждения рабочих поверхностей криогенных
насосов используют не жидкий азот, температура кипения кото-
рого при нормальном давлении —196° С, а водород или гелий
с температурой кипения при нормальном давлении —253 и
—269° С. Поверхность, охлажденную до температуры жидкого '
азота, также можно рассматривать как криогенный насос для
легко конденсирующихся газов, в частности большинства продук-
тов разложения масла диффузионных насосов.
При температуре кипения водорода давление насыщенных
паров азота, кислорода, окиси углерода и аргона находится в пре-
делах 10-11—10 14 мм рт. ст., и только для водорода, неона и ге-
лия оно заметно выше. При температуре кипения гелия парциаль-
ное давление водорода составляет около 10“8 мм рт. ст.; что ка-.
сается остальных газов, то их давление столь мало, что не может
быть измерено (менее 1015 мм рт. ст.).
У криогенных насосов наблюдается резкая зависимость пар-
циального давления газа от температуры. Поэтому, когда темпе-
ратура охлаждаемой поверхности криогенного насоса хотя бы •
незначительно возрастает (что может происходить при конденса-
ции на ней толстых малотеплопроводных слоев газа), предельный
вакуум ухудшается. Это обстоятельство объясняет, почему
криогенные насосы позволяют чаще всего на практике полу-
чать разрежение лишь 10'10—Ю11 мм рт. ст., хотя в принципе
предельное давление могло бы быть на несколько порядков
меньше.
Поскольку парциальное давление плохо конденсирующихся .
газов — гелия, водорода и неона — в воздухе составляет соот-
ветственно 4• 103; 4-10’4; 1,4-10 8 мм рт. ст., получение предель-
но низких давлений чисто криогенными методами очень сложно. .
Поэтому криогенные насосы приходится соединять с другими
насосами, которые эффективно откачивают неконденсирующиеся
газы. Теоретическая скорость откачки воздуха криогенными на-
сосами составляет около 11,6 л/с на каждый квадратный санти-
метр охлажденной поверхности. Поэтому, выбрав площадь охлаж-
даемой поверхности достаточно большой, можно изготовить
криогенные насосы с огромной производительностью откачки.
82
Рис. 50. Схема насоса Г ИН-05 Ml:
7—анод; 2—испарители; 3 —вольфрамовый катод; 4—охлаж-
даемый корпус
Такие насосы получили широкое распространение в ядерной
физике и в имитаторах космоса [40, 43, 44, 50].
При диффузионной сварке в вакууме диффузионные методы
откачкн получили наиболее широкое распространение. Они
используются как самостоятельно (с различного рода ловушками),
так и в качестве предварительной ступени для ионно-геттерных
и криогенных насосов. Существенный недостаток диффузионных
насосов — миграция паров масла и продуктов его крекинга из
насоса в камеру. Однако эта миграция может быть заметно умень-
шена соответствующими ловушками, антимиграционными устрой-
ствами, применяемыми в качестве конечных ступеней откачки
ионно-геттерных или криогенных насосов.
Для получения сверхвысокого вакуума в установках обычно
используют ионно-геттерные (рис. 50) и электроразрядные насосы.
В наибольшей степени условиям высокого вакуума (до
5 • 10-8 мм рт. ст.) удовлетворяет система с электроразрядными
6* 83
насосами. Они не имеют горячих и подвижных деталей; предвари-
тельное разрежение, необходимое для начала работы электро-
разрядного насоса, составляет 10“а—10“4 мм рт. ст. Это давление
можно обеспечить с помощью адсорбционных цеолитовых насосов.
Таким путем можно получить безмасляную откачку.
Однако скорость откачки такими насосами в области высокого
вакуума сравнительно невелика. Поэтому, когда газовыделение
материала при сварке становится значительным, эти насосы не
могут обеспечить необходимого разрежения. Кроме того, при их
работе существует опасность запыления свариваемых поверхностей
геттером (например, титаном); из-за небольшой производитель-
ности откачки ионно-геттерных и электроразрядных насосов уста-
новка и исследуемый объект в процессе вакуумирования обычно
подвергаются подогреву, что может привести к изменению свойств
материала свариваемой пары.
Большое преимущество криогенных насосов — высокая ско-
рость откачки, что позволяет конструктивно упростить сварочную '
установку (например, использовать резиновые уплотнения) и ее
обслуживание, ускорить выход на рабочий режим, не прогревая
аппаратуру. В вакуумных системах с криогенной откачкой состав
остаточных газов в рабочем объеме достаточно стерильный даже
при использовании диффузионных насосов в качестве предвари-
тельных ступеней откачки.
Вакуумные камеры
Основные технические требования, предъявляемые
к вакуумным системам установок диффузионной сварки, опреде-
ляются условиями их работы; эти требования сводятся к следую-
щему: 1) полная герметичность, необходимая для всех установок,
вакуумной сварки; под этим следует понимать применение для
вакуумных систем определенного круга газонепроницаемых ма-
териалов, а также высокую вакуумную плотность сварных и
паяных швов и особый характер разъемных соединений; 2) особо
тщательная обработка внутренних поверхностей для установок,
работающих при высоком вакууме (ниже 10“7 мм рт. ст.); 3) до-
статочная механическая и термическая прочность и формоустой-
чивость; эти требования предъявляются к установкам с большими.
рабочими объемами вакуумных камер, а также к установкам,
эксплуатируемым при высоких температурах сварки; 4) соответ-
ствие особым физическим условиям работы, связанным с приме-
нением специальных источников нагрева, как, например, работа '
под высоким электрическим потенциалом или работа в магнитных
полях высокой частоты и т. д.
Вакуумная камера установки — основной рабочий орган,
служащий для проведения процесса сварки. Конструкции камер
по форме и размерам разнообразны. Однако, несмотря на это,
они имеют много общих элементов [34, 43, 45, 57, 84].
84
Рис. 51. Вакуумная камера
Вакуумная камера уста-
новки состоит из корпуса 1
с рубашкой охлаждения,
загрузочного люка 5 со
смотровым окном, проме-
жуточного штока 2 с эле-
ментами уплотнения, на-
гревательного устройства 3
и электровводов 4 в ва-
куум (рис. 51). Количе-
ство тех или иных эле-
ментов в камере может
быть различным и зависеть
от назначения установки. Помимо основных элементов, без кото-
рых невозможна нормальная работа, очень часто в камерах пре-
дусматривают дополнительные элементы, например устройства
для подсветки внутри камеры, элементы охлаждения и т. д.
Корпуса камер бывают цилиндрической и прямоугольной
формы. Применение других форм экономически и технически
нецелесообразно, хотя и допустимо. • Наиболее выгодна с точки
зрения технологии изготовления и прочности цилиндрическая
форма камер. Однако в ряде случаев, например для многопози-
ционных камер, наиболее приемлемой считается прямоугольная
форма. Форма и объем камеры определяются размерами свари-
ваемых деталей, производительностью, методом нагрева, усло-
виями загрузки и выгрузки изделий, а также требованиями тех-
нологии.
При диффузионной сварке в вакууме применяют несколько
видов источников теплоты, позволяющих получать различную
температуру нагрева. По способу превращения энергии в теплоту
их можно разделить на следующие группы: индукционные, ра-
диационные, электроконтактные, электронно-лучевые и газо-
разрядные. Помимо вышеуказанных источников нагрева, при
диффузионной сварке могут быть использованы и другие, напри-
мер дуговые, плазменные, светолучевые и т. д. Каждый источник
нагрева обладает определенными преимуществами и недостат-
ками.
Поэтому при выборе их необходимо учитывать температуру
нагрева при сварке, производительность, габаритные размеры,
форму и материал свариваемых деталей, а также стоимость обо-
рудования и эксплуатационные расходы.
Для соблюдения требуемого температурного режима при
сварке изделий в установках применяют измерительные и регу-
лирующие приборы. Наибольшее распространение получил тер-
85
моэлектрический пирометр, представляющий собой комплект,
состоящий из термопары и измерительного прибора. С помощью
термопар измеряют температуру в пределах 100—2000° С и выше.
В установках для диффузионной сварки применяют термопары
следующих типов: платинородий-платиновые, хромель-алюмеле-
вые, хромель-копелевые, железо-копелевые и др.
Наряду с системами нагрева в установках диффузионной
сварки используют системы охлаждения, предназначенные для
обеспечения необходимого температурного режима работы от-
дельных узлов и агрегатов установки.
Нормальная работа установок может быть обеспечена при на-
личии эффективного охлаждения их отдельных узлов и агрега-
тов (вакуумных камер, паромасляных насосов, генераторов
т. в. ч. и т. д.). От того, насколько рационально спроектирована
схема охлаждения, зависит производительность установки и ка-
чество соединяемых изделий. Как правило, для охлаждения
используют проточную воду, поступающую из водопроводной '
сети. В некоторых случаях для этих целей применяют аргон или
сжатый воздух.
Диффузионное соединение образуется под действием опреде-
ленных внешних нагрузок, прикладываемых к свариваемым изде-
лиям. Величина этих нагрузок определяется площадью свари-
ваемых поверхностей и давлением, необходимым для соединения
данных материалов. В зависимости от температуры нагрева и ма- .
териала свариваемых изделий давление может изменяться в ши-.
роких пределах (0,5—10 кгс/мм2 и выше). Для того чтобы сварить
изделия с различной площадью контакта, необходимы нагрузки
от нескольких сот граммов до десятков и сотен тонн. Ни одна из
существующих систем давления не позволяет получать нагрузки
в столь широком диапазоне. Поэтому в установках диффузиОн- .
ной сварки используется несколько типов систем давления,
каждый из которых рассчитан на определенный диапазон нагру-
зок.
Все системы давления, применяемые в установках, делятся
на следующие основные типы: гидравлические, пневматические,
механические, термические и комбинированные. Выбор той или
иной системы давления определяется величиной нагрузок, необ-
ходимых для сварки, диапазоном регулирования, производитель-
ностью, эксплуатационной надежностью и экономическими сооб-
ражениями.
Системы давления, используемые в установках диффузионной
сварки, должны отвечать следующим требованиям: обеспечивать 1
регулировку нагрузок в наиболее широких пределах; иметь ми-
нимальные размеры и стоимость, а также высокую надежность;
обеспечивать постоянство нагрузок в течение всего сварочного
цикла.
Все эти требования вызывают необходимость изготовления
деталей и узлов вакуумных систем из специальных материалов.
86
Классификация установок
В настоящее время создано свыше 60 типов установок
для диффузионной сварки, используемых в различных отраслях
промышленности. Многообразие конструкций привело к необхо-
димости создания классификации оборудования, в основу которой
положен принцип узлового и системного деления. Согласно этому
принципу в качестве классифицирующих признаков были приняты
отдельные узлы и системы установок, а также характер их ра-
боты [34].
Процесс диффузионного соединения можно осуществить не
только в вакууме, но и в защитных газовых средах. Для соедине-
ния одних материалов необходим низкий вакуум порядка
10~2 мм рт. ст., для других — более высокий (10'4—10~6 мм рт. ст.).
Поскольку вакуум оказался переменным технологическим па-
раметром, зависящим от материала соединяемых изделий, появи-
лась необходимость в создании оборудования с различной сте-
пенью разрежения.
По степени разрежения или предельному вакууму, получае-
мому в рабочем объеме, установки можно разбить на четыре
группы: 1) с низким вакуумом (до 10 2 мм рт. ст.); 2) со средним
вакуумом (10-8—10'5 мм рт. ст.); 3) с высоким вакуумом (свыше
10Б мм рт. ст.); 4) с пониженным (повышенным) давлением за-
щитных газов.
По объему вакуумирования изделий установки делятся на
установки с полным вакуумированием свариваемых изделий и
установки с частичным или местным вакуумированием. Послед-
ний тип установок позволяет осуществлять соединение крупно-
габаритных изделий (стержней, труб и т. д.) с локальной защитой
зоны сварки от вредного действия атмосферного воздуха.
Для диффузионной сварки, как и для большинства других
видов сварки, требуется нагрев соединяемых изделий до опре-
деленной температуры. Температура сварки, конструктивные
формы и размеры изделий определяют выбор источника нагрева.
В общем случае нагрев изделий при диффузионной сварке можно
осуществить с помощью любых известных источников нагрева
(индукционных, радиационных, плазменных, дуговых, светолу-
чевых и т. д.). Однако из-за специфических требований, предъяв-
ляемых к нагреву при данном способе соединения, использовать
все существующие источники нагрева нецелесообразно.
По источникам и способам нагрева, применяемым для диффу-
зионной сварки, установки делят на следующие группы: с индук-
ционным нагревом; радиационным; контактным; электронно-лу-
чевым; с нагревом в поле тлеющего разряда; с нагревом проходя-
щим током; с лазерным нагревом; лучистым; комбинированным
и т. д.
Необходимость создания нагрузок в широком диапазоне (от
нескольких сот граммов до сотен тонн) потребовала применения
87
различных систем давления: гидравлических, пневматических;
механических; термических, комбинированных; с вибрационными
колебаниями штока относительно плоскости соединения (с импульс-
ными колебаниями); без колебаний штока относительно плоскости
соединения; с наложением ультразвуковых колебаний; с наложе-
нием электроколебаний.
Наибольшее распространение получили установки с гидрав-
лическими и механическими системами давления. Установки с тер-
мическими системами — это по существу обычные вакуумные
или газовые печи.
По количеству вакуумных камер установки можно разделить
на однокамерные и многокамерные. Многокамерные позволяют
увеличить производительность при незначительном росте произ-
водственных площадей, а также повысить коэффициент загрузки
источников нагрева. Максимальное число камер на одной уста-
новке, как правило, не более 2—3.
По числу позиций (числу промежуточных штоков), рас-
положенных в вакуумной камере, установки делятся на одно-
позиционные и многопозиционные. Многопозиционные уста-
новки позволяют одновременно сваривать несколько изделий, .
а следовательно, повышать в несколько раз производитель-
ность процесса. Наиболее целесообразно использовать установки
с двумя-четырьмя позициями, так как с ростом числа позиций
нагрев соединяемых изделий становится неравномерным.
По степени автоматизации установки можно разделить на
установки с ручным, полуавтоматическим и автоматическим про-
граммным управлением. Наиболее широко применяют установки
с ручным и полуавтоматическим управлением. Установки могут
быть стационарные и передвижные.
По назначению установки делятся на универсальные и спе-
циализированные. В первые годы развития диффузионной сварки
разрабатывались преимущественно только универсальные уста-
новки, так как в это время не были определены четкие границы
области применения данного способа сварки. Дальнейшее усо-
вершенствование способа привело к разработке специализирован-
ного оборудования для сварки узлов электровакуумных приборов,
инструмента и т. д.
По характеру проведения процесса различают установки пери- .
одического и полунепрерывного действия. К последним относятся
установки роторного и шлюзового типа.
Классификация оборудования, изложенная выше, естест-
венно, не является исчерпывающей, так как при ее разработке
не учтено большое количество второстепенных отличительных
признаков. К материалам в вакуумной технике предъявляются
повышенные требования; минимальное газосодержание и высокая
скорость обезгаживания; минимальная пористость и высокая кор-
розионная стойкость; отсутствие взаимодействия с органическими
маслами и растворителями и др.
88
Установки с индукционным нагревом
Подавляющее большинство установок диффузионной
сварки, эксплуатируемых в промышленности и научно-исследо
вательских организациях, имеют индукционные источники нагрева.
В настоящее время их создано около 40 типов для сварки различ-
ных изделий. Из общего количества установок с индукционным
нагревом примерно 90% универсальные и около 10% специали-
зированные.
Промышленная установка СДВУ-50 (рис. 52) предназначена
для диффузионной сварки в вакууме различных образцов и дета-
лей из однородных и разнородных металлов и неметаллов без
применения припоев, флюсов и присадочных материалов.
Зто унифицированная сварочная установка, однокамерная,
с индукционным нагревом деталей, электромеханическим способом
передачи усилия сжатия и дистанционным управлением.
Установка рассчитана для эксплуатации в сухом вентилируе-
мом помещении при температуре окружающего воздуха 25 ±
±10° С, относительной влажности 65 ±15%, атмосферном
давлении 750 ± 30 мм рт. ст. при отсутствии в окружаю-
щей среде паров кислот, ще-
лочей и других агрессивных
сред.
Источник нагрева свари-
ваемых деталей — высокоча-
стотный ламповый генератор.
Максимальное усилие сжа-
тия деталей 3000 кгс; макси-
мальная температура нагре-
ва 1500° С; рабочий вакуум
5• 10“Б мм рт. ст.; размеры
свариваемых деталей 200 X
X 250 X 400 мм; габаритные
размеры установки 1100 X
X 1100 X 2350 мм; масса
520 кг.
Сварочная диффузионная
вакуумная установка СДВУ-
50 состоит из следующих
основных узлов: вакуумной
камеры; , вакуумной систе-
мы; механизма сжатия; кор-
пуса; приборов контроля и
Рис. 52. Промышленная установка
СДВУ-50
89
управления; электроаппаратуры; водораспределительной гре-
бенки.
Камера изготовлена из коррозионно-стойкой стали. Она имеет
загрузочный люк, который закрывается дверцей с помощью от-
кидных прижимов. В дверце имеется окно для визуального на-
блюдения процесса сварки.
Установка СЖМ2.327 (рис. 53) предназначена для диффу-
зионной сварки в вакууме различных образцов, деталей и узлов из
однородных и разнородных металлов и неметаллов при темпера-
туре нагрева до 1100° С. Свариваемые узлы нагреваются высоко-
частотным ламповым генератором мощностью 25 кВт. Гидравли-
ческая система обеспечивает два диапазона усилий сжатия: 50—
1000 кгс и 1000—10 000 кгс. Габаритные размеры установки
1550 X 1000 X 2110 мм. Максимальная производительность —
два сварочных цикла в час.
Установка состоит из следующих основных узлов: вакуумной
камеры; вакуумной системы; гидравлической системы; привода
перемещения дна камеры; корпуса; приборов контроля и управле-
ния процессом сварки; электроаппаратуры и водораспределитель-
ной гребенки.
Вакуумная камера установки состоит из двух частей: верхней
и нижней (рис. 54). Обе части камеры уплотняются прокладкой
из вакуумной резины.
Верхняя неподвижная
Рис. 53. Установка С Ж. М2.327
часть камеры цилиндриче-
ской формы сварена из кор-
розионно-стойкой стали. Для
Рис. 54. Вакуумная камера установки СЖМ2.327:
1 — рабочая часть камеры; 2 — индуктор; 3 — откачной патрубок; 4 — ввод термопары;
5 — нижияя часть камеры; 7 — смотровое окно; 8 — светильник
90
наблюдения за процессом имеется смотровое окно, экранирован-
ное металлической сеткой. Сзади расположен ввод индуктора.
В крышке, приваренной к обечайке, имеется водоохлаждаемый
упор, который воспринимает нагрузки, прикладываемые к свари-
ваемым деталям. Камера внутри освещается специальным све-
тильником.
Нижняя подвижная часть камеры также изготовлена из корро-
зионно-стойкой стали. Движение этой части камеры обеспечи-
вается механизмом. В канавку прямоугольной формы уложена
уплотняющая прокладка из вакуумной резины. Шток уплотнен
гибким сильфоном и медной прокладкой, зажатой между флан-
цами. Сильфон позволяет осуществлять перемещение штока до
10 мм. На лицевой стороне установки имеется столик для подго-
товки изделий к сварке.
Установка СДВУ-ЗОЛ (рис. 55) предназначена для диффузион-
ной сварки в вакууме различных металлов и неметаллов без при-
менения припоев, флюсов и присадочных материалов.
Источником нагрева свариваемых изделий служит высоко-
частотный генератор ЛЗ-107В. Принцип работы камер — циклич-
ный. Гидравлическая система обеспечивает максимальное усилие
70 000 кгс. Максимально достигаемая температура нагрева свари-
ваемых деталей 1500° С. Габаритные размеры установки 4250 X
X 1200 X 3350 мм. Масса 3500 кг.
Установка состоит из следующих основных узлов: вакуумной
камеры; вакуумной системы; механизма передачи давления;
источника нагрева. Все основные узлы установки серийно выпу-
скаются отечественной промышленностью. Изготовление уста-
новки сводится только к изготовлению камеры, монтажу и сборке.
Установка СДВУ-24 предназначена для диффузионной сварки
в вакууме различных малогабаритных образцов и деталей из одно-
родных и разнородных металлов и неметаллов без применения
припоев, флюсов и присадочных материалов (рис. 56).
Принцип работы камеры цикличный. Максимальные габарит-
ные размеры свариваемых изделий 40 X 70 мм. Максимально
достигаемая температура нагрева свариваемых деталей 1500° С.
Механическая система сжатия обеспечивает максимальное уси-
лие 220 кгс. Давление на поверхности сварки деталей 0,2—
0,7 кгс/мм2.
Сварочная установка состоит из вакуумной камеры; вакуумной
системы; механизма сжатия; корпуса, на котором монтируется
все оборудование установки; приборов контроля и управления.
Установка СН-335 (рис. 57) предназначена для диффузионного
соединения мелких узлов приборов из материалов, температура
сварки которых не превышает 1500° С. Установка состоит из двух
блоков: блока сварки или вакуумной установки и высокочастотного
источника нагрева. Блок сварки представляет собой агрегат, в ко-
тором на едином каркасе смонтированы вакуумная камера, ва-
куумная система, система давления и система контроля и управ-
91
Рис. 55. Крупногабаритная
установка СДВУ-ЗОЛ
Рис. 56. Установка СДВУ-24
для сварки малогабаритных де-
талей
ления процессом сварки. Рабочая камера установки размером
128 X 140 мм позволяет соединять детали высотой до 140 мм. Ва-
куумная система установки обеспечивает предельное разрежение
в вакуумной камере 5- 1О'Б мм рт. ст. Система давления позволяет
развивать усилия сжатия в диапазоне 0—600 кгс. Габаритные раз-
меры установки 1150 X 690 X 1950 мм.
Двухкамерная универсальная установка СДВУ-15-2 предна-
значена для диффузионной сварки изделий диаметром до 250 мм
из различных металлов и сплавов с температурой нагрева не выше
1000—1100° С (рис. 58).
Источником нагрева свариваемых изделий служит высокоча-
стотный генератор ЛЗ-107, но могут быть использованы и другие
типы генераторов т. в. ч.
Установка состоит из вакуумных камер с откачными систе-
мами, гидравлической системы, системы управления процессами
сварки и откачки, системы охлаждения.
Каждая камера имеет свою независимую систему откачки, поз-
воляющую получить вакуум в рабочем объеме до 10 4 мм рт. ст.
Гидравлическая система, которая так же, как и системы от-
качки, смонтирована внутри корпуса установки, обеспечивает ра-
боту каждого гидроцилиндра независимо друг от друга. Макси-
мальное давление, создаваемое гидравлическим насосом, дости-
гает 100 кгс/см2. При таком давлении в системе гидроцилиндры
развивают усилие до 21 000 кгс.
Двухкамерная универсальная установка для сварки крупно-
габаритных деталей предназначена для сварки деталей арматуры
при разрежении до 5-10“4 мм рт. ст., с усилием сжатия деталей
500—10 000 кгс (рис. 59). Габаритные размеры установки 3140 X
X 1600 X 2200. Максимальная температура нагрева сваривае-
мых деталей 1300° С. Время выдержки до 60 мин.
С целью увеличения производительности установки обеспечена
возможность одновременной сварки двух-четырех деталей в каж-
дой камере. В случае необходимости сварки деталей больших
размеров (d = 300 мм и высотой 250 мм) камеру можно перестроить
на одно рабочее место. Опыт эксплуатации установки показал ее
высокую надежность и стабильность в работе.
Двухкамерная установка УДС-3 (рис. 60) предназначена для
сварки в вакууме узлов различного назначения из металлов, спла-
вов и неметаллических материалов с площадью поперечного се-
чения до 2000 мм2 и высотой не более 100 мм.
На каркасе установки смонтированы две камеры размером
280 х 280 х 280 мм, оборудованные независимой системой от-
качки, обеспечивающей устойчивое получение вакуума в пределах
До 5 • 10~4 мм рт. ст.
Установка оборудована двумя рычажно-механическими си-
стемами давления, позволяющими получать усилия сжатия на
свариваемых деталях в диапазоне 20—1000 кгс. Свариваемые де-
тали нагреваются с помощью лампового высокочастотного гецера-
93
Рис. 57. Установка СН-335
Рис.58. УстановкаСДВУ-15-2
Рис. 59. Двухкамерная установка для сварки крупногабаритных деталей
тора ЛЗ-2-67, размещаемого за установкой. Предельная темпера-
тура нагрева не превышает 1500° С. Габаритные размеры уста-
новки 1040 X 2200 X 1950 мм.
Установка УДС-4 (рис. 61) предназначена для диффузионной
сварки биметаллических пуансонов, армированных твердым спла-
вом. Основные системы установки: создания и контроля вакуума,
создания и замера усилия на свариваемых деталях, нагрева и
охлаждения деталей, управления сварочным процессом. Система
управления сварочным процессом обеспечивает работу установки
в автоматическом режиме и режиме ручного управления.
Установка для сварки металлокерамических изделий скон-
струирована и изготовлена на основе имеющейся установки
СДВУ-17, но модернизирована и усовершенствована специально
для сварки металлокерамических изделий (см. рис. 139).
Установка работает в комплекте с высокочастотным генерато-
ром мощностью 60 кВт и состоит из рамы 2, стоек 3, кварцевой
трубы 11, индуктора 9 (рис. 62)."Стойки 3 имеют свободное пере-
мещение по направляющим 1 рамы 2, что позволяет с помощью
обычных болтовых соединений осуществлять жесткое крепление
кварцевой трубы любой длины на направляющей 1. Металлоке-
рамические втулки, приготовленные к сборке, собирают последо-
95
Рис. 60. Двухкамерная установка УДС-3
Рис. 61. Установка УДС-4 с программным управлением:
1 — вакуумная камера; 2 — корпус установки; 3—форвакуумный насос;
4 — высоковакуумный агрегат; 5 — силовая рама; 6 — фотоэлектрический
пирометр; 7 — приборная стойка
Рис. 62. Установка для сварки металлокерамических изделий
вательно (по длине) друг за другом на стержень 10 и
стягивают гайками-упорами 8 и 12 (для облегчения центриро-
вания).
Собранные элементы помещают внутрь кварцевой трубы 11 и
упорами прижимают к толкателю 7. Один из концов собранной
металлокерамической трубы удерживается сферической частью
Упора 12 в крышке 14. Крышка уплотняется резиновым кольцом 13
и прижимается эксцентриком 15. На другом конце кварцевой
трубы смонтирован сильфонный вентиль 6 для поджатия свари-
7 Н. Ф. Казаков 97
Рис. 63. Схема вакуумной установки СДВУ-21
1—подвижной зажим для прутка; 2—верхняя крышка камеры; 3—нижняя крышка
вижиый зажим для прутка; 6 — фотопирометр; 7 — груз; 8, 9—вакуумные вен
лительная гребенка для воды; 12 — форвакуумный насос; 13 — вакуумпроводы;
ваемых частей. После загрузки в пневматическую камеру 5
через регулятор давления, обеспечивающий регулировку от
О до 6 ат, подводится сжатый воздух, который с помощью
толкателя 7 передает давление на металлокерамическую трубу.
Усилие сжатия поддерживается в процессе всей сварки постоян-
ным.
Нагрев зоны шва осуществляется токами высокой частоты
через одновитковый индуктор 9, расположенный на внешней сто-
роне кварцевой трубы. После окончания сварки одного шва
стойки 3 передвигаются с помощью маховика механизма подачи 4
относительно индуктора 9 на следующий шов.
Установка СДВУ-21 (рис. 63) предназначена для сварки
проволоки диаметром 3—6 мм неограниченной длины. Материал
проволоки самый разнообразный. Эта установка обеспечивает
98
с местным вакуумом:
камеры; 4 — разъемный индуктор; 5—непод-
тили; 10 — электродвигатель; 11 — распреде-
14 — высоковакуумный паромасляный насос
так называемый местный ва-
куум, т. е. в вакуум помещена
не вся деталь, а только часть
ее. Достижимый вакуум состав-
ляет 10~4 мм рт. ст. В осталь-
ном установка сходна с уста-
новками, описываемыми рань-
ше. Все зажимы и поджатия
осуществляют различными ме-
ханизмами вручную.
/3 Установка СДВУ-13 пред-
назначена для сварки актив-
ных металлов в вакууме. Так
как • активные металлы обла-
дают способностью образовы-
вать на воздухе в чрезвы-
чайно короткое время окисные
74 пленки, сварка данных метал-
лов затруднительна. Поэтому
для очистки от окисных пле-
нок используют ультразвуко-
- вые колебания (рис. 64).
Если при сварке в вакуу-
ме к двум свариваемым дета-
лям, например металлической 1
и алюминиевой 2, присоеди-
нить под давлением рг магни-
тострикционный преобразова-
тель и концентратор 3, то окис-
ная пленка раздробится и уда-
лится с обеих сопрягаемых
поверхностей, а при дальней-
шем приложении ультразвуко-
вых колебаний перпендикулярно свариваемым поверхностям
будет иметь место интенсификация диффузии и тем самым повы-
шение качества соединения.
Установка для диффузионной сварки (Польская Народная
Республика) позволяет проводить процесс сварки в вакууме и
в среде инертных и защитных газов. Система сжатия пневмати-
ческая. Максимальное усилие сжатия 1000 кгс. Максимальные
размеры свариваемых деталей: диаметр 50 мм, высота 100 мм.
Максимальная температура нагрева свариваемых деталей 1000° С
(рис. 65).
Установка состоит из следующих основных узлов: вакуумной
камеры; вакуумной системы; баллона с инертным газом; системы
передачи давления; систем нагрева и охлаждения; системы управ-
ления и контрольного измерения.
у*
99
Рис. 64. Сварка с применением ульт-
развуковых колебаний
Рис. 65. Установка В ПИ (ПНР)
Установка с электронно-лучевым нагревом
Установки, предназначенные для диффузионной сварки
в вакууме различных металлов и сплавов, состоят из вакуумной
камеры с тремя электронно-оптическими системами, откачной ва-
куумной системы, гидравлического пресса и блока питания. От-
качка рабочей камеры осуществляется высоковакуумным агрега-
том ВА-2-3 и форвакуумным насосом ВН-1. Вакуум в камере со-
ставляет 10”5—10“4 мм рт. ст. [84].
Электронно-оптические системы размещены снаружи рабочей
камеры в горизонтальной плоскости под углом 120° друг к другу
и фланцами прикреплены к боковой стенке камеры.
Источником питания трех электронно-оптических систем слу-
жит блок питания мощностью 20 кВт на рабочее напряжение
10 кВ. В состав блока питания входят: высоковольтный выпря-
митель; блок управления, служащий для подачи напряжения
в пределах 0—2 кВ на управляющие электроды пушек; блоки пи-
тания фокусирующих и отклоняющих систем, служащие для управ-
ления электронными лучами и интенсивностью нагрева.
На отклоняющие катушки подается постоянное и переменное
напряжение промышленной частоты. Это напряжение необходимо
100
Рис. 66. Установка
с электронно-лучевым
нагревом А306.14
для развертки электронных лучей по стыку свариваемых деталей.
Ширина зоны нагрева регулируется фокусирующими системами.
Блок питания позволяет автоматически осуществлять нагрев
свариваемых деталей по заданному технологическому режиму
(температуре сварки и времени выдержки).
Установка А306.14 предназначена для диффузионной сварки
в вакууме узлов электровакуумных приборов из тугоплавких ме-1
таллов и сплавов, а также из других конструкционных материа-
лов.
Рабочая камера диаметром 490 мм и высотой 480 мм позволяет
сваривать изделия диаметром до 120 мм и высотой до 180 мм при
усилиях сжатия 50—10 000 кгс.
При ускоряющем напряжении 10 кВ суммарный ток электрон-
ного пучка равен 2 А, а общая максимальная мощность, потребляе-
мая установкой, не превышает 32 кВт.
Вакуум в рабочей камере поддерживается в пределах 5-10“Б—
1-10'Б мм рт. ст. Габаритные размеры установки 1780 X 1730 X
X 2100 мм.
Установка (рис. 66) состоит из двух частей: блока сварки и
блока питания. Блок сварки имеет вакуумную камеру, откачную
систему и систему охлаждения, гидравлическую систему и блок
электронно-оптических систем.
101
Вакуумная камера выполнена цилиндрической формы с водя-
ной рубашкой. В нижней части ее на охлаждаемом упоре уста-
новлен блок электронно-оптических систем.
Приспособление со свариваемыми деталями устанавливается
на нижний упор. К патрубку камеры присоединен высоковакуум-
ный откачной агрегат.
Нагрузки на свариваемые детали создаются гидравлической
системой. Гидроцилиндр установлен сверху камеры. Двухступен-
чатый поршень позволяет получить нагрузки на свариваемые де-
тали в двух диапазонах: 50—1000 и 1000—10 000 кгс.
Электрическая схема обеспечивает ведение технологического
процесса диффузионной сварки в полуавтоматическом цикле.
Электрическая блок-схема включает следующие основные узлы:
электронный источник нагрева; выпрямитель ускоряющего на-
пряжения на 10 кВ; блок смещения для подачи на управляющие
электроды электронно-оптических систем напряжения, регули-
рующего степень нагрева; блок питания отклоняющей и фокуси-
рующей системы для подачи напряжения на стигматоры и откло-
няющие электромагниты с целью формирования и отклонения
электронных пучков; регулирующий потенциометр для измерения
температуры свариваемых изделий и ее автоматического регули-
рования в заданных пределах; реле времени автоматической вы-
держки времени нагрева свариваемых изделий; электрические
элементы откачной вакуумной системы и гидросистемы; панель
управления всем процессом сварки.
Электронно-лучевые источники нагрева требуют специальной
защиты от рентгеновского излучения.
Установки с радиационным нагревом
Установка СДВУ-38 предназначена для сварки деталей
размером до 40 X 100 мм при максимальных температуре нагрева
1000° С и усилии сжатия 200 кгс. Система сжатия механическая.
Свариваемые детали нагреваются излучением, идущим от воль-
фрамовых стержней. Оптимальное остаточное давление воздуха
в сварочной камере 5 • 10-4 мм рт. ст. Принцип работы установки
цикличный.
Установка СДВУ-40 предназначена для проведения технологи-
ческих исследований по соединению в высоком вакууме деталей,
и образцов из материалов, чувствительных к перепаду температур,
в частности керамики, стекла, ситалла (рис. 67).
Образцы нагреваются цилиндрическим нагревателем из ниобие-
вой (молибденовой) ленты, через которую, пропускается электри-
ческий ток (рис. 68). Максимальная температура нагрева свари-
ваемых деталей 1200° С. Максимальные размеры свариваемых де-
талей: диаметр 100 мм, высота 100 мм.
Передача давления на образцы осуществляется механически,
винтом через динамометр сжатия и систему рычагов. Механизм
102
Рис. 68. Цилиндрический нагреватель
Рис. 69. Механизм сжатия деталей
103
Рис. 70. Установка для
сварки в вакууме и газовых
средах А308.13
Рис. 71. Установка
А306.21
сжатия снабжен устройством компенсации атмосферного давления
(рис. 69). Максимальное усилие сжатия 500 кгс.
Установка снабжена одной вакуумной камерой. Размеры ра-
бочей камеры: диаметр 320 мм, высота 300 мм. Предельное оста-
точное давление в камере без охлаждения ловушки жидким азо-
том при температуре сварки 5-Ю'6—6-Ю"4 мм рт. ст.
Установка А308.13 (рис. 70) предназначена для прецизионного
соединения в твердом состоянии микроминиатюрных керамических
деталей с металлическими. Повышение качества соединения, про-
изводительности труда и упрощение технологического процесса
достигаются благодаря оригинальному решению конструкции ра-
бочей камеры, узла радиационного нагревателя, прецизионного
механизма давления и использованию блока программного управ-
ления.
Габаритные размеры установки 1300 X 1100 X 1900 мм, масса
900 кг. Усилие сжатия 2—200 кгс, максимальная температура на-
грева изделий 1300° С; один цикл сварки длится 1,5—2 ч.
Установка А306.21 (рис. 71) предназначена для прецизионного
соединения в твердом состоянии миниатюрных изделий электрон-
ных и других видов приборов. Установка позволяет снизить тру-
доемкость процесса, повысить качество и надежность работы при-
боров, улучшить условия труда. Габаритные размеры установки
1600 X 1360 X 1940 мм, масса 2000 кг. Сила сжатия свариваемых
изделий 2—200 кгс; максимальная температура нагрева свари-
ваемых изделий 1200° С; производительность 1—2 цикла в час;
вакуум в рабочей камере 5- 10 в мм рт. ст. [84].
Установки с использованием солнечной энергии
Универсальная солнечная печь УСП-1,5-1,5 имеет два
полутораметровых концентратора, попеременно обслуживаемых
одним гелиостатом (рис. 72). Основные геометрические и энерге-
тические данные солнечной пе-
чи: диаметр зеркала 1,5 м; фо-
кальное расстояние зеркала
649 мм; угол раскрытия кон-
центратора 60°; диаметр идеаль-
ного фокального пятна 16 мм;
фактический диаметр фокаль-
ного пятна 18 мм; макси-
мальная плотность энергии
1500 Вт/см2; полная мощность
печи 1000 Вт.
Рис. 72. Универсальная солнечная печь
УСП-1,5-1,5
105
Такая характеристика печи позволяет локально нагревать об-
разцы до температур порядка 3000° С. При диффузионном соеди-
нении материалов нет необходимости в нагреве области стыка до
столь высоких температур. В зависимости от конкретных задач
сварки удельный поток энергии можно изменить либо затенением
части зеркала, либо смещением образца за фокальную плоскость.
Специфика оптических печей такова, что свариваемое изделие
нагревается локально и только с одной стороны. Поэтому удобнее
сваривать трубки или прутки, которые должны непрерывно вра-
щаться.
Можно ожидать, что при соединении некоторых пар материалов
метод локального нагрева зоны стыка концентрированным лучи-
стым потоком даст лучшие результаты по сравнению с нагревом
электрическими методами, так как позволит вести процесс в ус-
ловиях, исключающих влияние внешней среды.
Установки с нагревом электросопротивлением
Установка СДВУ-5К предназначена в основном для
диффузионной сварки в вакууме мембранных коробок из различ-
ных материалов или других аналогичных деталей. В этой уста-
новке в качестве источника нагрева деталей используется свароч-
ный трансформатор, от которого ток через систему токопроводов
проходит через свариваемые детали и разогревает их. В установке
имеются вакуумная и гидравлическая системы, системы нагрева
и управления.
Температура сварки 300—1200° С; максимальный диаметр сва-
риваемых деталей 100 мм; габаритные размеры установки 1120 X
X 685 X 1350 мм [34].
Установки с электроконтактным нагревом
в газовых средах
В последнее время для диффузионной сварки начали
применять углекислый газ, который позволяет значительно сни-
зить стоимость процесса соединения.
Диффузионная сварка в среде углекислого газа может быть
рекомендована для соединения неответственных изделий из меди,
никеля, свинца, среднеуглеродистых и низкоуглеродистых сталей.
Установки для сварки в углекислом газе с электроконтактным
нагревом состоят из рабочей камеры, механизма зачистки, ме-
ханизма закрепления и сжатия, гидравлического механизма, ап-
паратуры включения и регулирования сварочного тока, рампы
с баллонами и арматуры для питания защитным газом. Все назван-
ные узлы установки смонтированы на общей станине.
Установка имеет герметичную, наполняемую защитным газом
камеру, в которой проводят подготовку и сварку деталей.
106
Давление на свариваемых деталях создает гидравлический
цилиндр, расположенный вне рабочей камеры. Гидросистема по-
зволяет изменять усилие сжатия свариваемых деталей в широком
диапазоне.
Особенность установок — наличие в рабочей камере специаль-
ного механизма зачистки, с помощью которого свариваемые по-
верхности деталей очищаются от пленок окислов непосредственно
в среде углекислого газа. Консоль механизма зачистки с закреп-
ленным на валу инструментом помещается между торцами свари-
ваемых деталей. Вращение инструменту сообщает электродвига-
тель постоянного тока. Зачистным инструментом служат метал-
лические щетки или цилиндрические фрезы со специальной на-
каткой.
Защитный газ из баллона через подогреватель, редуктор и
осушитель подается в рабочую камеру. Углекислый газ, вытесняя
воздух, наполняет камеру.
Установка позволяет сваривать встык трубы и прутки диа-
метром до 50 мм, а также пластины сечением 50 X 15 мм2. Наиболь-
шая суммарная длина заготовок 700 мм.
Основные пути повышения
производительности.
Механизация и автоматизация
оборудования
Для успешного развития диффузионной сварки не-
обходимо постоянно совершенствовать существующее и создавать,
новое эффективное высокопроизводительное оборудование, отве-
чающее современному уровню технического прогресса. Разработка
нового оборудования и модернизация старого парка установок
осуществляется преимущественно на базе уже известных и опро-
бованных на практике отдельных узлов и систем. Есть и другие
пути решения этого вопроса, связанные с использованием новых
технических идей и с возможностью сокращения времени отдель-
ных операций сварочного цикла.
Производительность установок
Рассмотрим производительность установок, анализируя
общее время сварочного цикла. Общее время, затрачиваемое на
диффузионную сварку какого-либо изделия, определяется соот-
ношением
т — Ц + G + + ti + h +
где Т — общее время сварочного цикла; — время загрузки и
установки свариваемых деталей; t2 — время откачки рабочего
объема; t3 — время, необходимое для передачи нагрузки свари-
ваемым деталям; /4 — время нагрева; tb — время охлаждения;
te — время, необходимое для того, чтобы снять нагрузку со сва-
ренных деталей; /7 — время выгрузки изделий.
Общее время сварочного цикла можно сократить, уменьшив .
каждое из слагаемых на какую-то величину или перекрыв время
одной операции временем другой.
Время t3 и в общем балансе времени обычно в расчет не при-
нимают, так как нагрузку к свариваемым деталям прикладывают
в процессе откачки рабочего объема и снимают ее с деталей в конце
процесса охлаждения. При работе на однокамерных установках
с одной позицией перекрыть остальные слагаемые сварочного
цикла другими не удается, ибо в противном случае нару-
108
шается технология сварки, а вместе с ней и качество соеди-
нения.
Время загрузки и выгрузки свариваемых деталей, как правило,
изменяется незначительно и для одного типа установок остается
примерно стабильным. Основную долю общего баланса времени
составляют слагаемые t2, и tb, к максимальному сокращению
которых необходимо стремиться при разработке оборудования.
В общем случае производительность установок диффузионной
сварки определяется по формуле
„ GOkmn .
П = -—=— шт/мин,
где k — число позиций в рабочем объеме (число промежуточных
штоков); т — число камер на одной установке; п — число де-
талей, свариваемых одновременно на одной позиции; Т — общее
время сварочного цикла.
Из формулы видно, что с увеличением значений k, т и п и
сокращением величины Т возрастает производительность устано-
вок. Следовательно, для увеличения производительности обору-
дования необходимо применять многопозиционные приспособле-
ния и камеры, пакетные способы сварки, а также установку не-
скольких камер на одной машине.
Загрузка, установка и выгрузка изделий
Время загрузки и выгрузки соединяемых изделий, со-
ставляющее примерно 4—8% общего времени сварочного цикла,
для каждого типа установок и определенной номенклатуры изде-
лий изменяется в незначительных пределах. Сократить его при
модернизации существующего и разработке нового оборудования
довольно трудно. Однако и в этом случае имеются некоторые воз-
можности, которыми не следует пренебрегать.
Неправильно выбранные конструкции и размеры загрузочных
люков, непродуманные конструкции крышек камер и корпусов
установок приводят к значительным потерям времени. Поэтому
эти элементы при проектировании нового оборудования должны
быть тщательно продуманы и по возможности отработаны на ма-
кетах.
Немало времени теряется на установку и выверку изделий от-
носительно нагревательных устройств, а также на присоединение
термопар к изделиям. В этом случае целесообразно применять
сборочные приспособления, эффективность которых увеличивается
с ростом числа позиций. Правильная установка изделий относи-
тельно нагревательных устройств может быть достигнута за счет
применения подвижных столов, смонтированных внутри вакуум-
ных камер.
На рис. 73 показано устройство для сжатия деталей и правиль-
ной ориентации их относительно источника нагрева. Оно состоит
109
правильного положения
либо другого источника
Рис. 73. Устройство для сжатия деталей с ци-
линдрами противодавления
из верхнего силового цилиндра 1, про-
межуточного штока 2 с шаровой опо-
рой 7, стола 6, каркаса 8 и нижнего
силового цилиндра 10.
Свариваемые детали устанавливают
на водоохлаждаемом столе 6, располо-
женном в вакуумной камере 4. Стол 6
связан со штоком 9 нижнего силового
цилиндра 10. При подаче масла в ниж-
нюю полость цилиндра 10 шток послед-
него давит на стол 6 и поднимает его
до тех пор, пока детали не займут
относительно индуктора 5 или какого-
нагрева.. После установки деталей и
откачки воздуха из камеры в верхнюю полость цилиндра 1
подается масло, и шток цилиндра через промежуточный шток 2
с шаровой опорой давит на свариваемые детали. Шаровая опо-
ра 7 компенсирует погрешности изготовления отдельных элемен-
тов камеры и обеспечивает равномерное давление по всей пло-
щади сварки.
В тех случаях, когда при нагреве выявляется, что зона со-
единения свариваемых деталей неточно ориентирована относи-
тельно источника нагрева или требуется более высокая темпера-
тура нагрева одной из деталей, стол 6 вместе со штоком 2 можно
перемещать вверх или вниз при подаче масла в соответствующие
полости цилиндров 1 и 10.
Данное устройство позволяет сократить время установки сва-
риваемых деталей относительно источника нагрева и уменьшить
размеры силовых цилиндров.
Применение приспособлений
Очень часто конфигурация и размеры изделий, свари-
ваемых диффузионной сваркой, не позволяют осуществить процесс
соединения без приспособлений. От того, насколько удачно вы-
браны конструкция и материал приспособления, зависит качество
сварки того или иного узла и производительность установки
в целом.
В ряде случаев роль приспособлений сводится к фиксации ка-
ких-то определенных элементов свариваемого узла в требуемом
положении или к компенсации погрешностей изготовления
соединяемых деталей. Однако, как правило, основное назначе-
но
Рис. 74. Приспособление для сварки тер-
мопар :
1 — винт; 2 — прижимное кольцо; 3 — про-
кладка; 4 — шток; 5 — прижим; 6 — элект-
род; 7 — электрод-корпус; 8 — основание
ние приспособлений — повышение
производительности процесса свар-
ки.
Приспособления чаще всего
изготовляют из жаропрочных ста-
лей и сплавов, керамики или ту-
гоплавких металлов (вольфрама,
молибдена и др.), так как при
высоких температурах и давле-
ниях детали приспособлений из
обычных конструкционных мате-
риалов легко деформируются и теряют свои размеры.
Обладая жаропрочностью, материал приспособления не дол-
жен «схватываться» с соединяемыми изделиями-. Для того чтобы
избежать «схватывания» деталей приспособления или промежу-
точных штоков со свариваемыми изделиями, на контактные по-
верхности наносят различные обмазки, а также используют про-
кладки из слюды. Обычно для этих целей применяют разведенный
мел или гидрофобную кремнийорганическую жидкость, которые
наносят тонким слоем на контактные поверхности. Эта жидкость,
превращаясь при 300° С в тугоплавкую пленку, термостойкость
которой выше 1000° С, препятствует диффузии.
Применение обмазок, необходимых для защиты от «схваты-
вания», порождает другую проблему, связанную с загрязнением
рабочих объемов абразивными частицами, которые в итоге ухуд-
шают вакуум. Чтобы избежать засорения вакуумных систем ча-
стицами различных смазок, проблему защиты контактных поверх-
ностей от «схватывания» иногда пытаются решить, окисляя на-
гретые детали приспособлений в воздушной атмосфере или в среде
влажного водорода. Однако защитные свойства окисных пленок
менее эффективны, чем у обмазок.
В настоящее время разработано большое количество приспо-
соблений, предназначенных для диффузионной сварки самых
разнообразных изделий.
На рис. 74 показано приспособление для сварки термопар, по-
зволяющее увеличить производительность процесса сварки в не-
сколько раз, а также компенсировать погрешности изготовления
соединяемых деталей. Собранные термопары устанавливают в от-
верстия основания многопозиционного приспособления, в котором
за один рабочий цикл можно сварить шесть термопар. Концы термо-
пар закрепляют молибденовыми прижимами, прошедшими пред-
111
Рис. 75. Приспособление для сварки
фольги:
1 — шток; 2 — опора; 3 и 6 — верхняя и
нижняя части пуансона; 4 — направляю-
щая; 5 — песок; 7 — фольга; 8 — соеди-
няемая деталь; 9 — шайба; 10 — индук-
тор; 11 — стержень; 12 — сердечник
варительный нагрев на воздухе
для получения устойчивой окис-
ной пленки, исключающей «схва-
тывание» с термопарами. При-
жимы упираются в штоки, на
которые кладут медную про-
кладку. При нагреве благодаря
пластичности меди устраняются
все погрешности контакта штока
с прокладкой, за счет чего соз-
даются условия для равномер-
ной передачи нагрузки на сое-
диняемые детали. На прокладку
устанавливают прижимное кольцо, и собранное приспособление
вместе с деталями затягивают винтом с большим усилием.
Прижимное кольцо, винт, шток и основание многопозиционного
приспособления изготовляют из коррозионно-стойкой стали. При-
способление с собранными термопарами устанавливают в индуктор
и нагревают до заданной температуры. Довольно трудная задача
возникает в тех случаях, когда одна из соединяемых деталей пред-
ставляет собой весьма тонкую пластину. Обеспечить по всей по-
верхности одинаковую величину давления без специальных
приспособлений не удается. Не менее сложно при этих уело--
виях получить равномерное поле температур по всей площади
сварки.
Приспособление, показанное на рис. 75, предназначено для
соединения детали с фольгой. Оно состоит из двух частей: осно-
вания и составного пуансона. На основании расположен индуктор
таким образом, что нижняя часть приспособления представляет
собой небольшую индукционную печь с железным сердечни-
ком.
Фольга нагревается за счет передачи теплоты путем теплопро-
водности от железного сердечника через материал детали 8 по
всей площади сварки. Пуансон приспособления составной; его
верхняя часть имеет опору, с помощью которой он соединен со
штоком гидравлического пресса. Нижняя часть пуансона конструк-
тивно представляет собой гибкую пластину с усиленными краями.
С помощью такого приспособления осуществлено покрытие пла-
тиновой фольгой толщиной 0,01—0,05 мм титана ВТ1-1 на площади
более 100 см2.
112
Известные трудности представляет создание равномерного дав-
ления по цилиндрическим поверхностям, например при сварке
биметаллических труб. В этом случае сварочное давление создают,
используя различия коэффициентов термического расширения де-
талей приспособления.
Сокращение времени откачки
Время откачки в установках для диффузионной сварки
обычно составляет 15—50% общего времени сварочного цикла /общ.
В некоторых случаях при получении давлений 5-10~7—10~8 мм
рт. ст. оно может достигать 0,8—0,9/общ. Продолжительность от-
качки при прочих равных условиях зависит от степени разреже-
ния. Чем ниже степень разрежения, тем меньше время откачки.
Однако таким путем сократить время откачки в установках нельзя,
так как степень разрежения в рабочем объеме определяется в пер-
вую очередь технологией сварки. Следовательно, поставленную
задачу можно решить только за счет разработки рациональных
конструкций отдельных узлов и агрегатов вакуумной системы,
технологии ее изготовления и правильной эксплуатации.
Сокращение времени откачки при разработке узлов вакуумных
систем достигается: правильным выбором мощности откачного
оборудования; выбором рациональных уплотнений отдельных си-
стем; выбором соответствующих материалов для деталей и узлов,
работающих в вакууме; сокращением величины откачиваемых
объемов.
Мощность откачного оборудования определяется расчетным
или экспериментальным путем. Ее не следует значительно завы-
шать, так как в этом случае стоимость вакуумной аппаратуры резко
возрастет и неоправданно увеличатся размеры установок. Необ-
ходимо главное внимание уделять пропускной способности трубо-
проводов, от которой сильно зависит скорость откачки.
Не останавливаясь на выборе и анализе материалов и уплот-
нений для вакуумных систем, можно отметить, что главным резер-
вом снижения продолжительности откачки является сокращение
объемов вакуумных систем. Иногда прибегают к локальной защите
зоны сварки от воздействия кислорода и азота воздуха, применяя
камеры с так называемым местным вакуумом. Объем таких камер
невелик, и время откачки их составляет незначительную величину.
Зоны сварки в этих камерах герметизируют с помощью специаль-
ных уплотнений или замазок.
Непрерывность передачи давления
С помощью системы давления нагрузку соединяемым-
деталям передают строго в определенном направлении. Детали,
находящиеся на позиции сварки, не могут перемещаться в направ-
лении, перпендикулярном к действию нагрузки. Из этого выте-
8 Н. Ф. Казаков 113
кает, что до тех пор, пока не будет окончен цикл сварки какого-
либо изделия на определенной позиции, начать сварку другого
изделия на этой же позиции невозможно. Следовательно, перио-
дичность работы существующих установок зависит главным обра-
зом от работы системы давления. Если свариваемые изделия будут
перемещаться относительно источника нагрева, постоянно на-
ходясь под определенной нагрузкой, непрерывность процесса
сварки будет обеспечена, а вместе с ней и увеличена производи-
тельность установок.
На рис. 76 показана упрощенная схема устройства, с помощью
которого процесс диффузионной сварки осуществляется непре-
рывно. В этом устройстве свариваемые детали 1 установлены на
прокладку 4 из пластичного металла, прилегающую к жесткой тех-
нологической планке 3 из жаропрочного материала. Сверху де-
тали 1 покрыты другой такой же планкой. Обе планки 3 скреп-
лены между собой. Собранную конструкцию заправляют в валки 2,
при вращении которых она начинает перемещаться. Параллельно
технологическим планкам в камере устройства расположены на-
греватели (молибденовые или вольфрамовые стержни, инфракрас-
ные лампы и т. д.).
Медленно перемещаясь под давлением вращающихся валков
относительно источников тепловой энергии, свариваемые детали
нагреваются до температуры сварки, при которой выдерживаются,
находясь все время в движении, в течение необходимого времени.
После окончания нагрева сваренные детали охлаждаются до за-
данной температуры между вращающимися валками. Расстояние
между валками определяется жесткостью технологических пла-
нок; количество валков зависит от
времени сварки изделий и необхо.
г
3
Рис. 76. Устройство для непрерывной сварки изделий
Рис. 77. Устройство для непрерывной сварки биметаллической ленты
114
димой производительности. Изменяя число валков и расстояние
между ними, можно изменить скорость сварки. Чрезмерный на-
грев технологических планок можно устранить, применяя охлаж-
дение вращающихся валков.
На рис. 77 показано другое устройство, обеспечивающее не-
прерывность процесса многослойных лент большой длины из раз-
личных металлов и сплавов.
В этом устройстве свариваемые ленты 1 и 2 намотаны на кас-
сеты, оборудованные специальными механизмами для натяжения
лент. При включении барабана 6 намотки в работу ленты начи-
нают двигаться, нагреваясь от источников 3 тепловой энергии.
Натяжение ленты 1 (Рг) меньше натяжения ленты 2 (Р2). в Ре"
зультате чего, огибая ролик 4, лента 2 давит на ленту 1 с силой,
достаточной для осуществления процесса сварки. На дуге обхвата
ленты по отношению друг к другу находятся в покое (линейные
скорости их равны), а по отношению к любой точке вакуумной
камеры — в движении.
Скорость вращения ролика и барабана 6 намотки определяется
отношением длины дуги обхвата ко времени, в течение которого
происходит процесс диффузии соединяемых материалов. Сварен-
ные ленты охлаждаются на ролике 5 и наматываются на барабан 6.
В тех случаях, когда толщина лент недостаточна, чтобы создать
необходимое усилие сжатия, последнее можно обеспечить при по-
мощи технологической ленты 7, имеющей большой запас прочности.
Сокращение длительности нагрева
и охлаждения
Диффузионное соединение происходит при вполне опре-
деленных температурах и давлениях. Для нагрева изделий при
диффузионной сварке в принципе можно использовать любые
известные источники нагрева (индукционные, радиационные, лу-
чевые, дуговые и т. д.).
Наиболее перспективны для диффузионной сварки индукцион-
ный и радиационный способы нагрева.
Для индукционного нагрева изделий в основном используют
ламповые генераторы т. в. ч., работающие в диапазоне частот 60—
500 кГц. Однако в этом диапазоне частот можно нагревать сравни-
тельно небольшие по размерам изделия. Для сокращения вре-
мени нагрева крупных изделий, по-видимому, более целесо-
образно применять машинные генераторы с частотой тока 500—
10 000 Гц. .
Любая установка диффузионной сварки должна иметь эффек-
тивное охлаждение. Интенсификация процессов теплопередачи
достигается применением водяного охлаждения для опор, камер,
промежуточных штоков и продувки рабочих объемов инертными
газами.
8*
115
Совмещение операций
Общее время сварочного цикла можно сократить, если
время, необходимое для проведения одной операции, совместить
с временем другой. Так, например, операцию откачки рабочих
объемов можно совместить с операциями нагрева и охлаждения
изделий при сварке. С экономической точки зрения это очень вы-
годно, так как производительность оборудования увеличивается
в несколько раз.
На рис. 78 показано устройство, разработанное автором, ко-
торое использовано в одной из установок диффузионной сварки.
Sto устройство включает корпус 1 с силовыми цилиндрами 2 и
10, промежуточные штоки 3 и 9 с элементами уплотнения, индук-
тор 4, планшайбу 6, вакуумную камеру 7 и вал 8.
Планшайба 6, смонтированная в вакуумной камере 7, .
разбита на несколько позиций, на которые устанавливают
свариваемые изделия 5. Во время -загрузки, сварки и выгрузки
вал 8, а вместе с ним и планшайбу 6 поворачивают на опреде-
ленный угол.
В камере 7 имеются две позиции: позиция I для сварки изде-
лий и позиция II для охлаждения сваренных изделий. При по-
вороте планшайбы 6 изделия устанавливают на позиции I. Индук-
тор 4 вместе с промежуточным штоком 3 подняты при этом в верх-
нее положение. При подаче масла в силовой цилиндр 2 шток его
опускается, заставляя перемещаться вниз индуктор 4 и промежу-
точный шток 3. Свариваемые изделия нагреваются в индукторе и
сдавливаются штоком 3.
После сварки они пере-
мещаются на позицию II,
где охлаждаются под дав-
лением, создаваемым дру-,
гим силовым цилиндром,
а на позицию I устанав-
ливают новое изделие. Та-
ким образом, весь цикл
повторяется до тех пор,
пока все изделия, уста-
новленные на планшайбе,
не будут сварены. После
сварки изделия выгру-
Рис. 78. Устройство для сварки
с поворотной планшайбой:
1 — корпус; 2, /0 — силовые ци-
линдры; 3, 9—промежуточные што-
кн; 4 — индуктор; 5 — изделия;
6— планшайбд; 7—камера; 6—вал
116
• Рис. 79. Пятипозиционная установка, карусельного типа:
1 — ось; 2 — диск; 3 — поворотный диск; 4—вакуумопровод; S—камера;
6 — гидроцилиндр; 7 — индуктор; 8 — гидронасос; 9 — паромасляный
насос; 10 — поворотное уплотнение; 11 — электродвигатель; 12—вариа-
тор; 13 — вакуумный насос
жают из камеры. Данное устройство позволяет повысить про-
изводительность однокамерных установок за счет сокращения
времени откачки и совмещения времени нагрева и охлаждения.
В некоторых случаях целесообразнее процесс сварки проводить
не в одной камере, а в нескольких.
На рис. 79 показана принципиальная схема пятипозиционной
сварочной установки карусельного типа. Процесс сварки разбит
в ней на пять этапов-позиций: загрузка-выгрузка, предваритель-
ное вакуумирование, высокое вакуумирование, сварка и охлажде-
ние изделий.
Главная ось машины свободно проходит через неподвижный
основной диск, на котором установлен поворотный диск, жестко
связанный с осью. Диски тщательно притерты друг к другу и раз-
биты на позиции. На каждой из пяти позиций диска смонтированы
вакуумные камеры, соединенные вакуумопроводами с отверстиями
в диске. Для нагрева изделий при сварке в камерах установлены
индукторы, а внешняя нагрузка создается гидроцилиндрами. Уста-
новка работает следующим образом. На позиции «загрузка-вы-
грузка» свариваемые изделия устанавливают в камеру. После гер-
метизации камеры поворотный диск перемещает ее на позицию
«предварительный вакуум». На этой позиции в камере создается
117
Рис. 80. Схема установки шлюзового типа :
1,2 — толкатель; 3, 5 — заслонка; 4 — кассета; 6 — источник нагрева
разрежение в пределах 5-102 мм рт. ст., после чего она переме-
щается на следующую позицию, где воздух окончательно откачи-
вается до давления 10 s—10"4 мм рт. ст.
На позиции «сварка» индуктор соединяется с генератором
т. в. ч., а гидроцилиндр -—с масляным насосом. Изделия нагре-
вают и сдавливают с определенным усилием.
С позиции «сварка» камера передвигается на позицию «охлажде-
ние». На этой позиции сваренные детали охлаждаются до темпера-
туры 100—200° С, после чего их выгружают на следующей по-
зиции и загружают новую партию изделий. Таким образом, все
этапы процесса сварки проходят одновременно на всех пяти по-
зициях, за счет чего обеспечивается высокая производительность
установки.
На рис. 80 показана упрощенная схема установки шлюзового
типа с созданием давления на свариваемые изделия за счет тер-
мического натяга. Свариваемые изделия устанавливают в специаль-,
ные кассеты 4, у которых коэффициент линейного расширения
меньше, чем у соединяемых изделий. Кассеты с изделиями загру-
жают в камеру /. В этой камере создается разрежение порядка
10~3 мм рт. ст. Такое же разрежение получают в камере IV. Одно-
временно с откачкой воздуха из камер I и IV осуществляют от-
качку из камер // и III до давлений, требуемых технологией
сварки. После того как в камере I будет достигнут соответствую-
щий вакуум, открывается заслонка 3, и изделия толкателем 1
перемещаются в камеру II. Так как разрежение в камере I не-
значительно отличается от разрежения в камере II, то в послед-
ней степень разрежения почти не меняется. В камере II кассеты
с изделиями нагреваются от источника нагрева 6, и за счет раз-
ности коэффициентов линейного расширения соединяемых мате-
риалов и материала кассеты создается необходимое усилие.
После сварки заслонка 5 открывается, и изделия из камеры II
толкателем 2 перемещаются в камеру III. В камере III сваренные
изделия охлаждаются до температуры 100—200° С, после чего их
118
перемещают в камеру IV. В этой камере накапливается такое ко-
личество изделий, которое необходимо для выгрузки. При вы-
грузке и загрузке изделий камеры I и IV разгерметизируются,
а камеры II и III все время остаются под вакуумом.
Автоматическое регулирование режима
Предлагаемый способ регулирования режима диффу-
зионной сварки обеспечивает автоматическое регулирование всего
процесса сварки. На табло показываются и одновременно взаимо-
связанно регулируются и записываются на бумажную ленту все
параметры диффузионной сварки: вакуум, давление на сваривае-
мые детали, температура сварки, продолжительность сварки, тем-
пература, до которой охлаждаются сваренные детали, и продол-
жительность охлаждения установки в конце смены. Температура
сварки замеряется непосредственно в зоне сварки либо контакт-
ным методом — при помощи термопары, либо дистанционно —
с помощью фотопирометра (рис. 81).
Сварочная диффузионная вакуумная установка СДВУ-12 по-
зволяет вести сварку полностью на автоматическом режиме, за
исключением пускового периода, в начале рабочей смены, когда
вручную открывается вентиль подачи воды. Подача воды контро-
лируется манометром и реле давления. Реле давления не позво-
ляет включить установку при отсутствии охлаждающей воды или
при давлении воды ниже нормы, а также включает все агрегаты
установки, кроме насоса предварительного вакуума, при откло-
нении давления воды от нормы [34].
При нажатии на кнопку «Пуск» установка начинает работать
в автоматическом режиме: через блок промежуточных реле и маг-
нитный пускатель 2 включается электродвигатель 3 вакуумного
насоса предварительного разрежения. Одновременно открывается
вакуумный вентиль 4, при этом на световом табло 16 (блок сигна-
лизации) появляется надпись «Линия предварительного вакуума
открыта», включается первая ступень генератора 5 (источника
нагрева) и реле времени на включение второй ступени генератора
(реле установлено в генераторе). Через определенное время (30 с)
реле времени включает вторую ступень генератора на прогрев.
Если же в качестве источника нагрева используют не высокоча-
стотный генератор, а какой-то другой источник, то последний
включится непосредственно при нагреве свариваемых деталей, без
собственного прогрева.
Датчик 6 вакуума передает преобразованный сигнал вакуума
в следящий многопозиционный показывающе-записывающий и ре-
гулирующий прибор 7 по вакууму. По-достижении заданного ва-
куума (5 • 10-2 мм рт. ст.) в вакуумной камере 8 следящий при-
бор 7 выдает команду в блок реле 9, а оттуда через блок 1 проме-
жуточных реле включает через регулирующий автотрансформа-
тор Ю электронагреватель 11 паромасляного насоса. Блок 1 про-
119
Рис. 81. Схема автоматического регулирования режима
сварки
межуточных реле через реверсивный пускатель 12 открывает ва-
куумный затвор 13 и вакуумный вентиль 14, при этом на световом
табло 16 гаснет надпись «Линия предварительного вакуума от-
крыта» и появляется надпись «Линия высокого вакуума открыта».
По достижении в вакуумной камере 8 вакуума 10-4 мм рт. ст.
следящий прибор 7 от вакуумного датчика 6 передает команду
в блок реле 9. Из блока реле 9 через блок 1 промежуточных реле
включается высокочастотный генератор 5 (источник нагрева) на
нагрев свариваемых деталей 15, при этом на световом табло 16
появляется надпись «Нагрев».
120
В случае ухудшения в вакуумной камере 8 вакуума (ниже
10-3 мм рт. ст.) следящий прибор 7, связанный с вакуумной каме-
рой 8 через вакуумный датчик 6, через блок реле 9 и блок 1 про-
межуточных реле выключит источник 5 нагрева и включит его
снова только после восстановления нормального заданного ва-
куума (при выключении нагрева световое табло 16 «Нагрев» вы-
ключается).
Контроль, запись и регулирование температуры свариваемых
деталей 15 осуществляет следящий прибор 17, который связан со
свариваемыми деталями 15 термопарой 18 (либо фотопирометром).
По достижении заданной температуры сварки следящий прибор 17
через блок реле 9 промежуточных реле включает через магнитный
пускатель электродвигатель 19 гидронасоса и перебрасывает
электромагнитом 20 золотник на подачу масла в верхнюю полость
гидроцилиндра 21 и тем самым создает давление на свариваемых
деталях 15.
Одновременно с этим включается на отсчет времени сварки реле
времени 22. По истечении заданного времени сварки реле вре-
мени 22 через блок реле 9 и блок 1 промежуточных реле выключает
источник 5 нагрева, а на световом табло 16 гаснет надпись «На-
грев» и детали охлаждаются до заданной температуры (или по
времени). После достижения заданной температуры следящий при-
бор 17 через блок реле 9 и блок 1 промежуточных реле перебра-
сывает с помощью электромагнита 23 золотник на подъем штока
гидроцилиндра 21 (освобождение деталей 15 от давления); при
этом концевой выключатель 24 включает световое табло 16 на
надпись «Шток поднят».
Одновременно с освобождением детали 15 от давления блок 1
промежуточных реле совершает несколько операций: а) закры-
вает через реверсивный магнитный пускатель 12 вакуумный за-
твор 13, при этом отключается табло 16 «Линия высокого вакуума
открыта»; б) снижает наполовину напряжение электронагрева-
теля 11 с помощью регулируемого автотрансформатора 10; в) от-
крывает вентиль 25 напуска воздуха; г) включает на отсчет реле
времени 26 напуска воздуха. По истечении заданного времени
напуска воздуха в вакуумную камеру 8 реле времени 26 через
блок 1 промежуточных реле обесточивает электромагниты 20 и 23
и выключает через пускатель 18 электродвигатель 19 гидронасоса.
Для выключения всей установки в конце смены необходимо
нажать кнопку «Стоп», при этом блок 1 промежуточных реле вы-
ключает электронагреватель 11 паромасляного насоса и включает
на отсчет времени реле времени установки 27. Через заданное
время (30 мин) реле времени 27 отключает всю установку и генера-
тор. Для питания блока реле 9 и реле времени нагрева 22 имеется
блок питания 28.
121
Сварка сталей
Сварка однородных сталей. Низкоуглеродистые стали
обладают хорошей свариваемостью. Однако технология сварки их
должна предусматривать и обеспечивать достижение равнопроч-
ное™ сварного соединения с основным металлом и отсутствие де-
фектов в сварном соединении.
Механические свойства сварного соединения зависят от его
структуры, которая определяется химическим составом, режимом
сварки и термообработки.
Сварные соединения из низкоуглеродистых сталей, получен-
ные всеми способами сварки плавлением, обладают удовлетвори-
тельной стойкостью против образования кристаллизационных
трещин, что обусловлено низким содержанием в металле шва
углерода.
Свариваемость сталей с увеличением содержания углерода
ухудшается. Содержание более 0,3% С способствует склонности
сталей к перегреву и закалке, образованию холодных трещин
в сварном соединении и пор в металле шва.
Среднеуглеродистые стали применяют для малонагруженных
деталей. Детали из этих сталей иногда подвергают после сварки
упрочняющей термообработке (закалке с отпуском) для получения
предела прочности 70—90 кгс/мм2.
Общепринятого критерия оценки пригодности конструкцион-
ных сталей к изготовлению сварных деталей и конструкций пока
нет. При выборе сталей для сварных деталей и конструкций руко-
водствуются прежде всего механическими свойствами основного
металла и сварных соединений, а также технологичностью (штам-
пуемостью, сопротивляемостью к горячим и холодным трещинам
при сварке и т. п.), термообрабатываемостью, механической обра-
батываемостью, трудоемкостью и т. п. Надежность сварных соеди-
нений служит основным и главным критерием в вопросе выбора
марки сталей и способов изготовления сварных изделий.
Для соединения углеродистых и низколегированных сталей,
кроме широко известных способов сварки, целесообразно также
применять новые способы сварки, обеспечивающие высокую проч-
122
ность, сохранение в ряде случаев исходных свойств соединяемых
материалов и исключающие дефекты, свойственные сварке плав-
лением.
К таким способам сварки прежде всего относится диффузион-
ная сварка в вакууме, осуществляемая при температурах значи-
тельно ниже температуры плавления. В этом случае отсутствует
процесс первичной кристаллизации металла, и возможность воз-
никновений горячих трещин уменьшается.
Так как окисные пленки на свариваемых поверхностях воз-
гоняются или диффундируют во внутренние слои основного ме-
талла, то толщина остающейся пленки практически не оказывает
влияния на свойства соединения.
Сварка стали 20 существующими способами не представляет
больших трудностей. Однако своеобразие конструкции прядиль-
ных колец, изготовленных из стали 20 и представляющих собой
тонкостенные фигурные профили, требует особого подхода к их
сварке. За рубежом кольца изготовляют точением из прутков и
бесшовных цельнотянутых труб и методами металлокерамики.
При изготовлении колец из прутков отход металла в стружку
составляет 80—90%, а при точении из цельнотянутых труб и ме-
тодами металлокерамики—до 26—30%.
ВНИИЛТЕКМАШ разработал технологию стыковой электро-
сварки колец из профильной ленты без обработки резанием. К тех-
нологии изготовления сварного кольца предъявляются жесткие
требования в отношении точности стыка (отсутствие заметного
осевого и радиального смещения профиля в месте шва), отсут-
ствия деформации, прожогов и других дефектов” сварки; высокой
прочности шва; одинаковой износостойкости зоны сварки и основ-
ного металла; отсутствия следов стыка в свариваемом кольце.
В результате проведенных исследований автором предложена
технология изготовления текстильных колец методом диффузион-
ной сварки в вакууме. В сварных соединениях, полученных свар-
кой на оптимальных режимах (Т = 950° С; р = 1,6 кгс/мм2;
t = 6 мин; В = 10-4 мм рт. ст.), не удалось обнаружить видимой
границы раздела (см. рис. П-15).
ото свидетельствует о полноте прошедших процессов диффу-
зии. Внешний осмотр показал отсутствие смещения кромок, не-
допустимой деформации и т. п.
Исследование диффузионной сварки легированных конструк-
ционных сталей 12Х2Н4А, 18Х2Н4ВА, ЗОХГСА, ЗОХГСНА,
30Х2Н2Л4, 18Х2М и др. проведено в Институте электросварки им
Е. О. Патона. Например, при сварке сталей ЗОХГСА и 12Х2Н4А на
оптимальных режимах (Т — 11504-1180° С; р = 1 кгс/мм2; t =
= 12 мин и В = 10 6 мм рт. ст.) получены соединения,' равнопроч-
ные основным металлам. Ударная вязкость соединений в ряде
случаев ниже, чем у. основного металла. Хрупкость сварных со-
единений появляется вследствие перегрева и может быть устранена
последующей термообработкой. Ударная вязкость в значительной
123
степени зависит от величины приложенного давления. Наивыс-
шая ударная вязкость достигается при критической величине дав-
ления, которой соответствует и наибольшее значение коэффициента
диффузии [53, 54].
Основное требование, предъявляемое к инструментальным ста-
лям, — высокая твердость режущего инструмента. Наиболее ши-
рокое применение для изготовления инструмента находят быстро-
режущие инструментальные стали. При различных видах сварки
плавлением и электроконтактной сварки происходит оплавление
соединяемых поверхностей деталей и образование ледебуритной
структуры в тонких соприкасающихся слоях. Кроме того, в стыке
соединений наблюдается обезуглероживание, обеднение карби-
дами и выгорание легирующих элементов.
В соединениях, сваренных трением, в стыке отсутствует струк-
тура ледебурита, но вместо нее до отжига обнаруживается полоса
мелкозернистого аустенита. Образование мелкого зерна связано
с высокими скоростями охлаждения стыка и малым временем
пребывания зоны соединения металлов при высоких темпера-
турах [70].
Диффузионная сварка деталей из быстрорежущей стали Р18
на оптимальном режиме (Т = 1100° С; р = 1 кгс/мм3; t = 5 Мин
и В = 10“3 мм рт. ст.) позволила получить качественное соедине-
ние (рис. 82, 83). Изучение микроструктуры соединения показало
полное отсутствие каких-либо признаков оплавления металла и на-
личие ледебуритной структуры даже в тонких соприкасающихся
слоях. Физическая граница раздела между свариваемыми дета-
лями не обнаружена (см. рис. П-16). Термообработка (отжиг)
сварных конструкций после сварки способствует увеличению проч-
ности соединения более чем в 2 раза (рис. 84).
Разработанную технологию используют при восстановлении
режущего инструмента, изготовленного из стали Р18.
Из высоколегированных сталей обладают хорошей сваривае-
мостью и находят широкое применение в сварных конструкциях
стали аустенитного класса, например хромоникелевые аустенит-
ные стали типа 18-8 (18% Сг и 8% Ni). Хромоникелевые аусте-
нитные стали применяют как коррозионно-стойкие, а при более
высоком легировании хромом и никелем они становятся жаропроч-
ными и жаростойкими. Содержание углерода в хромоникелевых
сталях должно быть минимальным, не превышающим 0,10—0,15%,
иначе возможно выпадение карбидов хрома, резко снижающее
ценные свойства аустенитной стали.
Сварка аустенитных сталей должна, как правило, сохранять
структуру аустенита в сварном соединении и связанные с аусте-
нитом ценные свойства: высокое сопротивление коррозии, высо-
кую пластичность и т. д. Распаду аустенита способствуют нагрев
металла до температуры ниже точки аустенитного превращения,
уменьшение содержания аустенитообразующих элементов, повы-
шение содержания углерода в низколегированных аустенитных
124
84
Рис. 82. Влияние на прочность соединения из стали Р18 режима сварки:
а — температуры; б — давления
Рис. 83. Влияние температуры сварки стали Р18 на предел прочности при изгибе
Рис. 84. Зависимость предела прочности при изгибе от термообработки после
сварки
сталях, загрязнение металла примесями и т. д. Поэтому при сварке
аустенитных сталей следует сокращать до минимума продолжи-
тельность нагрева и количество вводимой теплоты.
Особое внимание должно быть уделено проблеме борьбы с го-
рячими трещинами, поскольку наличие их может привести к .раз-
рушению конструкции сварного соединения после сварки или
в процессе эксплуатации.
Для соединения аустенитных сталей принципиально возможно
применение различных методов сварки: дуговой качественными
электродами, под флюсом, газоэлектрической, электрошлаковой,
плазменной, электронно-лучевой.
125
Стали мартенситного и мартенситно-ферритного классов легко
и глубоко закаливаются, поэтому после сварки обычно необходима
термообработка, заключающаяся в низком или высоком отпуске.
Часто необходим предварительный подогрев изделия. Существен-
ное значение может иметь термообработка изделия перед сваркой.
При сварке плавлением стремятся обеспечить повышенную пла-
стичность наплавленного металла и устранить образование в нем
трещин. Для этой цели при дуговой сварке часто применяют элек-
троды или присадку из аустенитной стали.
Основным недостатком сварных соединений высокохромистых
ферритных сталей является крупнозернистость металла в около-
шовной зоне и в ряде случаев металла сварных швов, вызываю-
щая значительную хрупкость.
В связи с значительными трудностями в получении качествен-
ных сварных соединений ферритных сталей в ряде случаев для
сварных конструкций их заменяют хромоникелевыми и ферритно-
аустенитными, имеющими 40—60% феррита в структуре.
Диффузионная сварка в вакууме высоколегированных сталей
позволяет предотвратить в процессе образования соединений не-
достатки, присущие другим видам сварки. Возможность примене-
ния диффузионной сварки для высоколегированных сталей рас-
смотрим на примерах изготовления конструкций из них.
При разработке метода течеискания, определения технических
условий испытаний на герметичность конкретных промышленных
изделий, а также при проверке надежности выбранного метода
контроля герметичности возникает необходимость изготовления и
использования стабильных калиброванных течей.
Стабильность потока газа (или жидкости), проходящего через
течь, будет обеспечена, если геометрия течи и шероховатость ее
поверхности не меняются со временем. Стеклянные и кварцевые
капилляры непригодны для использования в производственных-
условиях.
Рассматриваемая конструкция контрольной течи представляет
собой канал треугольного сечения, выполненный по оси цилиндра
Диаметром 20 мм и высотой 10 мм, полученного диффузионной
сваркой из двух заготовок. Заготовки изготовлены из аустенитной
коррозионно-стойкой стали 12Х18Н10Т; на одной из заготовок
нанесен канал требуемой глубины, который после соединения за-
готовок является порой в металле.
Отсутствие расплавления в зоне контакта соединяемых заго-
товок при диффузионной сварке и возможность изменения вели-
чины осадки заготовок в широких пределах в зависимости от ре-
жимов сварки позволяют получить контрольные течи любого раз-
мера. Глубина канала и шероховатость поверхности определяются
степенью деформации в процессе сварки и исходной шерохова-
тостью поверхности.
Для проверки возможности изготовления требуемых калибро-
ванных течей и разработки промышленной технологии их сварки
126
127
исследовалось влияние глубины канала, нанесенного перед свар-
кой, и режима диффузионной сварки на величину эффективного
радиуса течи.
Зависимость величины эффективного радиуса канала от пара-
метров диффузионного соединения изучали при температурах
сварки 800, 900, 1000, 1100° С, давлении .0,5, 1 и 2 кгс/мм2, дли-
тельности выдержки t = 5 и 10 мин и степени разрежения в ва-
кууме 2—2,5-10"4 мм рт. ст. Оптимальным режимом диффузион-
ной сварки стали 12Х18Н10Т по результатам исследований сле-
дует считать Т = 1000° С; р = 2 кгс/мм2, t — 10 мин и В =
— 2 • 10 5 мм рт. ст. Все сваренные на оптимальном режиме кон-
трольные течи выдержали комплекс испытаний.
Подробное влияние параметров сварки на качество и работо-
способность аустенитных сталей изучено при диффузионной сварке
герметичных клапанов из стали 45Х14Н14В2М (ЭИ69).
При выборе температуры сварки учитывали не только необ-
ходимость обеспечения требуемой скорости пластического дефор-
мирования и развития диффузионных процессов, но и ее влияние
на структурные превращения, рост зерна и физико-механические
свойства металла из-за наличия большого количества легирующих
добавок. Температура сварки оказалась выше, чем для углероди-
стых и низколегированных сталей. Исследовали также зависи-
мость прочности соединения от давления сжатия, длительности
выдержки и степени разрежения в рабочей камере (рис. 85).
Прочное соединение получено при сварке деталей из стали'
45Х14Н14В2М на оптимальном режиме Т = 1075° С; р =*
= 1,75 кгс/мм2; t = 10 мин и В = 10“4 мм рт. ст. Граница стыка
соединяемых поверхностей при сварке на оптимальных режимах
отсутствует (см. рис. П-17). Показатели ударной вязкости соедине- -
ния, полученного на оптимальном режиме, не ниже, чем у основа
ного металла (рис. 86).
В ходе сварки структура металла изменяется за счет внутри-
зеренной и межзеренной ползучести, а также процесса диффу-
зионного характера. Повышение Давления существенно увеличи-
вает скорость ползучести, заметно усиливает межзеренную пол-
зучесть и рост зерен в соединении, что интенсифицирует рекри-
сталлизационные процессы.
При диффузионной сварке аустенитных сталей для получения
соединения с оптимальными свойствами необходимо обеспечить
благоприятные условия для развития рекристаллизации, но до
определенных пределов. Критерием ограничения рекристалли-
зации служит чрезмерный рост зерна и перераспределение приме-
сей.
Рост зерна и перераспределение примесей ухудшают удар-
ную вязкость соединений.
По разработанной технологии сварены конструкции клапана
из стали 45Х14Н14В2М (рис. 87). При исследовании механических
свойств полученного диффузионного соединения в условиях, при-
128
Рис. 86. Зависимость пластичности
соединения стали 45Х14Н14В2М
от температуры сварки
Рис. 87. Клапан из стали
45Х14Н14В2М до сварки (а), после
сварки (б) и макрошлиф (в)
9 Н. Ф. Казаков
129
блаженных к рабочим, в первую очередь при температуре 750—
800° С особое внимание уделяли пластичности соединения и при-
чинам, влияющим на ее изменение. Испытания на кратковремен-
ную и длительную прочность, сопротивление ползучести, усталост-
ную прочность, термостойкость, сопротивление газовой коррозии,
вязкость разрушения, вакуумную плотность и т. д., пока-
зали, что данное соединение отвечает всем требованиям, предъяв-
ляемым к сварным соединениям клапана во время работы, а также
что данное соединение вполне пригодно для работы при различных
переменных нагрузках и высоких температурах.
Исследование свариваемости хромоникелевых аустенит-
ных сталей проведено также на сталях 1Х14Н14В2М (ЭИ257),
Х14Н14СВ2М (ЭИ240), 37Х12Н8Г8МФБ (ЭИ481) и
40Х15Н7Г7Ф2МС (ЭИ388). Из указанных сталей получены ка-
чественные сварные соединения высокой прочности с требуемой
работоспособностью.
При диффузионной сварке сталей мартенситного класса
14Х17Н2 и 20X13 исследовали влияние температуры, давления и
длительности выдержки на прочность соединения деталей. Для
стали 14Х17Н2 (рис. 88) определены оптимальные режимы
сварки Т = 1000° С; р = 1,5-4-2,6 кгс/мм2; t = 20 мин и В =
= 5-10“4 мм рт. ст. Разрушение металлов происходило по
основному металлу. Однако в процессе сварки наблюдалась под-
калка стали 14Х17Н2. Для снятия возникающих в процессе
сварки внутренних напряжений и подкалки образцы подвергали
низкотемпературному отжигу в печи при температуре ниже Ас3
и выше Дсх.
При испытании на растяжение сварных соединений, подвер-
гнутых отжигу, выявлено не только снижение подкалки (HRC 15—
20), но и улучшение механических свойств, особенно пластических.
Это объясняется выравниванием химической неоднородности
в зоне соединения.
Сваренные на оптимальном режиме и подвергнутые термообра-
ботке сварные соединения подвергали испытаниям на кратковре-
менную статическую прочность при повышенных температурах
(300, 500 и 600° С). Сварные соединения стали 14Х17Н2 обладали
прочностью и пластичностью, несколько превышающими номи-
нальные значения.
Образцы, сваренные на оптимальном режиме диффузионной
сварки с предварительной обработкой соединяемых поверхностей
до шестого класса шероховатости поверхности, имели значитель-
ные деформации после сварки (3—4%), что в ряде случаев недо-
пустимо при изготовлении конструкций различных изделий, на-
пример изделий струйной техники. Для получения конструкций
с малой степенью деформации необходимо контактируемые по-
верхности перед сваркой подвергать полированию или электро-
полированию. В этом случае относительная деформация сварен-
ных образцов составляла 0,2—0,1%.
130
9*
Рис. 89. Поворотное
гидравлическое соедине-
ние из стали 20X13
с индуктором
При аргонодуговой сварке поворотных гидравлических соеди-
нений, изготовленных из стали мартенситного класса 20X13, ка-
чественное соединение получить очень трудно, так как сталь
20X13 при нагреве выше 1000° С склонна к трещинообразованию
в зоне сварки и к самозакалке. Кроме того, возникающие из-за
неоднородности структуры внутренние напряжения приводят
к образованию микротрещин.
Поворотные угольники гидравлических соединений подвержены
воздействию вибрационных и динамических нагрузок при боль-
ших давлениях. Поэтому наличие в сварных соединениях микро-
трещин недопустимо. При температурах ниже 1000° С микротре-
щины не наблюдаются.
Перечисленные недостатки устранены при диффузионной сварке
поворотных угольников (рис. 89). Поворотные угольники гидрав-
лических систем сварены при Т = 940-^960° С; р = 1,6 кгс/мм2;
t = 10 мин и В = 10~3 мм рт. ст. Микроструктурный анализ по-
воротных угольников показал отсутствие микротрещин и других
внутренних дефектов. При диффузионной сварке в результате
вакуумного отжига в процессе охлаждения сваренных конструк-
ций в сварочной камере не происходит самозакалки стали 20X13.
Сваренные конструкции испытывали гидравлическим давле-
нием при 1800 ат. Течи и другие дефекты после испытаний не об-
наружены. Партию поворотных угольников испытывали на вибро-
стенде при температурах 15—70° С и давлении 315 ат со скоростью
нагружения три цикла в минуту. После испытаний течи также не
обнаружены.
Сварка разнородных сталей. При сварке разнородных сталей
кроме общих положений свариваемости следует учитывать до-
полнительные факторы, определяющие работоспособность соеди-
нения: изменение состава металла шва в участках, примыкающих
к основному металлу, при сварке плавлением^развитие в зоне
132
Рис. 90. Корпуса изделий
плавления разнородных металлов малопрочных и хрупких кри-
сталлизационных и диффузионных. прослоек переменного состава;
наличие остаточных напряжений в соединениях разного струк-
турного класса, которые не могут быть сняты термообработкой.
Указанные факторы обусловливают развитие химической,
структурной и механической неоднородности сварных соедине-
ний.
Отпуск сварных конструкций из разнородных сталей одного
структурного класса, так же как и из стали одного легирования,
приводит к снятию сварочных напряжений. Если свариваются
стали разного структурного класса, то после отпуска в изделии
неизбежно появление нового поля остаточных напряжений, обу-
словленных разностью термического расширения свариваемых эле-
ментов. Например, в сварных соединениях аустенитной стали
с перлитной охлаждение после отпуска вызывает в аустенитной
части сваренной конструкции появление напряжений растяжения,
а в перлитной — уравновешивающих их напряжений сжатия.
В сварных соединениях перлитной стали с высокохромистой —
наоборот.
Предотвратить или значительно уменьшить механическую,
структурную и химическую неоднородность сварных соединений
из разнородных сталей, а также величину и влияние остаточных
деформаций можно при диффузионной сварке.
Возможность диффузионной сварки в вакууме аустенитной
стали 12Х18Н9Т с мартенситной 12X13 исследовали при изготов-
лении корпуса (рис. 90). Технологию отрабатывали на образцах
диаметром 15 мм. Сварку проводили по следующим вариантам:
133
Т = 900; 950; 1000; 1050; 1150; 1200° С; р = 0,5; 1; 1,5; 2 кгс/мм2;
t — 3; 5; 10; 15; 20 мин; В — 10“3-4-5-10 4 мм рт. ст.
Для диффузионной сварки стали 12Х18Н9Т со сталью 12X13
был определен оптимальный режим Т — 1050° С; р = 1,5-кгс/мм2,
t = 20 мин и В = 10"3н-5-10-4 мм рт. ст. В этом случае предел
прочности при растяжении сгв = 64 кгс/мм2, а удлинение 6 =
= 60%. Образцы, сваренные на оптимальных режимах, разру-
шались при испытаниях на растяжение по основному металлу
(стали 12Х18Н9Т). Образцы, сваренные при Т = 1000° С; р =
= 1,5 кгс/мм2; t = 10 мин, разрушались по шву со следами стали
12X13 на поверхности стали 12Х18Н9Т. Разрушение образцов,
сваренных при Т — 1100° С; р = 1,5 кгс/мм2 и t — 10 мин, про-
исходило с вырывом по стали 12X13, причем на структуре стали
12X13 наблюдался значительный рост зерна.
В процессе диффузионной сварки возможна подкалка стали
12X13. В связи с этим образцы, сваренные на оптимальном ре-
жиме, подвергали термообработке по режиму: закалка с 1050° С
в масло, отпуск при температуре 450° С и охлаждение на воздухе.
Термообработка сняла подкалку стали 12X13.
Согласно микроструктурным исследованиям сварного соеди-
нения, полученного на оптимальном режиме, в зоне сварки не--
провары отсутствуют. С повышением температуры происходит
рост зерна как стали 12Х18Н9Т, так и стали 12X13. В зоне сварки
со стороны стали 12Х18Н9Т после сварки наблюдается скопление
выпавших карбидов хрома, что объясняется диффузией углерода
из стали 12X13 в сталь 12Х18Н9Т. Термообработка сваренных
образцов приводит к измельчению зерна и растворению карбидов
хрома, а структура сталей 12Х18Н9Т и 12X13 полностью прини-
мает вид структуры исходного состояния (см. рис. П-18).
При сварке корпусов, представляющих собой конструкцию из
нескольких деталей (см. рис. 90), исследовали влияние масштаб-
ного фактора при переходе от сварки образцов к сварке изделий.
С изменением объема и конфигурации свариваемых деталей из-
меняются условия их нагрева, распределения температуры по
сечению и отвода теплоты от свариваемых поверхностей. В про-
цессе корректировки оптимальных значений параметров режима
сварки было снижено давление до 0,5 кгс/мм2, чтобы сохранить
исходные размеры входящих деталей. Остальные параметры опти-
мального режима остались без изменения.
Детали биметаллической мембраны (рис. 91), выполняющей
функции перегородки между камерами высокого давления (1000—
1200 ат) и низкого давления, сварены диффузионной сваркой из
коррозионно-стойких сталей 12Х18Н9Т и 14Х17Н2.
Биметаллические мембраны сваривали на оптимальном режиме:
Т = 1100° С; р = 0,7-*-0,8 кгс/мм2; t = 10 мин и В — 2-*-4 X
X 10 5 мм рт. ст.
После сварки биметаллические мембраны подвергали низкому
отжигу при температуре 650—670° С в течение 1,5 ч. Сварка мем-
134
бран на оптимальном режиме обеспечивает’получение сварных
соединений, равнопрочных со сталью 12Х18Н9Т (рис. 92). Повы-
шение температуры и давления сжатия приводит к значительным
пластическим деформациям.
Существенное влияние на прочность получаемых соединений
оказывает состояние свариваемых поверхностей. Чем более тща-
тельно обработана поверхность, тем больше прочность соединения.
Стендовые испытания показали надежную работу биметалли-
ческих мембран, выполненных диффузионной сваркой в вакууме.
Диффузионную сварку магнитной стали 20ХЗМВФ (ЭИ415) с не-
магнитными 0Х20Н4АГ10 (ННЗ) и 25Х17Н4Г15АФ2 (Н2) прово-
дили на стандартных образцах диаметром 20 мм и высотой 30 мм.
Изучение зависимости прочности соединения от параметров
режима сварки проводили в следующих пределах: Т — 950; 1000;
1050 и 1100° С; р = 0,5; 1; 1,5 кгс/мм2; t = 5; 10; 20 мин; В —
— 10“3 мм рт. ст.
Трудности сварки связаны с тем, что в процессе сварки не-
магнитная сталь ННЗ, поставляемая в нагартованном состоянии,
должна сохранить наклеп. Наличие рекристаллизационной зоны
допускается в очень малых пределах.
При индукционном нагреве места сварки оба образца претер-
певают структурные изменения. Часть образца из стали ННЗ
рекристаллизуется на длине 10—15 мм от зоны сварки. Твердость
стали ННЗ снижается от НВ 200 до НВ 190—185. Образцы из
Рис. 91. Биметаллическая мембрана:
1 — сталь 12Х18Н9Т; 2 — сталь 14Х17Н2
Рис. 92. Влияние на прочность соединения
стали 12Х18Н9Т со сталью 14Х17Н2 режи-
ма сварки:
а — температуры (р — 0,5 кгс/мм2; l — t—5 мин;
2 — t — 10 мин); б — давления (Т — 1100° С);
в — времени выдержки (р — 0,5 кгс/мм2; 1 —
Т = 1000° С; 2 — Т = 1100°С)
135
Рис. 93. Диск ротора электродвигателя до сварки (а) и после сварки (б)
сталц 20ХЗМВФ (ЭИ415) подкаливаются на длине 16—28 мм от
зоны сварки. Твердость в этой зоне повышается от НВ 190 до НВ
330—350. Для предотвращения указанных явлений в качестве
оптимального был выбран режим Т = 950° С; р = 1,5 кгс/мм2;
t = 10 мин; В = 10"3 мм рт. ст. со смещением индуктора в сто-
рону стали 20ХЗМВФ (ЭИ415). Механические свойства соедине-
ния, сваренного на оптимальном режиме, ов = 82,5 кгс/мм2
и 6 = 40,0%.
При сварке сталей 20ХЗМВФ (ЭИ415) с Н2 за оптимальный
принят следующий режим: Т = 1100° С; р = 1,5 кгс/мм2; t —
= 10-J-20 мин; В = 10 3 мм рт. ст.
На оптимальном режиме сварены диски ротора электродвига-
теля из магнитной стали ЭИ415 и немагнитной ННЗ диаметром
220 мм, толщиной 28 мм (рис. 93).
Инструмент струйной техники изготовляют из быстрорежущей
стали Р18 и конструкционной стали 45. К пуансонам предъявляют
следующие технические требования: полное сохранение геометри-
ческой формы и размеров деталей, высокая прочность соединений
и сопротивление циклической нагрузке на сжатие и растяжение
без следов разрушения в пределах 10 000 циклов.
Изготовление пуансонов сложной формы из целого материала
не представляется возможным. Сварка плавлением вызывает боль-
шие деформации. Соединение с помощью пайки не обеспечивает
достаточной прочности и не сохраняет исходную геометрию в связи
с образованием галтелей.
Исследование диффузионной сварки сталей Р18 и 45 проводили
на образцах диаметром 20 мм и длиной 30 мм.
Качество сварных соединений проверяли механическими испы-
таниями на растяжение, сдвиг и кручение. Оптимальным режи-
мом сварки образцов оказался следующий: Т — 1000° С; р =
136
вых изделий (пуансонов и модулей пневмоники).
С целью уменьшения степени деформации было исследовано
влияние подготовки поверхности перед сваркой на прочность свар-
ного соединения сталей Р18 и 45 (рис. 94). Повышение качества
обработки поверхности до десятого класса шероховатости позво-
ляет снизить оптимальную температуру сварки и давление до
соответствующих значений: Т = 900° С; р = 1 кгс/мм2. Однако
даже при этих режимах сварки значение относительной дефор-
мации образца недопустимо велико (2,8—3,2%).
Для дальнейшего снижения температуры сварки и необходи-
мого давления были применены промежуточные прокладки из
более легкоплавких металлов, таких, как медь, никель. Проме-
жуточный слой наносили гальваническим способом и напыляли
на вакуумном посту.
Механическими испытаниями на растяжение и технологиче-
скими испытаниями на сдвиг определили, что лучшая механи-
ческая прочность сварного соединения стали Р18 со сталью 45
при минимальной температуре сварки (800° С) достигается при
применении в качестве промежуточной прослойки никеля.
Оптимальным режимом сварки стали Р18 со сталью 45 через
никелевую прокладку толщиной 2 мкм при обработке поверхности
У7Ю—VIS оказался следующий: Т == 800° С; р = 0,1 кгс/мм2;
t — 20 мин; В = 5 • 10“4 мм рт. ст.
Относительная степень деформации образцов, сваренных по
этому режиму, 6 = 0,1%; условный предел прочности ов —
= 65 кгс/мм2. Предел прочности при срезе т = 18,74-21,6 кгс/мм2.
Металлографический анализ зоны сварного соединения пока-
зал отсутствие непроваров (см. рис. П-19).
По разработанной технологии сварены различные конструкции
пуансонов и модулей пневмоники (рис. 95).
Диффузионная сварка в вакууме, в силу присущих ей особен-
ностей, наиболее перспективна при изготовлении деталей из стали
15Х18Н12С4ТЮ (ЭИ654) со сплавом ЭП528А. Одна из трудностей
при сварке этих металлов — повышенная деформационная спо-
собность последнего.
137
Рис. 95. s Пуансоны
и модули пневмоники
Для получения качественного соединения из указанных мате-
риалов особое внимание следует уделять состоянию рельефа по-
верхности деталей перед сваркой и соотношению между темпера-
турой сварки и величиной вакуума. Для того чтобы снизить вели-
чину пластических деформаций в зоне соединения, необходимо
иметь минимальную температуру сварки (ниже или равную тем-
пературе рекристаллизации), что достигается лишь при увели-
чении глубины вакуума.
Это, по-видимому, объясняется тем, что в вакууме изменяются
физико-механические свойства поверхностного слоя и снижается
сопротивление сдвиговым деформациям. Поэтому общая деформа-
ция может существенно уменьшаться (при тщательной подготовке
поверхности — до 0,6%).
Кроме того, при понижении температуры большое значение
в формировании прочного соединения приобретает поверхностная
диффузия.
Для получения качественного соединения стали
15Х18Н12С4ТЮ (ЭИ654) й ЭП528А деталь должна иметь мень-
шие деформации, чем можно обеспечить на действующих установ-
ках СДВУ при степени разрежения 10“3 мм рт. ст. В связи с этим
предложен режим сварки, состоящий из нескольких ступеней.
Детали нагревают до температуры 1100—1150° С и выдерживают
под давлением 5 кгс/мм2 в течение 10—15 с, затем при той же тем-
пературе давление понижают до 0,5 кгс/мм2 при выдержке в те-
чение 15 мин.
На первом этапе сварки происходит уничтожение рельефа об-
работки за счет пластической деформации при высокой темпера-
туре (причем выдержка и давление минимальные). При таких пара-
метрах сварки прочного соединения получить не удается. Допол-
нительная выдержка при температуре 700° С в течение 15 мин по-
зволяет получить высокую прочность соединения и минимальные
деформации.
В зоне контакта отсутствуют заметные структурные изменения.
Соединение фактически происходит по всей поверхности. Изуче-
ние микроструктур позволяет считать, что процесс соединения
затрудняется, помимо окисной пленки, образованием значитель-
ного слоя карбида хрома в зоне контакта.
При разработке новой конструкции и технологии изготовле-
ния узла коробки передач перед французской автомобильной фир-
мой возникла задача получения прецизионного соединения двух
готовых деталей: шестерни со ступицей и зубчатого венца, наса-
живаемого на ступицу и прочно соединяемого с ней (рис. 96).
Зубчатые венцы выполнены из низкоуглеродистой стали
с содержанием 0,05—0,15% С, шестерни — из низколегирован-
ной стали, содержащей 0,16—15% С. Твердость до сварки шесте-
рен составляла НВ 140, зубчатого венца НВ 100—ПО.
В процессе сварки давление на торцовую окружность деталей
передавали с помощью керамического приспособления. Для
139
Рис. 96. Шестерни и зубчатый, вг-
нец до сварки и после сварки
нагрева применяли двухвит-
ковый индуктор, располагае-
мый снаружи ближе к сту-
пице шестерни. Темпе-
ратуру измеряли хромель- -
алюмелевой термопарой.
При соединении шестерен
и зубчатых венцов по стан-
дартным режимам, принятым
для углеродистых сталей,
а именно: Т= 1000-5-1100°С;
р — 2 кгс/мм2 и t — 5-ь
ч-Ю мин, деформации в зоне
контакта были хотя и неболь-
шими, но все же заметными
при визуальном наблюдении.
С целью уменьшения де-
формаций при соединении
сварку вели по следующим
двум режимам, каждый из
которых состоял из несколь-
ких ступеней.
I режим: детали нагрева-
ли до 1000—1050° С и вы-
держивали под давлением
1,5 кгс/мм2 в течение 5 мин,
затем температуру понижали до 750° С, а давление увеличи-
вали до 2 кгс/мм2 и дополнительно выдерживали в течение
10 мин.
II режим: детали нагревали до 1050—1100° С и выдерживали
под давлением 1,5 кгс/мм2 в течение 5 с, затем при неизменной
температуре давление снижали до 0,9—1 кгс/мм2 и выдерживали
в течение 5 мин. Затем, как и в предыдущем варианте, температуру
понижали до 750° С, давление увеличивали до 2 кгс/мм2 и допол-
нительно выдерживали в течение 10 мин.
Назначение первой ступени этих режимов — смятие микро-
неровностей на поверхностях контакта и за счет этого получение
максимальной поверхности соприкосновения. Эта ступень кратко-
временная, чтобы не дать возможности развиться значительным
деформациям. Второй ступени режима соответствовала более
низкая температура, при которой можно было не опасаться
деформации изделия (при принятом давлении), но которая позво-
ляла проходить диффузионным процессам.
140
Рис. 97. Приспособление для испы-
тания сваренного блока шестерен
Охлаждение после соеди-
нения по указанным режимам
под вакуумом до темпера-
туры 50—100° С проводили
главным образом с целью
придания деталям хорошего
внешнего вида, без заметного
окисления.
Вся партия деталей после сварки выдержала испытание на
кручение (рис. 97).Измерения твердости, проведенные после сварки,
показали, что твердость осталась без изменения. Изменения
в размерах деталей после сварки были меньше чем 0,3 мм, т. е.
находились за пределом видимости невооруженным глазом.
Макро- и микроструктура сварного соединения показали, что
в процессе сварки произошло полное срастание материалов обеих
деталей по кольцевой окружности шириной 0,8—1 мм..
Сварка чугуна
и чугуна со сталью
Сварка чугуна. По физическим свойствам, химическому
составу и структуре чугун следует отнести к группе ограниченно
сваривающихся сплавов, что определяется его низкой пластич-
ностью и склонностью к отбеливанию при быстром охлаждении.
Трещины в металле шва, зонах термического влияния и в ос-
новном металле в процессе сварки могут возникать от неравно-
мерного нагрева и охлаждения детали, литейной усадки металла
шва, жесткости свариваемого изделия. Возможность образований
трещин затрудняет процесс сварки чугуна, особенно в холодном
состоянии. Трещины могут возникать в начале сварки, когда
местный нагрев вызывает напряжения сжатия, в процессе сварки,
а также при остывании сварного соединения, когда возникают
напряжения растяжения. Опасность возникновения трещин резко •
уменьшается, когда свариваемая деталь равномерно нагревается
до 350—600° С.
Чугун — многокомпонентный сплав. Взаимодействие глав-
нейших составляющих — углерода и кремния — в процессе кри-
сталлизации обусловливает структуру чугуна и его механические
свойства.
Серый чугун, широко применяемый в машиностроении, пред-
ставляет собой не сплошной металл, а пористую металлическую
губку, поры которой заполнены графитом. Чугун весьма хрупок.
Часто в процессе сварки происходит отбеливание чугуна, что
придает ему высокую твердость и хрупкость в зоне сварки и
делает его совершенно непригодным для механической обработки.
Встречаются сорта чугуна, практически не поддающиеся
сварке.
Трудность сварки чугуна вызвала появление многочисленных
способов сварки чугуна и их разновидностей.
Хорошие результаты получены при диффузионной сварке
различных чугунных деталей между собой, а также чугуна с медью,
латунью, сталью, титаном и неметаллическими материалами,
например керамикой. Структурных изменений в месте сварки,
как правило, не наблюдается.
142
Рис. 98. Влияние на прочность соединения чугуна СЧ 15-32 режи-
ма сварки (Т = 8006 С; р = 3 кгс/мм2; t— 20 мин; В =
= 10~3 мм рт. ст.; авосн. мет — 14,5-7-15 кгс/мм2):
а — температуры; б — давления; в — времени выдержки; г — степени
разрежения
Диффузионную сварку чугуна СЧ 15-32 проводили на образ-
цах диаметром 20 мм и длиной 30 мм. Образцы сваривали встык.
Основным критерием для определения оптимального режима
сварки служила равнопрочность сварного соединения с основ-
ным металлом при испытании сварных образцов на растяжение
(рис. 98).
При температуре сварки ниже 800° С наблюдается недостаточ-
ная прочность соединений, объясняемая малой интенсивностью
диффузионных процессов для создания монолитного соединения,
кроме того, не обеспечен достаточный контакт из-за низкой пла-
стичности чугуна. Снижение прочности соединения при нагреве
выше 850° С связано с графитизацией чугуна и образованием
143
дополнительного феррита. Оптимальный режим для сварки чу-
гуна следующий: Т — 800° С; р — 3 кгс/мм2; t — 20 мин; В =
— 10“34-5-10’4 мм рт. ст.
Повышение степени разрежения в сварочной камере способ-
ствует уменьшению содержания количества газов, находящихся
в чугуне, что ведет к уплотнению структуры и повышению проч-
ности как самого чугуна, так и сварного соединения.
В сварном соединении не наблюдается окислов, трещин, рас-
слоений и прочих дефектов. Высокие механические свойства
сварных соединений чугуна, полученных на оптимальных режимах,
гарантируют высокие эксплуатационные характеристики деталей
для конкретного назначения.
Сварка чугуна со сталью. Диффузионная сварка чугуна со
сталью не требует специальной технологии. Освоена сварка
чугуна с низкоуглеродистыми, среднеуглеродистыми и высоколе-
гированными сталями.
Сварку серого чугуна СЧ 00 с низкоуглеродистой сталью СтЗ
выполняли на образцах диаметром 15 мм и длиной 30 мм при
различных температурах (750 , 775, 800, 825, 850, 875, 900, 950,
975, 1000° С) и постоянных давлении (1 кгс/мм2), времени сварки
(10 мин) и разрежении (8-10“4-ь2-10“4 мм рт. ст.). ;
Трещины, непровары и другие возможные дефекты образцов
после сварки выявляли внешним осмотром и магнитной дефекто-
скопией. Дефекты обнаружены не были.
Для обеспечения минимальной степени деформации при сварке
вычисляли величины относительного уширения и относительной
усадки каждого сварного соединения. Величина относительного
уширения в исследуемом температурном интервале для стали СтЗ
составляла 0,4—4,3%, а для чугуна СЧ 00 0,2—12,2%.
При металлографическом исследовании соединений СтЗ -|-
-фСЧ 00 в зоне стыка в стали обнаружен диффузионный слой угле-
рода в виде перлитной полосы, а в чугуне обезуглероженный
слой разных толщин в зависимости от температуры сварки. При
минимальной температуре сварки (750° С) обезуглероженного
слоя не наблюдалось, а при максимальной температуре (1000° С)
толщина диффузионного и обезуглероженного слоя имела макси-
мальное значение.
На рис. П-20 приведена структура соединения стали СтЗ
и чугуна СЧ 00 после сварки по оптимальному режиму Т = 850° С;
р = 1 кгс/мм2; t = 10 мин; В — 8-10“4-?-2-10’4 мм рт. ст.
В основном металле стали СтЗ и чугуна СЧ 00 рост зерен не обна-
ружен. В зоне стыка в стали СтЗ имеется науглероженный слой
толщиной 0,15—0,125 мм, а в чугуне обезуглероженный слой
толщиной 0,02—0,25 мм.
Сварные соединения подвергались испытаниям на прочность
при изгибе и растяжении, на ударную вязкость и твердость.
С повышением температуры сварки до 875° предел прочности при
растяжении растет до 6 кгс/мм2. Дальнейшее увеличение темпе-
144
Таблица 1
Свариваемые металлы Температура сварки, °C CFB’ кгс/мм2 °н- кгс«м/см2
Чугун СЧ 15-32 и сталь 45 .... 850 15,1 0,40
Чугун СЧ 21-40 и сталь 50 .... 900 22,4 0,44
Чугун СЧ 21-40 __ 21,4 0,48
Примечание. Режим сварки: р = 1,5 кгс/мм2; /=5мин; В == 10“3 <•
4- 10~4 мм рт. ст.
ратуры не влияет на прочность при растяжении. Испытание на
ударную вязкость проводили на образцах типа Менаже, но без
надреза. Ударная вязкость с повышением температуры до 875°С
растет до 0,31 кгс-м/см2. .Дальнейшее увеличение температуры
сварки незначительно влияет на пластичность сварного соеди-
нения.
Удовлетворительные результаты получены при сварке дру-
гих марок чугуна и стали. Образцы, сваренные на оптимальных
режимах, подвергали испытаниям на удар и разрыв. Разрушение
происходило по чугуну (табл. 1). Для сравнения были испытаны
также образцы из чугуна (без сварки).
При металлографическом исследовании образцов граница раз-
дела стали и чугуна не выявлена. Как видно на рис. П-21, где
показана зона диффузионной сварки образцов из чугуна СЧ 21-40
и стали 50, металл соединения представляет собой непрерывный
ряд твердых растворов с постепенным увеличением количества
углерода по мере диффузии из чугуна в сталь. Ферритные про-
слойки в стали ближе к чугуну становятся все тоньше, и сплав
переходит в квазиэвтектоид. Затем проявляются пластинки
графита, и структура постепенно приобретает характер чугуна.
Зона отбела полностью отсутствует. В шве и околошовной зоне
нет трещин, пор и неметаллических включений.
На оптимальных режимах осуществлена диффузионная сварка
стрелок подвесных путей и тормозных секторов скоростных
машин. Основная часть стрелки подвесных путей изготовлена
из серого чугуна СЧ 15-32 или СЧ 21-40. Размер детали 250 X
X 120x35 мм. К ее рабочей кромке приваривается пластина раз-
мером 180x12x10 мм из стали 45 или 50.
Тормозной сектор представляет собой трехслойную деталь
из стали 10 и пластин цз чугуна ЧНМХ по бокам. Стальная
пластина служит каркасом жесткости, к которому приваривают
чугунные пластины. Площадь свариваемой поверхности около
5000 мм2 (рис. 99).
Диффузионная сварка стрелок подвесных путей и тормозных
секторов скоростных машин не вызывала особых трудностей.
10 Н. Ф. Казаков 145
Рис. 99. Тормозной сектор :
/ — полученный металлургическим пу-
тем, масса 3,5 кг; 2—полученный диф-
фузионной сваркой, масса 710 г
Ни в одной детали при осмот-
ре не обнаружено трещин или _
непроваров. Готовые изделия
подвергали выборочному ме-
таллографическому контро-
лю, который также не обна-
ружил никаких дефектов,
причем участки с отбелен-
ным чугуном полностью отсутствовали (см. рис. П-22).
Наблюдения над установленными на действующем оборудо-
вании стрелками подвесных путей, выполненными диффузионной,
сваркой в вакууме, показали, что эксплуатация их протекает
нормально. Сварные стрелки подвесных путей более износостойки
по сравнению с применявшимися ранее, служившими не более
месяца. Механическая прочность при работе на сухое трение
вполне удовлетворяет предъявляемым к ним требованиям.
Необходимость сварки серого и ковкого чугуна с коррозионно-
стойкой сталью возникает при изготовлении деталей и узлов
в арматуростроении. Свариваемость серого чугуна СЧ 15-32
и ковкого чугуна КЧ 30-6 со сталью 12Х18Н9Т определяли на '
образцах. В результате проведенных экспериментов выбраны
оптимальные режимы сварки перечисленных пар металлов’
(табл. 2 и рис. П-23).
Сварные образцы подвергали механическим испытаниям ца '
растяжение. Прочность сварных соединений составила для серого
чугуна СЧ 15-32 со сталью 12Х18Н9Т 16,5 кгс/мм2, для ковкого
чугуна КЧ 30-6 со сталью 12Х18Н9Т 32,5 кгс/мм2.
Металлографические исследования образцов, сваренных на
оптимальных режимах, показали, что образуется монолитное
соединение без непроваров и каких-либо изменений структуры
основного металла в зоне сварки.
В химическом и нефтяном машиностроении широко приме-
няют различную арматуру с заданным условным проходным
сечением. Для создания уплотнения в вышеуказанной арматуре
необходима запрессовка и завальцовка латунных колец. В про-
цессе эксплуатации такие кольца быстро выходят из строя вслед-
ствие эрозионного и коррозионного износа, появления задиров,
а также вмятин, образующихся в результате попадания посто-
ронних твердых частиц из трубопроводов. К недостаткам способа
завальцовки и запрессовки латунных колец относится большая
трудоемкость, значительный расход дефицитного цветного металла
146
Таблица 2
Металлы р» кгс/мм2 t, мин ,
СЧ 15-32 + 12Х18Н9Т 1,5 10
КЧ 30-6 + 12X18Н9Т 3,0 7
Примечание. Т — 900° С; В = 10“’ мм рт. ст.
и низкая эксплуатационная стойкость соединений, выражающаяся
в потере герметичности.
Для устранения указанных недостатков в СССР и за рубежом
при изготовлении запорной арматуры применяют газовую на-
плавку с порошковыми флюсами. Применение наплавки взамен
запрессовки и завальцовки позволяет снизить трудоемкость
процесса и более чем в 3 раза уменьшить расход латуни. Однако
долговечность арматуры с латунными уплотнительными поверх-
ностями невелика.
С целью повышения работоспособности и долговечности уплот-
нения проведено исследование по диффузионной сварке уплотни-
тельных поверхностей корпусов арматуры. Образцы материала
уплотнительного кольца (сталь 14Х17Н2) сваривали с материалом
корпуса (серый чугун СЧ 15-32). Выбор стали 14Х17Н2 обус-
ловлен ее большой твердостью и эрозионной стойкостью.
Критерием для установления оптимальных режимов сварки
корпусов с уплотнительными кольцами служили технологические
пробы на отрыв уплотнительного кольца от корпуса с определен-
ным усилием. Усилие составляло 3000 кгс, что при пересчете на
площадь сварки соответствовало разрывному усилию примерно
15 кгс/мм2. Оптимальные значения параметров режима сварки:
Т = 850° С; р = 1,5 кгс/мм2; t = 15 мин; В = 10~3 мм рт. ст.
10*
Сварка никеля
и никелевых сплавов
Особенности сварки никеля и его сплавов. Для сварки
никеля и никелевых сплавов применяют различные виды дуговой
сварки (под флюсом, в среде защитных газов вольфрамовым
электродом), ручной и автоматической, и контактную сварку.
В последнее время находит применение сварка трением, электрон-
но-лучевая и диффузионная сварка. Выбор способа и технологии-
сварки зависит от конкретных условий работы сварной конструк-
ции, т.е. сводится к обеспечению наиболее важной для данных
условий характеристики свойств сварного соединения. Поэтому
даже для одного и того же сплава или группы сплавов технология
сварки может быть различной в зависимости от условий эксплуа-
тации сварного изделия.
Технически чистый никель не удается сварить без пор и тре- --
щин с достаточно высокими показателями механических и корро-
зионных свойств шва, если его химический состав и структура ,
идентичны основному металлу. В зависимости от метода сварки .
никеля необходимы различные способы легирования металла
шва.
При сварке никеля и его сплавов необходимо, чтобы свари-
ваемый металл был чистым, так как в расплавленном состоянии
он может растворять большое количество газов (азота, водорода
и кислорода), которые, выделяясь при кристаллизации и охла-
ждении металла шва, вызывают образование пор. Поэтому при
сварке необходимо тщательно защищать расплавленный металл
и зону сварки от попадания воздуха и влаги.
При сварке никеля и его сплавов с медью зона термического
влияния не закаливается и не имеет дефектов, если применены
предварительный подогрев или последующая термообработка.
В сплавах никеля с молибденом и никеля с молибденом и
хромом по зоне сплавления может возникнуть коррозия, для
предотвращения которой сварное соединение подвергают после-
дующей термообработке. Поэтому не рекомендуется сваривать
такие сплавы способами сварки, при которых металл продолжи-
тельное время подвергается действию высокой температуры, без
148
защиты от окружающей атмосферы. Следует опасаться при сварке
науглероживания металла шва, также снижающего стойкость
против коррозии.
Сварка никельхромистых сплавов любыми способами сварки
плавлением затруднена вследствие образования на поверхности
ванны тугоплавкой пленки окиси хрома, которую обычно удаляют
механическим путем.
При аргонодуговой сварке расплавленный металл в сварочной
ванне надежно предохраняется от окисления защитной струей
аргона, в результате чего обеспечивается постоянное и высокое
качество сварных соединений. Однако при большой толщине
соединяемых поверхностей не всегда удается обеспечить достаточ-
ную защиту расплавленного металла от окружающей среды.
Никель и его сплавы хорошо свариваются между собой и
с другими металлами и сплавами контактной сваркой и' сваркой
трением.
При сварке большинства никелевых сплавов с расплавлением
соединяемых материалов при всех способах сварки возникают
горячие трещины в металле шва и околошовной зоне. Изучение
причин образования горячих трещин многими отечественными
и зарубежными исследователями позволило разработать меро-
приятия, уменьшающие склонность сварных швов к горячим
трещинам. Однако полностью предотвратить образование горячих
трещин при сварке плавлением не всегда удается. Особенно опасны
околошовные трещины, возникающие на участке перегрева око-
лошовной зоны. Радикальное средство борьбы с ними — устра-
нение перегрева металла, т. е. сварка без расплавления соеди-
няемых металлов.
Часть изделий по своим конструкционным особенностям
вообще. исключает возможность применения сварки плавлением.
Замена сварки пайкой также встречает затруднения технологи-
ческого порядка в результате образования наплывов припоя,
пористости, шлаковых включений, непропаев и большого расхода
дорогостоящих припоев.
Одним из способов сварки никеля и его сплавов, позволяю-
щих избежать указанных выше затруднений и обеспечивающих
получение сварных конструкций с заданными геометрическими
параметрами и эксплуатационными характеристиками, является
диффузионная сварка в вакууме.
В связи с тем, что диффузионную сварку проводят при темпе-
ратурах значительно ниже температуры плавления, в процессе
соединения отсутствует первичная кристаллизация соединяемых
металлов и уменьшается опасность возникновения трещин.
Сварка никеля. Детали и узлы из никеля и никеля, сварен-
ного с другими металлами, широко применяют в электронике.
Из них изготовляют керны оксидных катодов, аноды, сетки, вну-
триламповую арматуру, детали электровакуумных приборов и др.
Чаще всего используют никель НП1 и НП2 — прочный и пластич-
149
Рис. 100. Оксидный катод водородного
тиратрона, изготовленный диффузион-
ной сваркой; детали катода:
1—6 — кольца; 7 — основание
ный материал, хорошо поддающийся механической обработке.
При нагреве в вакууме очистка никеля от окислов протекает ’
достаточно эффективно.
В процессе разработки технологии изготовления различных -
изделий электронной техники определяли оптимальные значения
параметров режима сварки никеля различных марок, которые
обеспечивали получение соединений требуемого качества. Уста-
новлены следующие оптимальные значения параметров режима
сварки никеля НП1 и НП2: Т — 1000° С; р = 1,5 кгс/мм2; t =
= 10 мин и В = 10’4 мм рт. ст. Процесс можно проводить в среде
водорода с точкой росы —40° С.
Сварные соединения имели прочность на разрыв ов —
= 55 кгс/мм2 и относительную деформацию е = 0,72%. Все об-
разцы оказались вакуумно-плотными.
При обезгаживании электровакуумных приборов их внутрен-
ние детали и узлы нагреваются до температуры, превышающей
500° С, поэтому сваренные детали и узлы подвергали контролю
на термостойкость для проверки качества и надежности сварных
соединений. Испытания проводили при температуре 800° С на-
воздухе. Все образцы и детали выдержали испытание. Остаточ-
ная деформация при сварке натурных деталей не превышала.
0,5%.
Выдержка 10 мин при температуре сварки вполне обеспечи- „
вает протекание всех необходимых для получения качественных
сварных соединений процессов. Более длительная выдержка
приводит к некоторому снижению прочности соединения, что
обусловлено развитием рекристаллизационных процессов, приво-
дящих к снятию наклепа и разупрочнению металла в зоне соеди-
нения. При особо тщательной подготовке поверхностей под сварку
длительность выдержки при температуре сварки может состав-
лять всего десятки секунд.
Примером диффузионной сварки натурных конструкций из
никеля может служить изготовление керна оксидного катода
водородного тиратрона (рис. 100), закрепляемого в специальном
приспособлении.
Сварка никелевых сплавов. Электротехнические никелевые
сплавы типа монель-металл и константан, содержащие, кроме
никеля, железо и медь, не имеют на поверхности термодинами-
чески стойкой окисной пленки. Технология и режимы их сварки
не отличаются существенно от сварки чистого никеля.
150
Малогабаритные катодные узлы из никелевых сплавов можно
сваривать в многоместных приспособлениях в оправках с созда-
нием сварочного давления за счет различия в коэффициентах
линейного расширения свариваемых металлов и металла оправки.
Для предотвращения сваривания с оправками и прижимами по-
следние изготовляли из коррозионно-стойкой стали 0Х27Ю5А,
а стяжные болты — из молибдена. В многопозиционной оправке-
приспособлении одновременно сваривали девять катодных узлов
с равномерной передачей усилия на каждый. Оптимальная темпе-
ратура сварки катодных узлов 900° С, выдержка при температуре
сварки 15 мин.
Диффузионная сварка в вакууме жаропрочных никелевых
сплавов имеет ряд особенностей, обусловленных химическим
составом и свойствами этих сплавов.
Для улучшения жаропрочности и ползучести сплавов в них
вводят молибден, вольфрам, ванадий и другие элементы, подавляю-
щие диффузию. Естественно, что температура диффузионной
сварки жаропрочных сплавов, сущность которой заключается
в использовании диффузии, выше, чем для углеродистых и низко-
легированных сталей. За нижний предел температуры сварки
принимают температуру активации процессов рекристаллизации
и диффузии. Для жаропрочных сплавов температура рекристал-
лизации составляет примерно 1100° С, т. е. 0,8 температуры
плавления. За верхний предел температуры сварки принимают
температуру начала интенсивного роста зерна и разупрочнения
сплавов. При высоких температурах происходит также падение
пластичности жаропрочных сплавов.
Если в результате сжатия при сварке деталей пластическая
деформация превзойдет пластичность металла, то в зоне соеди-
нения образуются трещины. Чтобы избежать образования трещин,
температуру сварки следует назначать в интервале, которому
соответствуют высокие пластические свойства металла. Этот
температурный интервал определяют по диаграммам технологи-
ческой пластичности.
В процессе исследования свариваемости жаропрочных сплавов
температуру сварки изменяли для сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602)
от 1100 до 1200° С, а для более жаропрочного сплава ЭП99 от 1100
до 1250° С. Давление сжатия передавали на детали после нагрева
их до температуры сварки [1, 42, 80].
При температуре сварки 1100° С механические свойства сое-,
динений из сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602) более близки к прочности
основного металла по сравнению с результатами сварки сплава
ЭП99. Это объясняется тем, что сплав ХН75МБТЮ (ЭИ602)
менее жаропрочный и его атомы обладают большей диффузионной
подвижностью. Микроструктурные исследования показывают, что
в отличие от соединений из сплава ЭГ199 в соединениях из сплава
ХН75МБТЮ (ЭИ602), полученных при 1100° С, линия, стыка
образцов на отдельных участках исчезает.
151
Установлено, что для сплава ХН75МБТЮ (ЭИ602) оптималь-
ный режим Т = 1150ч-1175° С; р = Зч-2 кгс/мм2; t — 6-=-10 мин
и В = 10 4 мм рт. ст. При этом сварные соединения имеют предел
прочности оп = 76,2 кгс/мм2 и относительное удлинение 6 = 45%.
Для сплава ЭП99 оптимальный режим Т — 1150ч-1175° С; р =
= -4ч-3 кгс/мм2; t = 10 мин; В = 10'4 мм рт. ст.
Увеличение давления от 3 до 3,5 кгс/мм2 при Т = 1150ч-
ч-1175° С вызывает снижение пластичности соединений из сплава
ХН75МБТЮ (ЭИ602). При этом размер зерна увеличивается, •
а пластическая деформация образцов составляет около 8%.
Увеличение давления сварки выше 1 кгс/мм2 при Т = 1250° С -
снижает прочность и особенно пластичность соединений из сплава
ЭП99. Это объясняется образованием по границам зерен трещин,
обусловленных низкой деформационной способностью сплава
при этой температуре.
Основные затруднения для получения качественных соедине-
ний из жаропрочных сплавов даже при сварке на оптимальных
режимах вызваны наличием окисных пленок. Жаропрочные
сплавы имеют в своем составе хром, алюминий, титан и другие
элементы, обладающие большим сродством к кислороду. Расчёт
упругостей диссоциации окислов и упругостей паров окислов
показал, что термодинамически наиболее устойчивы окислы
алюминия и титана. Обычно применяемый при диффузионной
сварке вакуум 10'4—10 6 мм рт. ст. недостаточен для диссоциации
или возгонки не только окислов алюминия и титана, но и менее
прочных окислов.
Остающиеся на соединяемых поверхностях окислы могут
разрушаться при деформации и дезориентироваться, не препят- ’
ствуя образованию соединения. Однако с повышением в сплавах
содержания алюминия и титана диффузионная сварка их затруд- -
няется. Например, равнопрочность соединений из сплава
ХН75МБТЮ (ЭИ602) с суммарным содержанием алюминия и
титана до 1,5% достигается легче, чем при сварке сплава ЭП99
с суммарным содержанием алюминия и титана до 3%. При сварке
сплава ЭП99 в стыке могут оставаться включения окисных пле-
нок.
Для улучшения качества соединений из сплавов с высоким
содержанием элементов, образующих термодинамически устой-
чивые окислы, необходимо применение активных веществ, восста-
навливающих металл из окислов, или самофлюсующих расплав-
ляющихся промежуточных прослоек [42].
Для восстановления металла из окислов можно применять
вещества, дающие газообразные продукты реакции восстановле-
ния, например углерод, взаимодействующий с окислами металлов
по реакции
MeaOD + ЬС = аМе + ЬСО.
152
Константа равновесия этой реакции определяется только
давлением образующейся окиси углерода. Непрерывная откачка
газов при диффузионной сварке смещает реакцию вправо и повы-
шает активность углерода. Введение в стык незначительного
количества стеарина, разлагающегося при нагреве с образованием
углерода, позволяет получить соединения, не отличающиеся по
строению и свойствам от основного металла. Но при диффузионной
сварке жаропрочных сплавов возможно повышение в зоне стыка
содержания углерода, что для жаропрочных сплавов нежела-
тельно. При диффузионной сварке необходима точная дозировка
углерода.
Другим способом удаления окисных пленок может быть при-
менение прослоек из высокоактивного по отношению к кислороду
фтористого аммония (NH4F). При нагреве до температуры 600—
800° С фтористый аммоний распадается с образованием азота,
водорода и фтористого водорода. Последний взаимодействует
с окислами металлов, образуя летучие фториды алюминия, ти-
тана, кремния и др. При нагреве в вакууме фтористый аммоний
начинает разлагаться при температуре значительно ниже 600° С.
Образующийся водород также создает восстановительную атмо-
сферу в стыке и способствует получению чистых поверхностей.
Удаление окисных пленок при диффузионной сварке возможно
также путем применения расплавляющихся металлических само-
флюсующихся прослоек из Ni—Сг—В; Ni—Мп—Pd и других спла-
вов. В состав промежуточных прослоек вводят литий, калий, натрий,
бор, способные восстанавливать и растворять окислы соединяемых
металлов и образовывать с ними легкоплавкие эвтектики, испа-
ряющиеся в процессе сварки. В качестве таких прослоек можно
использовать самофлюсующиеся припои. Однако при получении
соединений, равнопрочных с основным металлом, состав и толщина
прослойки должны быть такими, чтобы прослойка растворялась
в основном металле.
При сварке жаропрочных сплавов ХН75МБТЮ (ЭИ602)
и ЭП99 использовали прослойку на никелевой основе с содержа-
нием 30—35% Мп. Концентрация других элементов была более
близкой к их концентрации в основном металле, поэтому толщину
прослойки рассчитывали по марганцу. Взаимосвязь времени
сварки и толщины диффундирующей прослойки рассчитывали
для температуры сварки 1175° С. При сварке встык вводили
прослойку толщиной 0,06—0,1 мм. Соединяемые поверхности
обрабатывали до шестого класса шероховатости. С увеличением
давления сжатия толщина остающейся в стыке прослойки и кон-
центрация марганца в центре прослойки уменьшаются.
Применение прослоек из фтористого аммония способствует
. улучшению механических свойств соединений и обеспечивает
стабильность результатов сварки. Длительная прочность соеди-
нений с никелевой прослойкой оказалась значительно ниже проч-
ности соединений без прослойки.
153
На основании результатов проведенных исследований разра-
ботана технология сварки промышленных деталей газотурбинных
установок современных судов. Сваривали детали с твердой про-
слойкой в виде фольги и с расплавляющейся прослойкой. Приме-
нение для соединения деталей аргонодуговой сварки приводило
к образованию трещин. Некоторые детали по конструктивным
соображениям вообще невозможно сварить аргонодуговой свар-
кой. При соединении пайкой появлялись пористость и наплывы
припоя.
Применение диффузионной сварки позволило избежать недо- 7
статков сварки плавлением и пайки. Трещин при диффузионной
сварке не обнаружено. Появилась возможность исключить из
технологического процесса изготовления деталей операции фре-
зерования охлаждающих каналов на выходной кромке колеса,
что значительно упростило и удешевило процесс изготовления
деталей и узлов.
При сварке жаропрочных сплавов ХН80ТБЮА (ЭИ607А)
и ХН65ВМТЮ (ЭИ893) оптимальные режимы сварки определяли
на образцах диаметром 20 мм и длиной 45 мм.
Для сплава ХН80ТБЮА (ЭИ607А) принят следующий режим
сварки: Т = 1200° С; р = 2 кгс/мм2; t = 6 мин; В = 10“4 мм рт. ст.;
для сплава ХН65ВМТЮ (ЭИ893): Т = 1170° С; р = 2 кгс/мм2;
t = 20 мин и В = 10~4 мм рт. ст.
Качество соединения оценивали по углу изгиба до разруше-
ния и по характеру излома. Характеры изломов технологических
проб, сваренных на принятых режимах с различной степенью
механической обработки соединяемых поверхностей, существенно-,
различались. Технологические пробы, сваренные по полирован-
ным поверхностям, имели предельный угол изгиба и четко выра-,
женный вязкий излом.
Механические свойства оценивали при испытании на растяже-
ние образцов с диаметром рабочей части 8 мм при комнатной тем-,
пературе, а также при температуре 700° С для сплава ХН80ТБЮ
(ЭИ607А) и 750° С для сплава ХН65ВМТЮ (ЭИ893).
В микроструктуре металла зоны соединения сплава ХН80ТБЮ
(ЭИ607А) наряду с зернами, общими для обеих заготовок, обнару-
жены следы границы раздела. Эти следы в виде микронесплошно-
стей или остатков окисных пленок в плоскости соединения сни-
жают пластичность сварных соединений.
В микроструктуре зоны сварки сплава ХН65ВМТЮ (ЭИ893)
практически отсутствует граница раздела, а внутри вновь образо-
вавшихся общих зерен отчетливо видны следы высокотемператур-
ной пластической деформации. Сравнение двух микроструктур'
показывает лучшее формирование сварного соединения сплава
ХН65ВМТЮ (ЭИ893). Механические свойства сварных соедине-
ний этого сплава при 20 и 750° С такие же, как у основного ме-
талла. При 20° С разрушение образцов происходило вязко по
плоскости соединения, а при 750° С — по основному металлу.
154
Жаропрочность сварных соединений оценивали по их дли-
тельной прочности. Соединение сплава ХН80ТБЮ (ЭИ607А),
сваренное на оптимальном режиме и термообработанное по режиму
1000° С, 2 ч; 750° С, 20 ч, испытывали при 700° С. Предел дли-
тельной прочности сварных соединений сплава ХН80ТБЮ
(ЭИ607А) за 105 ч составил 13 кгс/мм2, т. е. 0,8од п основного
металла. Разрушение образцов происходило вязко и на плоскости
соединения и по основному металлу.
Длительная прочность сварных соединений сплава ХН65ВМТЮ
(ЭИ893) определяли при 750° С, и за 10Б ч она составила
14,7 кгс/мм2. Разрушение образцов проходило по основному
металлу и носило вязкий характер. Длительная пластичность
сварных соединений соответствовала пластичности основного
металла.
При исследовании диффузионной сварки жаропрочного сплава
на никелевой основе ВЖ98 оптимальные режимы сварки отраба-
тывали на образцах диаметром 10—15 мм и длиной 30 мм.
Зависимость механических свойств от режимов сварки пред-
ставлена на рис. 101.
Анализ результатов исследований показывает, что прочность
сварного соединения сплава ВЖ98 близка к прочности основного
металла. Однако у сварных соединений значительно занижены
пластические свойства.
Применение дополнительной выдержки после сварки при тем-
пературе рекристаллизации сплава ВЖ98 (1200° С) незначительно
влияет на прочность соединения, но сильно повышает пластич-
ность соединения. Образцы при механических испытаниях разру-
шались по основному металлу (рис. 102).
Образцы, сваренные на оптимальных режимах Т — 1000° С;
р = 2 кгс/мм2; t = 20 мин и В = 5-10“4мм рт. ст. с последующей
выдержкой при 1200° С в течение 20 мин, подвергали механиче-
ским испытаниям при повышенных температурах (700, 800 и
900° С). Все образцы имели прочностные характеристики (оа
и о о, г), близкие к прочности основного металла. Однако свойства,
характеризующие пластичность (б и ф), по сравнению со свой-
ствами основного металла занижены.
Сплав ЖС6КП имеет низкую технологическую прочность и
склонен к образованию горячих трещин, что значительно
усложняет соединение его обычными методами сварки плавле-
нием.
Свариваемость сплава ЖС6КП изучали на образцах диаме-
тром 35 мм и длиной 40 мм. Ориентировочный режим выбран по
результатам экспериментов с варьированием основных параме-
тров: Т = 800-5-1000° С; / = 24-15 мин; р = 14-3 кгс/мм2.
Разрушение образцов из основного металла происходило при
средней нагрузке Рраз = 6000 кгс. По результатам анализа выбран
оптимальный режим Т — 1000° С; р = 2 кгс/мм2; t — 10 мин
и В = Ю~4 мм рт. ст.
155
Микроструктура сварного соединения, выполненного по этому
режиму, состоит из твердого легированного раствора никеля,
карбидной фазы и тонких выделений интерметаллидной фазы на
основе Ni3(Al, Ti). Граница раздела практически отсутствует.
Более низкие температуры не обеспечивают хорошего соединения.
При температуре 900° С сохраняется линия раздела и видны следы
деформации, напоминающие двойниковые полосы Неймана в объ-
156
Рис. 102. Влияние дополнитель-
ной выдержки после сварки на
механические свойства сварных
соединений:
—-------— после вакуумирования
емно-центрированных ку-
бических решетках. Повы-
шение температуры сварки
до 1100° С обеспечивает
высокую прочность (Рразр^
5700 кгс), но при этом
происходят чрезмерный
рост зерна и местные оплав-
ления границ зерен. Дав-
ления сжатия менее
2 кгс/мм2 недостаточны для
необходимого контакта
свариваемых образцов. Повышение давлений более 2 кгс/мм2
приводит к сильной деформации образца, а в некоторых слу-
чаях и к появлению сетки трещин.
Пластическая деформация создает большое количество вакан-
сий, доступных для миграции атомов, и увеличивает диффу-
зионную подвижность атомов за счет уменьшения энергии акти-
вации.
Большое влияние на прочность диффузионного соединения
жаропрочных сплавов оказывает разнозернистость свариваемых
заготовок. Разнозернистость тормозит процессы диффузии. Даже
небольшие участки с отличной от основной структуры величиной
зерна отрицательно влияют на качество соединений. Как видно,
структурная анизотропия, присущая сплавам данного типа
и определяемая условиями рекристаллизации в процессе горячей
деформации, уменьшает скорость диффузии. Если предположить,
что преобладающую роль играет диффузия по границам зерен,
то при однородной величине зерна пути диффузии будут короче.
Многочисленные наблюдения показывают, что скорость диффузии
падает с увеличением размера зерна.
Разнозернистость ухудшает также механические и жаропроч-
ные свойства сплавов данного типа, снижает характеристики .
пластичности и длительной прочности. Помимо разнозернистости
отрицательное влияние на механические свойства соединений
оказывает наличие расслоений и продольных трещин. Появле-
ние таких дефектов связано с повышенной загрязненностью основ-
ного металла газами. Поэтому получение качественных сварных
соединений жаропрочных сплавов в основном зависит от состоя-
ния исходного металла.
С повышением температуры средние значения прочности сое-
динений несколько ниже, чем основного металла.
157
По разработанной технологии сваривали охлаждаемые ло-
патки. Механические испытания сварных соединений показали
ов = 98-4-120 кгс/мм2; б — 7,34-11,5% и яр — 9,64-11,5%. Испы-
тания позволили установить, что весьма важно при сварке дета-
лей сложной формы (таких, как лопатка) обеспечение равномер-
ности нагрева и сжатия свариваемых деталей в процессе соединения
по всей поверхности.
Сварка литейных никелевых жаропрочных сплавов возможна
лишь с подогревом соединяемых деталей до температуры 1200° С. -
При сварке плавлением возникают горячие трещины.
Исследование свариваемости литейных никелевых сплавов’ .
диффузионной сваркой проводили на сплаве ЖС6. Сварные соеди-
нения испытывали на ударный изгиб, на растяжение при комнат-
ной температуре и температуре эксплуатации, достигающей 975° С.
Установлено, что на режимах, при которых термомеханическое
воздействие цикла сварки еще не приводит к остаточной микро-
пластической деформации, механические характеристики соеди-
нения недостаточно высокие. Прочность и ударная вязкость при
комнатной температуре не превышают 90%, а кратковременная
прочность при 975° С 40—45% соответствующих характеристик
сплава ЖС6. Разрушение локализуется в плоскости сварки, где
имеются отдельные несплавления, ориентированные вдоль направ-
ления механической обработки.
При сварке с остаточной деформацией 2—8% можно получить
соединения, прочность и пластичность которых соответствуют
подобным характеристикам основного металла. При этом завер-.
шается формирование истинного контакта поверхностей, отсут-
ствуют непровары, а разрушение при статических и ударных
испытаниях при комнатной температуре происходит по основному
металлу.
Металлографические исследования показывают отсутствие рек-"
ристаллизации зерен твердого раствора в сплаве и наличие ориен-
тированной границы раздела вдоль плоскости сварки. Так как
в этом случае ударная вязкость соединения равна или больше
ударной вязкости сплава ЖС6 (а„ = 11 -г-45 кгс-м/см2), то, по-
видимому, вывод об отрицательном влиянии ориентированной
границы раздела на ударную вязкость соединения не может быть
распространен на рассматриваемые металлы.
Разрушение сплавов ЖС6 при высоких температурах — хруп-
кое по границам зерен. При температуре 975° С соединения разру-
шаются по плоскости, которую можно рассматривать как границу
зерна. На этой границе нормальные напряжения, ориентированные
перпендикулярно оси образца, достигают предельных значений,
что и определяет описываемый характер разрушения. Прочность
соединений, испытанных при температуре 975° С, на уровне проч-
ности основного металла.
Аналогичные результаты получены при диффузионной сварке
сплавов ЖС6 с жаропрочными никелевыми сплавами ВЖЛ14,
158
Таблица 3
Металл с Si Мп р s , Cr Ni
Инконель 713С . . . S-816 ТД-никель 0,15 0,37 0,0019 0,10 0,43 0,10 1,57 0,004 0,007 0,004 0,003 13,65 19,25 0,03 Основа 19,70 Основа
Металл Мо W .Со Ai Ti Nb+Ta Fe Си Zr
Инконель 713С . . . S-816 ТД-никель 4,21 4,19 3,80 0,21 42,40 0,01 6,14 0,80 0,001 2,40 3,98 0,30 3,92 0,003 0,21 0,02 0,004 0,1
Таблица 4
Металл Условия ав’ кгс/мм С, % 4>. %
Инконель 713С Состояние поставки 89,5 2,73 6,4
То же 88,3 2,50 5,0
После сварки 93,5 2,95 5,0
S-816 Состояние поставки 95,0 20,0 13,0
То же 94,4 18,4 13,0
После сварки 91,9 21,6 13,0
ТД-никель Состояние поставки 44,7 33,9 77,8
То же 45,1 33,3 80,3
После сварки 44,7 33,9 76,1
ВЖ98 и др. Для этих сочетаний возможно применение меньших
термомеханических воздействий, так как при деформации 3—5%
соединение равнопрочно менее жаропрочному сплаву.
При необходимости получения прецизионных соединений целе-
сообразна сварка с применением промежуточной прослойки
никеля. Это облегчает формирование истинного контакта поверх-
ностей.
Таким образом, диффузионная сварка может быть использо-
вана для изготовления конструкций из никелевых сплавов, рабо-
тающих при температурах <975° С.
Сварку жаропрочных никелевых сплавов, применяемых за
рубежом (марок инконель 713С, S-816 и ТД-никель) проводили
в ПНИЛДСВ по заказу японской фирмы (рис. П-25). Химический
состав сплавов приведен в табл. 3.
Диффузионную сварку сплавов инконель 713С, S-816 прово-
дили на образцах диаметром 10 мм и длиной 25 мм, а сплава ТД-ни-
кель — на образцах диаметром 6,5 мм и длиной 25 мм. Для этого
использовали установку СДВУ-15-1.
159
Таблица 5
Ступень Т, °C р, кгс/мм® t, мин
Первая Вторая 705 1190 21,0 1,5 60 120
Примечание. В ~ 2-10“5 мм рт. ст.
Сварные соединения подвергали механическим испытаниям' -
на растяжение (табл. 4) и металлографическим исследованиям.
Прочность полученных соединений практически равна прочности
основных материалов в исходном состоянии. Характеристики
пластичности сварного соединения также не изменяются. В зоне
стыка раздела отсутствует граница.
Диффузионную сварку образцов из сплавов инконель 713С,
S-816 и ТД-никель выполняли на оптимальных режимах, разра-
ботанных для сварки аналогичных или близких по составу оте-
чественных никелевых жаропрочных сплавов и никеля.
Диффузионную сварку листов из хромоникелевого сплава
применяют при производстве космических кораблей в Англии,
Теплозащитную обшивку из сплава ТД-NiCr приваривают к ос-
новному листу.
При соединении дисперсионно-упрочненных металлов рассма-
триваемого типа обычной сваркой плавлением эффективная проч-
ность сварного соединения (отношение прочности сварного соеди- .
нения к прочности основного материала) при повышенной темпе- ,
ратуре составляет лишь 40—50%. В процессе сварки нарушается .
распределение ThO2, что приводит к потере эффекта механической
обработки.
Сплав ТД-NiCr можно соединять пайкой. В этом случае проч-
ность снижается за счет диффузии припоя в основной металл;
кроме того, может образовываться пористость. Эффективная
прочность паяного соединения составляет около 50%.
Поскольку при диффузионной сварке отсутствует расплавление
соединяемых металлов, применение ее вместо сварки плавлением
и пайки весьма перспективно. Однако при диффузионной сварке
между двумя соединяемыми деталями из сплава ТД-NiCr обра-
зуется тонкая рекристаллизационная полоска мелкого зерна.
При повышенной температуре непрерывная линия сварки и зона
мелкого зерна ослаблены и соединение разрушается при низких
нагрузках. Эффективная прочность соединения составляет 0—60%.
Кроме того, на линии сварки возникают несваренные участки.
Высокое сопротивление ползучести сплава ТД-NiCr при повы-
шенных температурах препятствует образованию тесного контакта,
необходимого для полной сварки по всей границе раздела.
160
Образцы сваривали внахлестку. Сварные соединения, равно-
прочные основному металлу, получены на специально обработан-
ном сплаве при использовании двухступенчатого сварочного
цикла (табл. 5). Заметных деформаций после сварки зафикси-
ровано не было.
Качество сварных соединений оценивали по результатам ме-
таллографического анализа и испытаний на ползучесть и срез.
Перед испытанием все образцы подвергали термообработке в ва-
кууме при температуре 1260° С в течение 1 ч. Образцы на срез
испытывали на воздухе при температуре 1090° С со скоростью
1,3. мм/мин. Испытания на ползучесть проводили при темпера-
туре 1090° С с нагрузкой —7 кгс.
И Н. ф. Казаков
Сварка разнородных металлов
и сплавов
Сварка разнородных металлов позволяет экономить
дорогостоящие и дефицитные материалы, создавать наиболее
рациональные конструкции узлов и изделий, уменьшая их массу
и размеры, а в ряде случаев создавать совершенно новые кон-
струкции, отвечающие запросам современной науки и практики.
Для большинства сочетаний разнородных металлов и сплавов,
которые приходится сваривать, характерны существенные разли-
чия в температуре плавления, плотности, коэффициентах тепло-
физических свойств, особенно линейного расширения. Отличаются
также и кристаллографические характеристики — тип решетки
и ее параметры.
Однако наибольшие затруднения обусловлены тем, что в боль-.
шинстве случаев при ограниченной взаимной растворимости для
основных комбинаций свариваемых металлов чрезвычайно трудно
избежать образования стойких интерметаллических фаз, обладаю- ’
щих большой твердостью и хрупкостью.
Наиболее успешно свариваются отдельные пары металлов '
способами, при которых обеспечивается: 1) минимальное время
контактирования соединяемых металлов в жидком состоянии,
что уменьшает размеры прослоек хрупких интерметаллидов либо
даже предотвращает их возникновение; 2) надежная защита
металла при сварке плавлением от действия окружающего воз-
духа; 3) предотвращение образования хрупких интерметаллидов
подбором промежуточных или комбинированных из разнородных
металлов вставок, хорошо соединяемых с каждым элементом
свариваемой пары; 4) подавление роста интерметаллических
хрупких фаз легированием металла шва некоторыми компонентами.
Длительность нагрева и контактирования соединяемых эле-
ментов при сварке плавлением можно регулировать смещением
источника теплоты на один из элементов (обычно легкоплавкий),
при контактной сварке — использованием электродов разного
размера и сечения, применением теплоотводов и т. п.
К многим сварным соединениям из разнородных металлов и
сплавов наряду с требованиями прочности, вакуумной плотности,
162
термостойкости, плотного электрического контакта на значи-
тельной площади, соприкосновения, удовлетворительной работы
в специальных средах и т. п. предъявляются высокие требования
к сохранению точных размеров исходных деталей.
Сварка алюминия и его сплавов со сталью
Сварка алюминия и его сплавов со сталью затруднена
из-за резкого различия физико-химических свойств этих металлов.
При взаимодействии алюминия с железом образуется ряд интер-
металлидов: FeAl3; Fe2Al7; Fe2Al5; FeAI2; FeAl и др., которые
обусловливают хрупкость соединения [10, 19, 34, 45, 64].
Большое различие в температурах плавления затрудняет
сварку алюминия или его сплавов со сталью путем расплавления
соединяемых металлов. При сварке плавлением, взрывом и кон-
тактной возможно образование соединения алюминия или его
сплавов с образованием слоя интерметаллидов.
Быстрое повышение температуры в зоне сварки не позволяет
сваривать сталь непосредственно с высокопрочными сплавами АМг,
АМгб и др. В подобных случаях используют сварку через слой
алюминия. Пластину предварительно приваривают к стали
(сварка трением) или к торцу заготовки сплава (прихватка арго-
нодуговой сваркой). Механические и эксплуатационные свойства
соединений зависят от толщины алюминиевого подслоя и анало-
гичны свойствам прокатанных биметаллов.
Особенности сварки трением ограничивают форму свариваемых
деталей: по крайней мере одна из них должна быть телом вращения.
Холодной сваркой можно соединить алюминий и его сплавы
со сталью. На отдельных образцах соединения 12Х18Н10Т +
+ АМгЗ достигнуто сопротивление отрыву 21,5 — 22,5 кгс/мм2
с разрывом по АМгЗ, на соединении 12Х18Н10Т + АМгб —
29,9 — 30,2 кгс/мм2. Таким образом, непосредственная деформация
алюминиевых сплавов со сталью позволяет получать сопротивле-
ние отрыву, близкое к прочности алюминиевого сплава. Недо-
статок таких соединений — чувствительность их к нагреву.
Например, после нагрева соединения АМгб + 12Х18Н10Т при
температуре 350° С в течение 1—2 ч у большинства сварных
образцов прочность снижалась в 15—20 раз по сравнению с исход-
ной после сварки, а часть образцов расслаивалась. В зоне кон-
такта появлялась вторичная фаза неизвестного состава. Необ-
ходимо учитывать также возможность концентрации напряжений
в сплаве АМгб на границе нагартованного слоя на расстоянии 0,5—
2,5 мм от зоны соединения. Получение соединения рассмотрен-
ными видами сварки сопровождается значительным изменением
исходных размеров деталей.
Диффузионной сваркой не удается получить достаточно проч-
ное соединение непосредственно алюминия и его сплавов со
сталью в связи с образованием интерметаллидов.
11* 163
Прочное соединение алюминия и его сплавов со сталями полу-
чают посредством диффузионной сварки с применением промежу-
точных прослоек. Прослойки можно наносить гальваническим
путем, в виде фольги и т. п. Состав прослойки выбирают с учетом
возможности появления новых фаз в зоне контактирования из
диаграмм равновесного состава.
Сплав АМц со сталью 15 сваривают через никелевую прослойку.
Никель наносят гальваническим путем на поверхность стали 15
через подслой из меди.
Сварку ведут на следующих режимах для сварки сплава АМц
со сталью 15: Т = 550° С, р = 1,4 кгс/мм2, t — 2 мин, В =
— 10“3 мм рт. ст.; для сварки алюминия АД1 со сталью 15: Т '
— 550° С, р = 1,25 кгс/мм2 (АД1 более пластичный), t — 2 мин,
В = 10“3 мм рт. ст.
При испытании на растяжение разрушение по интерметаллиду
в случае сварки алюминия АД1 происходит при толщине пла-
стины 6 = 0,5 мм, а в случае сплава АМц — при 6 = 1,5 мм. Если
толщина алюминия АД1 составляет 1 мм, а АМц 2 мм, то разру-
шение происходит частично по алюминию. При толщине пластины
АД1 свыше 1 мм и АМц свыше 2 мм разрушение происходит по
алюминию.
Дальнейшее возрастание выдержки значительно снижает проч-
ность соединения. Это вызвано интенсивным увеличением ширины
фазы Al3Ni2 (1 мкм).
Чистый алюминий сваривали с низкоуглеродистой сталью
с содержанием 0,131% С непосредственно и через промежуточные
прокладки при Т — 350, 400, 450 и 500° С; р — 0,02, 0,25, 0,5, '
1,2 и 3 кгс/мм2; t = 5, 10, 15 и 20 мин; В = 10“3 мм рт. ст. (см.
рис. П-26).
Режим сварки (Т = 500° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 5 мин и
В — 10“3 мм рт. ст.) обусловливает появление в зоне контакта >
интерметаллидной прослойки (см. рис. П-26, а). Слой интерме-
таллида, образованный за счет непосредственного контакта желез-
ного и алюминиевого образцов, неровный и пористый. Слой
интерметаллида, полученный в результате контактирования по-
верхностей через прослойку из плавленой фольги алюминия,
равномерный и достаточно прочный (см. рис. П-26, б), что обеспе-
чивает лучшее и стабильное качество соединения и позволяет
регулировать толщину интерметаллидного слоя, определяющую
в основном механические свойства соединения.
Применение прокладок из меди и никеля (см. рис. П-26, д)
предотвращает появление зоны интерметаллида, имеющего чрез-
вычайно высокую хрупкость и твердость.
Сварку алюминия и стали 38ХМЮА через прослойку из
никеля, наносимого гальваническим способом на сваренную по-
верхность стального образца, выполняли при Т = 400, 450 и
500° С; р — 0,5; 2 и 3 кгс/мм2; t = 20 мин и В = 10“3 мм рт. ст.
Никелевую прослойку выбирали с учетом условий работы узла
164
(узел работает в коррозионных средах). Для сравнения часть
узлов сваривали без прокладки. Сваренные узлы испытывали
на прочность внутренним гидродавлением.
Сварка с прокладкой никеля обеспечивает более стабильное
качество соединения, чем сварка без прокладки.
Прутки алюминия АДО и стали 12Х18Н10Т диаметром 25—
32 мм сваривали при Т = 500° С; р = 0,75 кгс/мм2; t = 30 мин
и В — 10 3-^5 • 10 4 мм рт. ст. Максимальная прочность соеди-
нения (9 кгс/мм2) достигалась при выдержке 30 мин. При указан-
ных условиях в месте соединения образуется переходная зона
шириной 4—6 мкм с микротвердостью 50—140 кгс/мм2.
Большое влияние на прочность соединения алюминия со
сталью оказывают легирующие добавки магния, кремния и меди.
Магний в алюминии отрицательно влияет на свариваемость.
С увеличением содержания магния в алюминии прочность соеди-
нения резко снижается. При времени сварки 20 мин и темпера-
туре 525° С прочность соединения чистого алюминия АДО со
сталью 12Х18Н10Т составляет 3 кгс/мм2, а сплава алюминия
с 22% Mg — 2,5 кгс/мм2. С увеличением времени сварки до 60 мин
отрицательное влияние магния на прочность сказывается еще
более значительно, прочность практически равна нулю. С введе-
нием магния в алюминий скорость роста прослойки возрастает.
Таким отрицательным влиянием магния можно объяснить тот
факт, что до настоящего времени диффузионной сваркой не удается
получить соединение непосредственно стали со сплавом АМгб.
Содержание в алюминии до 5%* Si положительно влияет на
свариваемость сплавов алюминия со сталью 12Х18Н10Т, повы-
шая прочность соединения. Однако вследствие повышения сопро-
тивляемости алюминиевых сплавов ползучести длительность про-
цесса до достижения максимальной прочности заметно возрастает.
При содержании в алюминии 3% Si максимальная прочность
соединения повышается на 2 кгс/мм2 по сравнению с прочностью
соединения 12Х18Н10Т + АДО. При содержании 5,6% Si проч-
ность соединения увеличивается на 3 кгс/мм2. Дальнейшее повы-
шение концентрации кремния до 8% практически не увеличивает
прочности соединения. Это связано с ускорением роста интерме-
таллидной прослойки. В связи со сказанным, при сварке стали
с алюминиево-кремниевыми сплавами вряд ли целесообразно
использовать алюминиевые сплавы, содержащие не более 5—6% Si.
Наиболее перспективно легирование алюминия медью. Для
соединения стали 12Х18Н10Т со сплавом А1—3% Си, выполняе-
мого при температуре 525° С, прочность соединения повышается
с увеличением продолжительности выдержки, и при длительности
выдержки 60 мин становится выше прочности соединения стали
с алюминием АДО на 5—6 кгс/мм2. Разрушение в этом случае
происходит по стыку, однако металлографический анализ показал
отсутствие каких-либо хрупких фаз в переходной зоне соединения.
Подобное влияние меди на длительность сварки, как и в случае
165
легирования кремнием, обусловлено снижением скорости ползу-
чести, что сказывается на длительности образования фактического
контакта. Сварку стали 12Х18Н10Т со сплавами системы А1—Си
следует вести при температурах не выше 525° С.
Диффузионную сварку алюминия и его сплавов со сталями
применяют в ядерной технике в ФРГ. В тех случаях, когда между
этими металлами недопустимо механическое соединение (по кон-
структивным соображениям), соединение пайкой или через про-
межуточные вставки (из-за требований высокой коррозионной
стойкости), применяют диффузионную сварку.
Из термодинамических соображений часть обшивки реактора
для размещения облучаемых образцов выполняют из алюминия
и его сплавов, все прочие части обшивки изготовляют из стали
X10CrNiTil8-9.
При сварке сплава AlMg3 со сталью X10CrNiTil8-9 сварные
соединения разрушались от сотрясения при ширине диффузион-
ной зоны свыше 12 мкм. Лучшие результаты получены при ширине
диффузионной зоны 8 мкм. Рассматриваемые металлы сваривали
при Т = 500° С; р = 3 кгс/мм2; t = 10 мин.
Максимальный предел прочности соединения при растяжении
достигает 10 кгс/мм2 при ширине диффузионной зоны 3—8 мкм.
При величине диффузионной зоны менее 3 мкм и более 12 мкм
наблюдалось резкое снижение прочности соединения.
Металлографический анализ соединений с шириной диффузион-
ной зоны 10 мкм показал наличие в переходной зоне двух фаз
с различной микротвердостью: НВ 600 (светлая фаза) и НВ 1000
(темная фаза). Более твердая фаза является интерметаллидом,
соответствующим средней части диаграммы состояния железо—
алюминий, а именно FeAl2 или Fe2Al5. Прочность этого соеди-
нения 7,1 кгс/мм2. Исследование с помощью микрозонда показало,
что происходит диффузия элементов Fe, Al, Ni, Сг и Mg.
Соединение между алюминием A199,8 и сталью X10CrNiTil8-9
выполняли при Т — 500° С; р = 3,9 кгс/мм2 и / до 30 мин. В срав-
нении с соединением, в котором был использован сплав AlMg3,
в данном случае диффузия протекает значительно медленнее.
Это позволяет более точно регулировать процесс при равных
температурах. В диффузионной зоне соединений также найдена
фаза FeAl2 или Fe2Al5, однако количество этой фазы значительно
меньше, чем при сварке AlMg3 с X10CrNiTil8-9. Это является
следствием более медленного протекания диффузии в алюминии,
не содержащем добавок магния.
Сварка меди и ее сплавов с другими металлами
Из диаграммы состояния медь—железо следует, что при
диффузии Fe —> Си образуется е-твердый раствор ограниченной
растворимости. В равновесном состоянии при комнатной темпе-
ратуре в a-Fe растворяется до 0,3% Си, а в меди — до 0,2% Fe.
166
Хрупких интерметаллидов не образуется. Растворимость железа
монотонно увеличивается от 0,3—0,35% при 700° С до 2,6—2,9%
при 1000° С. При диффузии меди в a-Fe также образуется твердый
раствор ограниченной растворимости. В диапазоне 750—835° С
растворимость меди увеличивается до 3,5%. Пересыщение а-
и е-твердых растворов приводит к образованию при 835° С эвтек-
тоида а + е. В интервале температур 835—910° С растворимость
меди в a-Fe уменьшается, причем медь снижает температуру a —> у
превращения в железе. При этих температурах могут существо-
вать как a-твердый раствор меди в железе, так и у-твердый раствор
меди в железе, причем предельная растворимость меди в 0-Fe
больше, чем в a-Fe. При больших скоростях охлаждения при
сварке в переходном слое возникает пересыщенный твердый
раствор меди с железом, но даже при содержании железа до 2—
2,5% структурно-свободное железо не обнаруживается. При
сварке плавлением граница сплавления между сталью и медьщ
резкая, с включениями фазы, обогащенной железом.
Ухудшает взаимную растворимость железа и меди наличие
в стали углерода, а улучшают марганец и кремний. Марганец
снижает критическую точку и расширяет область у-твердого
раствора, в котором медь растворяется в значительно большем
количестве, а кремний упрочняет зерна твердого раствора.
Затруднения при сварке меди со сталью связаны с высоким
сродством меди к кислороду, низкой температурой плавления
меди, различными величинами коэффициентов теплопроводности,
линейного расширения и т. п.
Сварка плавлением меди со сталью часто сопровождается
проникновением меди между зернами стали, возникновением тер-
мических напряжений и разрушением шва под действием эффекта
П. А. Ребиндера. На углеродистых и низкоуглеродистых сталях
трещин мало, и поэтому разрушения невелики. Получение со-
единений с аустенитными сталями (особенно типа 18-8) весьма
сложно и требует специальных технологических приемов (при-
садки никеля, алюминиевой бронзы, высоконикелевых сплавов,
применения защитной атмосферы и т. д.).
Медь и ее сплавы соединяют со сталью ручной дуговой сваркой
плавлением специальными электродами, сваркой под слоем флюса
и в среде защитных газов. В ряде случаев применяют предвари-
тельный подогрев изделия.
Из перспективных способов сварки меди и ее сплавов со ста-
лями, которые уже нашли применение, следует рекомендовать
сварку взрывом и диффузионную сварку. Так, прочность сварного
соединения М3 со сталью 12Х18Н9Т составляет 16,8 кгс/мм2 при
отсутствии резкого повышения микротвердости в зоне соединения.
Диффузионная сварка меди и ее сплавов со сталью позволяет
получать качественные соединения.
Соединение меди с железом при диффузионной сварке проис-
ходит через кристаллическую смесь (эвтектоид) a-твердого рас-
167
Рис. 103. Деталь из стали (1)
и хромистой бронзы (2) после
сварки
твора меди в железе и
соответствующего рас- ’
твора железа в меди.
Появление эвтектоида
обнаруживается метал-
лографически через 20 '<
и 30 мин при темпера-
туре 750° С.
Оптимальный режим сварки меди Ml с армко-железом: Т =
= 900° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 20 мин и В = 10“3-т-10“4 мм рт. ст.
Механические свойства соединения меди с железом зависят
от ширины промежуточной фазы, образующейся в зоне контакта.
Ширина эвтектоидной прослойки в соединении, выполненном на
оптимальном режиме, равна 2—3 мкм. При увеличении ширины •
эвтектоида до 4 и 6 мкм ов снижается от 17,5—20 до 11—12,5
и 3—5 кгс/мм2, а б от 20—30 до 14—15 и 9—11%.
Сварку хромистой бронзы с коррозионно-стойкими сталями
(рис. 103) выполняли на образцах и изделиях из хромистой бронзы
Бр.Х0,8 и сталей 12Х18Н10Т и 14Х17Н2. Оптимальные режимы
сварки указанных металлов определяли с учетом опыта сварки
меди с железом.
При сварке хромистой бронзы Бр.Х08 со сталью 12Х18Н10Т
на оптимальном режиме (Т — 900° С; р — 1 кгс/мм2; t = 15 мин;
В = 10“3 мм рт. ст.) предел прочности при разрыве достигал '
28—35 кгс/мм2, а относительное удлинение 19—24%.
Сварное соединение Бр.Х0,8 со сталью 14Х17Н2, выполненное
на оптимальном режиме, разрушалось по обогащенному хромом
контактному слою Бр.Х0,8 (см. рис. П-27).
Для повышения прочности сварка меди и ее сплавов с железом
и сталями проведена через прослойку из никеля. Никель обра-
зует непрерывный ряд твердых растворов с железом и медью,
что имеет большое значение для сварки разнородных метал-
лов.
Согласно диаграмме равновесного состояния Fe—Ni—Си,
никель значительно увеличивает растворимость железа в меди
и меди в железе с образованием растворов ограниченной раство-
римости до температуры 910° С (ва-Fe) и образует ряд твердых
растворов в y-Fe и меди при температуре выше 910° С. В интер-
вале температур 750—850° С в плоскости контакта железа с ни-
келем образуется прослойка типа эвтектоида, состоящая из
смеси твердых растворов меди в железе и никеля с железом в меди.
При температурах 900 и 950° С в переходной зоне образуется ,
непрерывный ряд твердых растворов.
168
Равнопрочное меди соединение образуется при Т > 900° С
и t 15 мин. При увеличении давления сверх оптимального или
уменьшении длительности выдержки структура переходной зоны
изменяется, не соответствуя диаграмме равновесного состояния
свариваемых ^металлов.
Исследование распределения железа, никеля и меди в соеди-
нении, полученном при Т = 900° С; р = 0,25 кгс/мм2; t = 15 мин
и В = 10 3 мм рт. ст., выполнено на рентгеновском микроанали-
заторе «Микроскан».
Прослойка никеля (20 мкм) более проницаема для железа,
чем для меди. На месте прослойки после диффузионной сварки
оказывается тройной твердый раствор переменной концентрации
с постепенным уменьшением содержания железа до следов.
В никелевой прослойке содержание меди уменьшается при-
мерно до 10%. Дальнейшее его уменьшение наблюдается в зоне
шириной 30 мкм.
Наряду с симметричным проникновением никеля в железо
и медь с общей шириной зоны 70—90 мкм наблюдаются участки
иной структуры, отличающиеся характером распределения никеля
со стороны железа.
При микроскопическом исследовании образцов, полученных
диффузионной сваркой при давлении выше оптимального, со
стороны железа всегда наблюдается фаза, исчезающая при опти-
мальном времени и давлении.
Диффузионной сваркой получен блок цилиндров (распредели-
тель), работающий в условиях торцового трения и в целях экономии
дефицитных антифрикционных сплавов на основе меди или сплава
Си—Sn и повышения долговечности работы изготовляемый из
разнородных металлов (стали и бронзы). В блоке цилиндров
корпус изготовлен из стали 40Х, а подвижный рабочий торец —
из оловянной бронзы Бр.ОСН 10-2-3.
Структура бронзы состоит из a-твердого раствора и включе-
ний эвтектоида а + CusSn8 (или а + Cu3Sn); никель, добавляемый
в бронзу, увеличивает количество эвтектоида, но не образует
новых фаз, находясь в составе твердого раствора. Свинец, не
растворимый в меди, присутствует в виде отдельных включений.
Пластичность бронзы незначительна, температура плавления
~850°С.
Непосредственная сварка стали 40Х с бронзой Бр.ОСН 10-2-3
затруднена или даже невозможна ввиду того, что уже при темпе-
ратуре 750° С из бронзы выделяется свинец, который не входит
в состав твердого раствора и является механической примесью,
вводимой в бронзу с целью снижения коэффициента трения.
Вместе с тем температура 750° С низка для образования диффу-
зионного соединения достаточной прочности стали с основным
компонентом бронзы — медью.
В связи с этим разработана технология диффузионной сварки
стали 40Х с бронзой Бр.ОСН 10-2-3 с помощью промежуточных
169
медных прокладок, а также прослоек, нанесенных гальваниче-
ским способом.
Сварку выполняли через промежуточный материал в трех
вариантах: 1) бронза -J- сталь 40Х через предварительно прива-
ренные к стали медные прокладки; 2) оловянное покрытие на
бронзе + сталь 40Х через предварительно приваренные к стали
медные прокладки; 3) никелевое покрытие на бронзе + сталь 40Х.
При сварке меди с железом оптимальная температура сварки
900—950° С, но из-за присутствия легкоплавкого свинца темпе-
ратура сварки не должна превышать 760—780° С, так как в этом
интервале наблюдается оплавление поверхности бронзы.
Сначала сваривали стальной образец с медью при Т = 900° С;
р = 1 кгс/мм2; t = 20 мин и В = 10-3 мм рт. ст., покрывали
бронзу оловом или никелем, а потом проводили диффузионную
сварку бронзы со сталью. Сварку бронзы Бр.ОСН 10-2-3 со сталью
40Х выполняли на оптимальных режимах: Т = 730 -г-760° С;
р = 0,5 кгс/мм2; t = 20 мин и В = 10“3 мм рт. ст.
Исследование диффузионного соединения 40Х + Ni +
+ Бр.ОСН 10-2-3 показало, что при Т — 750° С и более происхо- •
дит значительная диффузия олова, железа и меди в промежуточный
никелевый слой. При соединении 40Х + Си + Бр.ОСН 10-2-3
в медь интенсивно диффундируют никель и олово, причем ширина
переходной зоны по олову в 1,7—1,9 раза больше, чем по никелю.
С точки зрения оптимального распределения элементов продол-
жительность сварки меди с бронзой можно ограничить до 8—10 мин,
при этом никель успевает проникнуть на глубину 10—20 мкм, .
а олово на 20—35 мкм. Подобное соединение имеет высокую проч-
ность в исходном состоянии, но плохо выдерживает резкое пони-
жение температуры при закалке.
Бронза Бр.ОС 10-10 с содержанием 8—10% Sn и 6—11% РЬ
обладает по сравнению с бронзами, содержащими цинк, никель '
и другие элементы, пониженными механическими свойствами
(<тв = 25-т-ЗО кгс/мм2), но более пригодна для работы на трение
при менее удовлетворительной смазке.
Важное требование, определяющее эксплуатационные свойства
данной бронзы, — наличие в структуре мелкозернистых равно-
мерно распределенных включений свинца.
Наиболее широко применяемые методы соединения — сварка
плавлением и пайка мало применимы для получения соединения
бронзы Бр.ОС 10-10 с низкоуглеродистыми сталями. При сварке
плавлением происходит оплавление и выгорание легированных
элементов в бронзе, что приводит к пористости металла шва.
Возможная при этом ликвация олова и свинца приводит к резкому
снижению эксплуатационных свойств изделий. При пайке трудно
обеспечить сплошность соединения по всей поверхности контакта.
Качественное соединение бронзы Бр.ОС 10-10 с низкоуглеро-
дистой сталью 10 получено диффузионной сваркой в вакууме на
следующих режимах {В = 10~4-ь5-10~Б мм рт. ст.):
170
Прочность соединен и й пр и разрыве образцов (рис. 104) составляла 27—31 кгс/мм2. Т, °C р, кгс/мм2 t, мин
Разрушение происходило по бронзе. При температуре сварки выше 750° С наблю- далась значительная дефор- мация бронзовых колец. За 600 700 750 800 0,5; 0,75; 1,0 0,5; 0,75; 1,0 0,2; 0,5; 0,75 0,2; 0,35; 0,5 10—30 5—20 5—20 5—20
оптимальные значения при- няты следующие параметры режима: Т=700-ь720°С; р=0,5кгс/мм2; t = 15-е-10 мин и В = 5-10“Б-е-10“4 мм рт. ст.
Люминесцентный контроль показал отсутствие дефектов на
изделиях (рис. 105), сваренных на указанном режиме. В зоне
соединения интерметаллические прослойки отсутствуют.
В электронике чаще всего используют сочетания меди МБ
с армко-железом и сталью 12Х18Н9Т. Установлены следующие
оптимальные значения параметров режима сварки: Т — 900° С;
р = 1 кгс/мм2; t = 20 мин и В ~ 10“4 мм рт. ст. Режим обеспе-
чивает высокую прочность соединения (<гв = 22 кгс/мм2) и пла-
стичность (6 = 15-е-17%). Оптимальные режимы сварки меди МБ
со сталью Э и МБ со сталью 12Х18Н10Т\следующие: Т = 650° С;
р = 1,8 кгс/мм2; t = 40 мин; В = 10~7 мм рт. ст.; в первом слу-
чае ов = 14 кгс/мм2, во втором ов = 18 кгс/мм2.
Примером практического применения диффузионной сварки
может служить изготовление замедляющих систем из меди МБ
и магнитомягкого железа (стали Э). Пакетированную конструкцию
(рис. 106) размещают в приспособлении. Для создания электрон-
ного потока, проходящего предельно близко к поверхности замед-
ляющей системы, полюсные наконечники 5 из стали Э вводят
внутрь системы между медными дисками 6.
Давление сжатия передается за счет разницы в коэффициентах
линейного расширения материала деталей и приспособления.
Приспособление состоит из двух фланцев 1, трех-четырех стяжных
болтов 2, съемного центрирующего стержня, вставляемого в от-
верстие 3, и компенсирующих прокладок 4. Болты и фланцы
изготовляют из металла, имеющего меньший температурный
коэффициент линейного расширения, чем свариваемые детали
(сталь 20X13, молибден и др.).
Замедляющие системы, выполненные диффузионной сваркой,
отвечают всем техническим требованиям.
Диффузионная сварка бронзы Бр.Х08 с жаропрочным нике-
левым сплавом ХН67М.ВТЮ (ЭП202) выполнена на оптимальном
режиме Т = 900° С; р = 0,1 кгс/мм2; t = 10 мин и В — 10“3-е-
-ь10~4 мм рт. ст. В переходной зоне обнаружена диффузия меди
в сплав ХН67Д4ВТЮ (ЭП202) и никеля, ванадия и титана в бронзу.
Микроструктурным и рентгеновским анализами на обнаружены
промежуточные фазы в переходной зоне, следовательно, диффун-
171
Рис. 104. Форма и размеры образцов и деталей:
1 — сталь 10; 2 — бронза Бр.ОС 10-10; а — детали; б и в — сваривае-
мые образцы
Рис. 105. Детали из стали 10 и бронзы Бр.ОС 10-20 до сварки и
после сварки
дирующие элементы растворяются в решетке металла основы,
образуя твердые растворы.
Повышение давления при сварке в пределах 0,25—1 кгс/мм2
увеличивает глубину взаимодиффузии, что также характерно для
диффузии в твердых растворах.
Широкое применение в промышленности находят медно-алю-
миниевые соединения. Алюминий имеет низкую плотность и отно-
сительно дешев. Электропроводность алюминия в 2 раза выше
электропроводности меди.
Получение неразъемных медно-алюминиевых соединений за-
труднено из-за значительного различия физико-химических и
172
Рис. 106. Приспособление для сварки
пакетированной замедляющей системы
из меди и стали
механических свойств соединяе-
мых металлов. При повышенных
температурах медь и алюминий
образуют несколько хрупких
химических соединений (хруп-
кие интерметаллидные фазы).
Образование СиА12 в начале
реактивной диффузии происхо-
дит при температуре 150°С. При
350° С появляется дополнитель-
ный слой соединения CugAl4,
при 400° С между соединениями
CuAl 2 и Си;)А14 появляется про-
слойка CuAl. Сопротивление от-
рыву резко понижается с увеличением толщины интерметаллида до
3—5 мкм.
При сварке плавлением на границе соединения со стороны
меди образуется прослойка интернета л лидов (СиА12) толщиной
3—10 мкм. Наличие этой зоны обусловливает относительно
низкую прочность соединения. Только в том случае, если толщина
интерметаллидной прослойки меньше 1 мкм, она не влияет на
прочность соединения. Прочность металла шва повышается при
легировании кремнием и цинком, подавляющими рост интерме-
таллидной прослойки.
Медь с алюминием хорошо свариваются сваркой давлением.
Для уменьшения возможности образования хрупких интерметал-
лидов рекомендуется покрытие меди (цинкование, алитирование,
нанесение серебряного припоя).
Соединение меди Ml с алюминиевым сплавом АМгб успешно
выполняют диффузионной сваркой (рис. 107). Прочность соеди-
нения растет с повышением температуры до 540° С; дальнейшее
повышение приводит к уменьшению прочности соединения, что
связано с образованием при 565° С эвтектики меди с алюминием,
составляющим основу сплава АМгб. После разрыва сварных
соединений на поверхности медного слоя остается слой алюминия
значительной толщины.
Увеличение давления приводит к повышению прочности сое-
динения. Заметное повышение прочности наблюдается при неиз-
менных температуре нагрева и давлении с увеличением выдержки
до 25—30 мин. Макрокластическая деформация с ростом темпе-
ратуры сварки и давления повышается значительно, а с увеличе-
нием длительности выдержки незначительно.
173
Рис. 107. Влияние на прочность ав и относительное удлинение 6 соеди-
нения меди Ml с алюминиевым сплавом АМгб режимов сварки:
а — температуры; б — давления; в — времени выдержки
Медь со сплавом АМгб соединяется с образованием диффузион-
ного слоя незначительной толщины благодаря взаимной диффузии
меди И алюминия. Диффузионный слой имеет мелкокристалличе-
скую зернистую структуру с интерметаллидной прослойкой,
свидетельствующей о наличии химических соединений, которые
и определяют повышение микротвердости диффузионного слоя.
Сварные соединения, полученные на оптимальных режимах,
испытывали на вибропрочность в двух плоскостях: перпендику-
лярно и параллельно оси образца. При испытании на ударную
прочность сварные образцы подвергали воздействию одиночных
ударов в двух взаимно перпендикулярных направлениях. Макси-
мальный угол изгиба сварных образцов меди со сплавом АМгб
незначительный (7°), что связано с наличием интерметаллидных
прослоек, повышающих хрупкость сварных соединений.
На оптимальных режимах выполнена диффузионная сварка
некоторых узлов изделий, не подверженных действию растягиваю-
щих и изгибающих нагрузок.
Возможность сварки деталей и узлов электровакуумных при-
боров из меди Ml с алюминиевым сплавом АМц исследовали на
стандартных образцах. Поверхности образцов обрабатывали непо-
средственно перед сваркой. Сварка меди Ml и алюминиевого
сплава АМц на оптимальных режимах (Т = 510° С; р —
= 0,7 кгс/мм2; t = 15 мин и В = 10"4 мм рт. ст.) обеспечивала
получение соединений, имеющих прочность на разрыв <тв —
= 12 кгс/мм2 при относительной деформации 0,3%. Диффузион-
ное соединение обеспечивает вакуумную плотность после сварки
и требуемую термостойкость. После испытания на термостойкость
при температуре 400° С в среде водорода сварные соединения
оставались вакуумно-плотными. На оптимальных режимах выпол-
нена сварка деталей и узлов электровакуумных приборов.
Трудности диффузионной сварки меди с алюминиевыми спла-
вами связаны не только с интенсивным образованием хрупких
174
интерметаллидов в зоне сварки, но и со сложностью очистки
поверхности алюминия и его сплавов от тугоплавкой, химически
стойкой пленки окисла. Для получения качественных сварных
соединений необходимо разработать технологические приемы и
устройства, позволяющие очищать свариваемые поверхности от
окисных пленок непосредственно в сварочной камере в процессе
вакуумирования.
Герметичное соединение трубок из меди и алюминия, получае-
мое диффузионной сваркой, используют в Голландии при соору-
жении холодильных агрегатов и других установок. Высокая
точность управления процессом диффузионной сварки по сравне-
нию со сваркой плавлением, пайкой и стыковой сваркой оплавле-
нием позволила перейти на сварку труб из меди и алюминия
меньшего диаметра.
Французская фирма «Либрим» осуществляет диффузионную
сварку меди с дюралюминием толщиной 0,2—0,5 мм внахлестку.
Металлографический анализ сварных соединений, выполненных
на режимах Т = 480-е-500° С; р = 0,5-e-l кгс/мм2; t = 10 мин
и В = 10"3-е-10-4 мм рт. ст., обнаруживает наличие интерметал-
лидов в зоне соединения.
Медь с никелем хорошо сваривается диффузионной сваркой.
Эти металлы не различаются по своим пластическим характери-
стикам, фактический контакт между ними формируется в процессе
деформации и ползучести микронеровностей на обеих поверхно-
стях. При этом поверхностные окисные пленки достаточно эффек-
тивно удаляются в условиях диффузионной сварки в вакууме
или среде сухого водорода. В процессе диффузионного объемного
взаимодействия медь с никелем образуют непрерывный ряд твер-
дых растворов.
Параметры процесса диффузионной сварки меди с никелем
близки к режимам сварки меди. Однако несколько возрастают
температура и сварочное давление, что обусловлено необходи-
мостью активации более твердого и тугоплавкого никеля для
получения соединений, равнопрочных меди. Оптимальными зна-
чениями параметров режима диффузионной сварки меди Ml,
МБ и т. п. с никелем можно считать Т — 900° С; р = 1,3-ь
-ь1,5 кгс/мм2; / = 20-5-30 мин и В = 5-10~Б-5-10"4 мм рт. ст.
При этом остаточная деформация соединяемых деталей или об-
разцов может быть порядка 1 %.
Исследования переходной зоны медно-никелевых соединений
с помощью микрорентгеноспектрального анализа показали, что
концентрация элементов в зоне контакта изменяется плавно.
Это характерно для материалов, обладающих хорошей взаимной
растворимостью. Ширина диффузионной зоны в случае сварки
на оптимальном режиме составляет 15—20 мкм.
Получение прецизионных соединений меди с никелем без
остаточной макропластической деформации возможно при сварке
в сверхглубоком вакууме. Так, в вакууме В = 7 ИО-9 мм рт. ст.
175
получены соединения при Т = 400° С; р = 1 кгс/мм2 и t =
= 20 мин.
Диффузионную сварку меди с константаном выполняли на
оптимальном режиме Т = 900° С; р = 1,2 кгс/мм2; t = 30 мин
и В = 10“Б мм рт. ст. Заготовки, сваренные из меди и константана,
могут подвергаться прокатке или вытяжке для получения тонко-
стенных биметаллических полуфабрикатов, из которых можно
штамповать детали, например мембраны. Расслоения и надрывы
в сваренных биметаллических заготовках в процессе прокатки
или штамповки не наблюдались.
Медь с коваром (Н29К18) сваривали при оптимальных значе-
ниях параметров режима сварки Т = 950° С; р = 0,5-г-0,7 кгс/мм2;
t = 10 мин и В = 10“34-5-10~4 мм рт. ст. При этом предел
прочности сварных соединений при растяжении составлял
22—24,4 кгс/мм2.
В случае сварки при температуре ниже 950° С разрушение
происходит по сварному соединению со следами продиффундиро-
вавшего металла, что свидетельствует о недостаточной интенсив-
ности диффузионных процессов. Повышение температуры до
1000° С снижает прочность соединения в связи с изменением
свойств меди. Давление ниже 0,5 кгс/мм2 не обеспечивает факти-
ческого контакта соединяемых металлов на первой стадии про-
цесса, а увеличение выше 0,5 кгс/мм2 сопровождается значитель-
ной деформацией соединяемых образцов. Продолжительность
выдержки менее 10 мин не обеспечивает в достаточной степени
протекания диффузионных процессов.
Металлографическое исследование сварных соединений меди
с коваром, выполненных на оптимальном режиме, показало, что
медь претерпела полную рекристаллизацию (температура начала
рекристаллизации чистой меди находится в пределах 180—230° С).
Непровары и рост зерна, связанный с перегревом, не наблюдаются.
На оптимальных режимах сварены детали основания корпуса
прибора для электровакуумной техники. Сваренные детали вы-
держали испытания на вакуумную плотность, термостойкость.
Испытания на термостойкость проводили в интервале температур
800—900° С с выдержкой 10 мин и охлаждением до комнатной
температуры. Сварные соединения, испытанные на термостой-
кость также выдержали испытания на вакуумную плотность.
Сварка тугоплавких
и активных металлов и их сплавов
К тугоплавким металлам, используемым в сварных
конструкциях, относятся титан, цирконий, ванадий, ниобий,
тантал, хром, молибден, вольфрам и др.
Тугоплавкие металлы обладают рядом общих химико-метал-
лургических и технологических свойств: высокой химической
176
Рис. 108. Растворимость примесей внедрения
в тугоплавких металлах
активностью по отношению к атмо-
сферным газам как в расплавлен-
ном, так и в твердом состоянии при
повышенных температурах; высокой
чувствительностью к теплофизиче-
скому воздействию сварочного про-
цесса; склонностью к порообразова-
нию, образованию трещин й др.
Эти свойства в основном опреде-
ляются высокой чувствительностью
тугоплавких металлов к элементам
внедрения (рис. 108), которые влияют
на большинство технологических ха-
рактеристик: деформируемость в хо-
лодном и горячем состояниях, обра-
батываемость резанием и особенно
свариваемость. Взаимодействие туго-
плавких металлов с газами происхо-
дит путем адсорбции и хемосорбции газа, растворения и^диф-
фузии газа в металле, образования продуктов взаимодействия
(окислов, нитридов и гидридов), резко охрупчивающих металл.
Главное технологическое требование при сварке тугоплавких
металлов — изоляция от атмосферы расплавленного металла и
зоны, нагреваемой в процессе сварки до температуры начала
реакции, металла с газами. С этой целью,i сварку плавлением
всех тугоплавких металлов выполняют в атмосфере инертного
газа или в вакууме при давлении не выше 3-КГ4 мм рт. ст. В каче-
стве защитных газов используют аргон первого сорта ( с0,003% О2,
^0,01 % N2 по ГОСТ 10157—73) или гелий высокой чистоты. Инерт-
ные газы недостаточной чистоты предварительно очищают от влаги,
пропуская через силикагель и алюмогель, а от кислорода—через
нагретую до 900—1000° С титановую стружку или губку.
Наряду с защитой необходима также тщательная подготовка
деталей под сварку. Свариваемые кромки обрабатывают механи-
ческим путем. Не допускаются расслоения, заусенцы и другие
дефекты. Кромки тщательно обезжиривают. Поверхностные окислы
Удаляют травлением в специальных реактивах. После травления
детали тщательно промывают и сушат. Наряду с металлом необ-
ходимо очищать и обезжиривать сварочные приспособлениями
инструменты. '
Чувствительность тугоплавких металлов и их сплавов'к тер-
мическому циклу сварки, склонность к поро- и трещинообразова-
нию зависят от композиции сплава, содержания примесей в исход-
12 Н. Ф. Казаков
177
ном металле, качества подготовки под сварку, качества защиты
и^технологических режимов сварки.
Для соединения тугоплавких металлов преимущественно при-
меняют методы сварки плавлением: дуговую в инертных газах
(в камерах и со струйной защитой), под флюсом (для титана),
в вакууме электронно-лучевую, лазером. Для некоторых изделий
перспективны методы сварки без расплавления: диффузионная
в вакууме и защитных газах, а также взрывом, трением, холодная
сварка давлением, химическим осаждением металла из газовой
фазы ниже температуры рекристаллизации свариваемых металлов.
По свариваемости, технике и технологии сварки тугоплавкие '
металлы можно разделить на две группы: 1) титан, цирконий,
гафний, ванадий, ниобий, тантал; 2) хром, молибден, вольфрам.
Металлы первой группы при соблюдении технологических условий
сварки обладают хорошей свариваемостью. Сварка металлов
второй группы представляет значительные трудности в связи
с малой деформационной способностью основного металла, повы-
шенной чувствительностью к элементам внедрения и теплофизи-
ческому воздействию процесса сварки, вызывающими хрупкость
сварных соединений.
Чрезвычайно низкая растворимость в этих металлах элемен-
тов внедрения (например, для молибдена 0,0002% О2; 0,003% С;
0,0008% N2) — неизбежных примесей—приводит к выпадению
окислов, нитридов, карбидов, боридов, образующих с металлом
эвтектики. Эти соединения, располагаясь по границам зерен,
в условиях напряженного состояния вызывают образование кри- .•
сталлизационных трещин, чему способствует охрупчивание ме-
талла в связи с возникновением крупнозернистой структуры при
тепловом воздействии сварки.
Основные пути получения пластичных сварных соединений,
стойких против образования трещин: высокое качество исходных
материалов (основного и присадочного, защитных); применение
техники и технологии сварки, гарантирующих ненасыщение
примесями; применение специальных присадочных материалов, ,
улучшающих пластичность сварного соединения; улучшение на-
пряженного состояния в сварных соединениях; рациональное
конструирование сварных узлов, направленное на ослабление
напряженного состояния; применение специальных технологи-
ческих приемов: для металлов второй группы — подогрев в про-
цессе сварки (для молибдена ^200—315° С, для вольфрама
^340° С), снятие остаточных напряжений после сварки (для мо-
либдена при температуре 980° С 1 ч, для вольфрама при 1230° С
1—2 ч).
Металлы первой группы (титан, цирконий и др.) обладают
хорошей стойкостью против горячих кристаллизационных тре-
щин, но склонны к задержанному разрушению и образованию
холодных трещин. Склонность металлов первой группы к трещи-
нообразованию связана в первую очередь с водородом, охрупчи-
178
вающим металл вследствие гидридного превращения при содер-
жании его выше предельной растворимости и внутреннего адсорб-
ционного эффекта. Склонность к растрескиванию обусловливается
также охрупчиванием вследствие насыщения элементами внедре-
ния (О2, N2, С) и теплофизического воздействия сварки, вызываю-
щего перегрев, укрупнение зерна и выпадение хрупких фаз. Ха-
рактерные особенности техники и технологии сварки металлов
первой группы подробно рассмотрены на примере титана, который
из всех тугоплавких металлов наиболее широко применяется
в промышленности.
Сварка титана. Титан имеет две аллотропические модифика-
ции: высокотемпературную (Р = Ti) с объемно-центрированной
кубической решеткой и низкотемпературную (а = Ti) с плотно-
упакованной гексагональной решеткой. Температура полиморф-
ного превращения титана а Д 0 в равновесных условиях равна
приблизительно 882° С.
В зависимости от фазового состояния при комнатной темпе-
ратуре сплавы титана можно условно разделить на три группы:
а-, (а 4- Р)- и р-сплавы. Трудности сварки титана и его сплавов
вызываются в основном поглощением газов, их диффузией в зону
сварки из основного металла, повышенным содержанием газов
в металле, а также структурными превращениями в металле шва
и околошовной зоны. Большая химическая активность титана
при высоких температурах по отношению к кислороду, азоту и
водороду снижает пластические свойства и вязкость титана,
а в сварных швах заметно повышает склонность к хрупкому раз-
рушению и образованию трещин.
В связи с этим сварка его методом плавления возможна только
при условии защиты от окружающей атмосферы. Такая защита
наиболее надежно осуществима при дуговой сварке в среде ней-
тральных газов (аргона, гелия или их смеси) и электронно-луче-
вой сварке. Для титана положительные результаты дает также
контактная сварка. Газовая (кислородно-ацетиленовая), атомно-
водородная и дуговая сварка металлическими электродами для
титана неприменима. В настоящее время для больших сечений
широко и успешно применяют электрошлаковую сварку под слоем
флюса.
Однако большинство из применяемых видов сварки не обеспе-
чивает одновременно высокой прочности и пластичности соеди-
нения, которые свойственны титану й его сплавам.
Диффузионная сварка в вакууме — один из наиболее перспек-
тивных методов для создания соединений титана и его сплавов,
равнопрочных основному металлу, в случае, если формы и раз-
меры деталей позволяют создать разреженное пространство во-
круг места соединения и передать усилие для обеспечения плот-
ного контакта свариваемых плоскостей.
Сплав ВТ5-1 относится к однофазным сплавам титана и со-
держит 5% А1, 25% Sn; его механические свойства: сгв = 75н-
12* 179
-ь95 кгс/мм2, 6 = 12-:-25%, НВ 240—300. Диапазон температур
(800, 850, 900, 1000, 1100° С) сварки выбирали с учетом темпера-
туры плавления (0,7ч-0,8 Т„л), т. е. в области температуры рекри-
сталлизации. Учитывая низкий предан текучести титана, а также
значительное влияние повышенных температур сварки, влия- '
ние давления при сварке исследовали в пределах 0,25—1 кгс/мм2.
Оптимальное время выдержки при температуре сварки: 10. с;
1; 5 и 10 мин.
При испытании образцов на растяжение наблюдались разру-
шения трех видов: по месту соединения без заметных следов диф-
фузии, по месту соединения со следами диффузии, по основному--
металлу. В процессе механических испытаний на ударную вяз-
кость разрушение происходило без значительных следов диффу-
зии и со следами диффузии.
Режимы сварки при низких температурах (800 и 850° С; р =
= 0,5-ь0,8 кгс/мм2 и t = 1,5 мин) не обеспечивают стабильных
результатов сварки. Большинство образцов разрушилось по месту
сварки без заметных следов диффузии.
Тем не менее с увеличением времени выдержки более 5 мин-
при тех же температурах можно получить достаточно прочное
соединение. Дальнейшее повышение температуры сварки весьма '
благоприятно сказалось на прочности, которая при 1000 и 1100° С
даже при выдержке 5 мин достигла 80—90 кгс/мм2. Высокие пока-
затели прочности получены и при значительно меньших выдерж-
ках (1 мин и 10 с), однако они отличались нестабильностью. Та-
кое время сварки не может быть признано удовлетворительным,.-
во всяком случае для температур 900—1000° С.
При температурах 1000 и 1100° С и выдержке в течение 5—
7 мин может быть обеспечен высокий предел прочности сварного '
соединения титанового сплава ВТ5-1. Об этом свидетельствует
и анализ характера разрушения образцов при испытании на растя-'
жение, который ясно указывает на диффузионный характер соеди-
нения при сварке в вакууме. Увеличение времени выдержки до
7—10 мин даже при температуре 900° С благоприятно влияет на.
величину относительного удлинения.
Оценивая режимы сварки образцов по данным механических
испытаний на растяжение, можно отметить, что режимы Т —
= 850, 900, 1000° С при t = 5 мин и Т = 1100° С при t = 1 мин,
р — 0,5 кгс/мм2 (для образцов диаметром 10 мм) обеспечивают
соединение с характеристиками прочности и пластичности основ-
ного металла.
Нестабильное временное сопротивление разрыву и относитель-
ное удлинение имеют соединения для малых значений времени
выдержки: t = 1 мин; Т = 800 и 850° С и t = 10 с; Т = 1000° С
Некоторое снижение механических характеристик при испыта-
нии на растяжение наблюдалось для режима Т = 1100° С; р =
= 0,5 кгс/мм2 и t — 5 мин, что, возможно, связано с чрезмерным
ростом зерна и некоторыми структурными превращениями, имею-
180
Рис. 109. Детали из спла-
ва ВТ5-1:
а — до сварки; б — после
сварки
щими, видимо, место при исследуемой температуре и продолжи-
тельности выдержки.
Некоторое снижение механических свойств для сварных сое-
динений, по сравнению с основным металлом, связано с а 7’ р-
превращением при нагреве и охлаждении, ростом зерна и появле-
нием игольчатой структуры титана а' типа мартенсит.
Таким образом, Т = 900 и 1000° С при 1 мин и р = 0,5 кгс/мм2
обеспечивают временное сопротивление и относительное удлине-
ние, равные данным характеристикам основного металла. Механи-
ческие испытания сварных образцов на ударную вязкость прово-
дили лишь для режимов, обеспечивших хорошие результаты при
испытании на растяжение. Ударная вязкость образцов при Т =
= 1000° С, t = 5-4-10 мин, а также Т = 1100° С, t = 1 мин при
р ~ 0,5 кгс/мм2 имеет величину того же порядка, что и основной
металл по техническим условиям.
На основании изложенного для сварки образцов из сплавов
ВТ5-1 принят оптимальный режим Т = 1000° С; р = 0,5 кгс/мм2;
t = 5 мин; В = 10~4 мм рт. ст.
Далее, выбранные оптимальные режимы проверяли на образ-
цах сплава ВТ5-1 размером 40x40x45 при Т = 800, 1000,
1100° С; р = 0,5ч-1 кгс/мм2 и t = 5-4-10 мин. На выбранном опти-
мальном режиме с учетом масштабного фактора при Т. — 1000° С;
р — 0,5 кгс/мм2; t = 5-4-10 мин сварены модели деталей (рис. 109).
Механические испытания, технологическая проба и металлогра-
фические исследования зоны соединения свидетельствуют о хо-
рошем качестве полученных соединений.
Диффузионная сварка в вакууме применена взамен электро-
шлаковой, аргонодуговой и контактной стыковой сварки, внося-
щих большое количество загрязнений и не обеспечивающих ста-
181
бильность прочностных и пластических характеристик сварных
соединений титанового сплава для исключительно ответственных
конструкций.
Сварка циркония. Цирконий существует в двух аллотропи-
ческих модификациях — а и р. До температуры полиморфного
превращения 862—865° С он имеет гексагональную плотноупако-
ванную решетку, выше этой температуры — кубическую объемно-
центрироранную.
До температуры 400—500° С цирконий слабо реагирует с азо-
том, но уже при 800—900° С происходит сильное взаимодействие
с образованием на поверхности нитрида циркония. При темпера- •
туре 900—1000° С наблюдается интенсивное поглощение цирко-
нием водорода с образованием гидрида циркония.
Диффузионную сварку циркония выполняли при следующих
режимах: Т = 1000° С; р = 0,1 кге/мм2; t — 30 мин и Т — 750-н
-ы950° С; р = 0,1 кгс/мм2; t = 20 мин. Соединяемые поверхности
перед сваркой механически обрабатывали до седьмого класса ше-
роховатости. В процессе механических испытаний получены сле-
дующие характеристики для образцов, сваренных по первому -
режиму: ов = 53,9 кгс/мм2; б = 18% и ф = 12%, по второму:
оЕ = 59,3 кгс/мм2; 6 = 20% и ф = 20%.
В отличие от обычной технологической схемы диффузионной
сварки, когда температура поддерживается постоянной, сварку
циркония проводили при циклически изменявшейся температуре:
30 с нагрев до 950° С; 30 с выдержка; 30 с нагрев до 950° С и т. д.
В связи с тем, что различные модификации циркония имеют .
разный удельный объем, аллотропическое превращение вызывает
фазовый наклеп, и коэффициент диффузии увеличивается за счет
внутренних напряжений. Возникающие и исчезающие межфаз- '
ные поверхности раздела создают остаточные дефекты структуры,
служащие источниками избыточного количества вакансий.
Сварка ниобия. По комплексу свойств ниобий — один из наи-
более перспективных тугоплавких металлов; он обладает доста-
точно высокой прочностью и жаропрочностью, имеет высокую
пластичность при комнатной и низких температурах, высокую
коррозионную стойкость в атмосферных условиях, среднюю плот-
ность, не взаимодействует с водой, перегретым паром и жидкими
металлами (литием, калием, натрием и др.). Интенсивное окисле-
ние ниобия начинается с температуры 500° С, взаимодействие с во-
дородом — с 200—250° С; при нагреве в среде азота нитриды
образуются, начиная с температуры 600—800° С.
Свариваемость ниобия и его сплавов зависит от содержания
в них элементов внедрения. Десятые и сотые доли процента этих
элементов резко снижают пластичность и деформируемость, ухуд-
шают коррозионную стойкость, свариваемость и обрабатываемость
на станках. Пластичность сварных соединений зависит от чистоты
свариваемого металла по элементам внедрения, особенно азота.
Сварка в вакууме позволяет получать качественные пластич-
182
Рис. ПО. Зависимость прочности сварного сое-
динения ВНЗ от температуры сварки
ные соединения ниобия и его сплавов.
Диффузионное соединение ниобия по-
лучено при сварке на режиме Т =
= 1250° С; р = 1,5 кгс/мм2; t = 5 мин и
В = 10-4 мм рт. ст. На микрострук-
туре соединения ниобия поверхность
раздела между двумя образцами не про-
сматривается.
Диффузионная сварка ниобиевых
сплавов целесообразна при температу-
рах ниже температуры рекристаллиза-
ции для предотвращения насыщения
тугоплавких металлов газами (О2, Н2,
N2) и роста зерна в процессе нагрева. Для этой цели необходимо
интенсифицировать диффузионные процессы за счет использова-
ния промежуточных металлов, наносимых на свариваемые поверх-
ности напылением в вакууме. Толщина напыленного слоя — от
нескольких десятков до нескольких тысяч ангстрем. Слой имеет
очень мелкозернистую структуру. Такие прокладки растворяются
в свариваемых металлах и не оказывают поэтому влияния на проч-
ность сварного соединения.
При сварке ниобиевого сплава ВНЗ (4—5,2% Мо; 0,8—2,0% Zr,
0,08—0,16% С; 0,03 О2; <0,04% Н2; >0,005% N2; остальное Nb)
в качестве прокладки применяли никель, обладающий малой
растворимостью" в ниобии и имеющий при температуре 1100° С
коэффициент диффузии на три порядка меньше коэффициента диф-
фузии ниобия в никеле. Сварку выполняли при Т — 1000° С;
р = 2 кгс/мм2; t = 30 мин и В — 10~4 мм рт. ст.
Микроструктурное исследование деталей с напыленной по-
верхностью при нагреве без сварки показало, что во всех слу-
чаях происходит испарение никелевой пленки по всей поверхности,
кроме зон, расположенных по границам кристаллитов. Это сви-
детельствует о преимущественном развитии диффузионных процес-
сов между пленкой и границами зерен на свариваемой поверхности.
Прочность сварных соединений, выполненных через никеле-
вую пленку на оптимальных режимах (Т = 1000° С; р = 2 кгс/мм2;
t ~ 30 мин и В = 2 10“Б мм рт. ст.), составляет 0,9 прочности
основного металла (рис. НО). На деталях и образцах, сваренных
на оптимальных режимах, осадки на наблюдалось.
Проведенные испытания не зафиксировали присутствия никеля
в сварном соединении.
Сварка тантала. Тантал обладает способностью поглощать
газы — азот, водород, кислород, окись углерода и др. с образо-
183
ванием соответствующих соединений — нитридов, гидридов, окис-
лов и карбидов. Чистый тантал обладает отличной обрабатывае-
мостью и тугоплавкостью, однако при высоких температурах его
прочность относительно невелика.
Высокая пластичность тантала (так же, как и ниобия) позво-
ляет легировать его сравнительно большими количествами других
элементов без существенного ухудшения технологичности сплава.
Соединения образцов тантала выполняли при Т — 1650° С;
р = 1,2 кгс/мм2; t = 20 мин и В =. 10“4 мм рт. ст.
Сварка молибдена. Молибден кристаллизуется в решетку
объемно-центрированного куба и не претерпевает полиморфных
превращений вплоть до температуры плавления. Окисление начи-
нается при 400° С и свыше 600° С происходит интенсивно. В среде
очищенного азота молибден устойчив от температуры плавления
до 1000° С. Он инертен по отношению к водороду. Молибден устой-
чив против воздействия многих кислот, растворов щелочей и мно-
гих расплавленных металлов; растворяется в азотной кислоте и .
расплавленных щелочах.
Сварные соединения молибдена и его сплавов, полученные
методами сварки плавлением (аргонодуговой, электронно-лучевой
и др.), обладают пониженной пластичностью при испытании на
изгиб при комнатной температуре. Наилучшие результаты из ис-
следованных режимов диффузионной сварки молибдена полу-
чены при Т = 1700° С; р = 1 кгс/мм2; t = 5 мин и В =
= 5-10~4 мм рт. ст.
В соединениях, выполненных на указанном режиме,в зоне кон-
такта, не наблюдается никаких изменений структуры. Структура
места соединения совершенно аналогична структуре основного
металла. Непровары в зоне контакта отсутствуют (см. рис. П-28).
^Сварка вольфрама. Среди тугоплавких металлов вольфрам ,
имеет самые высокие температуры плавления, модуль упругости и
коэффициент теплопроводности. Температура полиморфного пре-
вращения вольфрама 630° С; ниже этой температуры он перехо-
дит в a-модификацию с решеткой объемно-центрированного куба.
С азотом и водородом вольфрам не взаимодействует до темпе-
ратуры плавления, но вступает в реакцию с аммиаком с образо-
ванием нитридов, разлагающихся при температуре 600—800° С.
На воздухе вольфрам устойчив до температуры 400° С.
При аргонодуговой сварке вольфрам склонен к образованию
трещин; рекомендуется подогрев до температуры 500° С и прове-
дение сварки без жесткого закрепления деталей. Вакуумный от-
жиг при температуре 1800° С в течение 1 ч несколько повышает
пластичность сварных соединений, температура перехода в хруп-
кое состояние которых составляет 700° С.
Соединение вольфрама диффузионной сваркой выполнено при
Т — 2200° С; р = 2 кгс/мм2; t = 15 мин и В = 5 10~4 мм рт. ст.
Практически диффузионное соединение обладает такими же свой-
ствами, что и основной металл.
184
Сварка тугоплавких металлов с другими металлами. Многие
задачи авиационной, космической, электронной техники, химиче-
ского машиностроения, судостроения, приборостроения и т. д.
могут быть решены при использовании комбинированных конструк-
ций из сталей с титаном и его сплавами.
Согласно диаграмме равновесного состояния Ti—Fe раствори-
мость железа в а-титане крайне мала и при комнатной температуре
составляет 0,05—0,1 %. При концентрации железа более 0,1 %
в сплаве образуются интерметаллические соединения TiFe и
TiFe2. Появление интерметаллидов в сплаве Ti—Fe значительно
повышает прочность, но резко снижает пластичность. Раствори-
мость титана в a-железе достигает —6,9% при температуре 1300° С
и с понижением температуры резко уменьшается; при комнатной
температуре растворимость титана в a-железе менее 2%. Макси-
мальная растворимость железа в р-титане при эвтектической тем-
пературе (1080° С) равна 25% Fe.
Одна из основных задач при сварке титана со сталями — выбор
присадочных материалов, методов и режимов сварки, при которых
предотвращалось или резко подавлялось бы образование хруп-
ких интерметаллических фаз TiFe и TiFe2. Непосредственная
сварка титана со сталью не дает положительных результатов.
Практически применяют сварку через промежуточные вставки
или прослойки. Единственный металл, хорошо соединяющийся
с титаном и сталью без образования интерметаллических фаз, —
ванадий. Несколько хуже сваривается ниобий.
Хорошие результаты получены при использовании комбини-
рованной вставки, состоящей из технического тантала (сгв =
= 70 кгс/мм2) и термообработанной бронзы.
При непосредственном соединении титана со сталью методом
плавления швы чрезвычайно хрупки, в них образуются трещины.
Сварка титана с углеродистыми сталями сопровождается выделе-
нием в шве карбидов титана; при сварке с хромоникелевыми аусте-
нитными металлами образуется соединение титана с хромом, ни-
келем и железом, которые охрупчивают шов в еще большей сте-
пени, чем при сварке титана с углеродистыми сталями. Учитывая
увеличение растворимости железа в P-Ti по сравнению с a-Ti,
можно предположить лучшую свариваемость со сталями р-фазо-
вых титановых сплавов.
Хрупкие химические соединения образуются при взаимодейст-
вии титана с большинством металлов. Удовлетворительной пластич-
ностью обладают только соединения Ti-f-V, Ti+Mo, Ti+Nb, Ti +
+ Zr, Ti-f-Hf, в которых титан образует ряд твердых растворов.
При сварке возникают затруднения Из-за насыщения титана
кислородом, азотом, водородом при нагреве до температур, пре-
вышающих 400° С, в результате чего понижается пластичность
сварного соединения.
При сварке в вакууме на нагретой титановой детали наблю-
дается исчезновение окисной пленки за счет диффузии в глубин-
185 .
ные слои металла ионов кислорода. Аналогичный процесс проте-
кает в поверхностном слое стали. Очистка поверхности от окис-
ных пленок облегчает соединение свариваемых металлов.
Титан со сталями можно сваривать электронным лучом в ва-
кууме. При сварке через промежуточные вставки, например ти-
тана со сталью 12Х18Ш0Т через ниобий и бронзу, получают каче-
ственные соединения.
Возможна контактная сварка также с применением промежу- .
точных прокладок.
Целесообразно получать соединение титана со сталями свар-
кой давлением без расплавления в вакууме с минимальным пере-
мешиванием соединяемых металлов, отсутствием расплавления и
защитой от окисления.
Рассмотрим получение соединения титана со сталями одним
из перспективных способов — диффузионной сваркой.
При диффузионной сварке титана со сталями в зоне контакта
образуется промежуточный слой, охрупчивающий сварное соеди-
нение. В этом слое возникает интерметаллическое соединение..
В процессе сварки не удается обеспечить предельную толщину
интерметаллида (не более 1—2 мкм), позволяющую получать соеди-
нение, равнопрочное свариваемым металлам. Поэтому сварка ти-
тана непосредственно со сталью не обеспечивает достаточной
прочности и пластичности соединения.
Сварку титанового сплава ВТ5-1 с армко-железом выполняли
на образцах при температурах 700, 750, 800, 850, 900 и 1000° С.
Большинство образцов разрушилось по плоскости контакта двух
металлов в процессе механической обработки на станке.
Металлографический анализ соединений, выполненных при
минимальной и максимальной температуре, показал, что уже при
Т — 700° С, р = 1,76 кгс/мм2, t — 10 мин и В — 10“3 мм рт. ст.
повышается твердость металла, прилегающего к плоскости кон- ,
такта. Ширина прослойки очень мала, порядка 0,6—0,9 мкм,
в связи с чем невозможно измерить ее твердость или произвести
рентгеноструктурный анализ. Повышение твердости вызывается
взаимодиффузией железа и титана.
При сварке на режиме Т = 1000° С; р = 1,06 кгс/мм2; t =
= 10 мин и том же вакууме интерметаллидная прослойка возра-
стает очень незначительно по ширине — до 1,2 мкм, но со стороны
железа появляется слабо травящийся слой повышенной твердости,
ширина которого составляет 3—3,5 мкм. Этот слой и служит при-
чиной разрушения сварного соединения. Прочность сварных об-
разцов при испытании на разрыв ств = 20-г-ЗО кгс/мм2. Разруше-
ние происходило по плоскости контакта без пластической дефор-
мации.
Сварку титанового сплава ВТ5-1 с коррозионно-стойкой
сталью Х25Н15 выполняли при температурах 500, 700, 800, 900
и 1000° С, давлениях 0,7—1,8 кгс/мм2, длительности выдержки
10—20 мин.
186
Так же, как и в предыдущем случае, большинство сварных об-
разцов разрушалось в процессе механической обработки на станке.
При всех режимах сварки, начиная с температуры 700° С, между
титаном и аустенитной сталью образуется интерметаллидная
прослойка высокой твердости. Ширина прослойки увеличивается
с повышением температуры. В аустенитной стали рядом с интер-
металлидной прослойкой образуется a-фаза, что можно объяс-
нить диффузией углерода в титан и, как следствие, обезуглерожи-
ванием этого слоя, диффузией титана в сталь и деформацией слоя.
При сварке титанового сплава с аустенитной сталью Х25Н15
образуется еще более хрупкое соединение.
Максимальная прочность соединения, полученного сваркой
при Т — 900° С; р = 0,9 кгс/мм2; t = 10 мин и В = 10“’ мм рт. ст.,
ов = 29,8 кгс/мм2.
Сварные соединения из титанового сплава ВТ5-1 со сталью
Х15Н15 через прокладку тантала (6 = 0,08 мм) разрушались от
легкого удара по зоне контакта между сталью и танталом. По-
этому детально исследовали это соединение.
Образцы тантала со сталью сваривали при 7=1100° С; р =
= 1,13 кгс/мм2; t = 10 мин; В — 10-3 мм рт. ст. Между танталом
и сталью появлялись прослойки высокой твердости, что можно от-
нести за счет образования интерметаллидов Fe2Ta и NiTa. Ши-
рина прослойки возрастала при повышении температуры сварки.
Наличие интерметаллидной прослойки Fe2Ta препятствует полу-
чению прочного и пластичного соединения титанового сплава
ВТ51 со сталью Х25Н15.
При сварке титанового сплава ВТ5-1 с армко-железом через
прокладку из молибдена (7 = 800 и 1000° С; р = 1,06 и
1,76 кгс/мм2; t = 10 и 20 мин; В = 10~3 мм рт. ст.) наблюдалась
картина, аналогичная для сварки титанового сплава со сталью
через прокладку тантала. Разрушение соединения происходило
в зоне контакта между железом и молибденом. Металлографиче-
ский анализ показывает наличие прослойки высокой твердости
между железом и молибденом. Ширина прослойки в соединении,
выполненном при 7 = 1000° С; р = 1,76 кгс/мм2; t = 20 мин;
В = Ю-3 мм рт. ст., составляет 3—7,5 мкм.
Для сварного соединения молибдена с железом характерно
наличие со стороны железа слабо травящейся полосы повышен-
ной твердости шириной 30—50 мкм, которая образуется в резуль-
тате диффузии и деформации и представляет собой твердый раствор
молибдена в железе.
Применение при сварке титанового сплава ВТ5-1 со сталью
Х25Н15 в качестве промежуточной прокладки никеля обеспечи-
вает хорошую связь с аустенитной сталью и сопровождается обра-
зованием интерметаллической прослойки с титановым сплавом.
При сварке титана ВТ1-1 с армко-железом переходная зона
состоит из твердых растворов (со стороны железа и титана) и
интерметаллида TiFe. При испытании на растяжение все свар-
187
ные образцы разрушаются по переходной зоне. После сварки при
Т = 700 и 900° С разрыв локализуется на поверхности контакта
интерметаллида с a-твердым раствором и частично в a-фазе. При'
наличии пересыщенного твердого раствора или широкой полосы
эвтектоида а + FeTi разрушение идет по этому слою. Наиболь-
шей прочности соединения соответствует ширина слоя интерме-
таллида 3—5 мкм.
Особенности сварки сплава ОТ4 с коррозионно-стойкими ста-
лями исследованы на примере его сварки со сталями 12Х18Н10Т
и Х22Н6Т. Механические свойства соединений во многом напо-
минают свойства чистых металлов. По данным послойного спек-
трального анализа, взаимная диффузия железа и титана при сварке
сплавов со сталями сопровождается диффузией хрома, алюми-
ния и никеля. Причем в переходной зоне концентрируются хром
и алюминий. Предположительно изменение прочности и пластич-
ности соединений сплавов со сталями можно считать связанным
с легированием и изменением концентрации твердых растворов
и образованием интерметаллида.
Для соединения сплава ОТ4 со сталью 12Х18Н10Т сгв = .
= 42 кгс/мм2 и для сплава ОТ4 с Х22Н6Т сгв = 55-4-60 кгс/мм2.
Сварка титанового сплава ВТ5-1 непосредственно со сталью
12Х18Н10Т при Т = 900° С; р = 0,1 кгс/мм2; t = 15 мин; В =
= 10-4 мм рт. ст. позволила получить соединение лишь с ств —
= 28н-33 кгс/мм2 и ак = 0,75-?-1 кгс/мм2. Получить диффузион-
ное соединение с прочностью выше 50% прочности стали из-за
образования промежуточного слоя TiFe не удается. _•
При сварке титанового сплава ВТ5-1 со сталью 12Х18Н10Т
через промежуточные прокладки в целях повышения прочности
и пластичности сварного соединения, проведенной в ИЭС им.
Е. О. Патона, показано, что ванадий, образующий непрерывный
ряд твердых растворов с титаном и железом, не является опти- *
мальным промежуточным материалом, так как при диффузионной.
сварке происходит интенсивная диффузия углерода из стали в ва-
надий с образованием на границе карбидов VC. Применение до-
полнительно прослойки хрома для подавления диффузии углерода
за счет их взаимодействия не позволило обеспечить повышение
свойств сварного соединения сплава ВТ5-1 со сталью 12Х18Н10Т
с прослойкой из ванадия в связи с тем, что прослойка ванадия
проницаема для хрома, образующего с титаном соединения TiCr2.
Для предотвращения диффузии углерода из стали в ванадий ре-
комендуется использовать прослойку меди. Медь не образует ин-
терметаллических соединений с ванадием и железом, а углерод
не растворяется в меди.
Прочность соединения сплава ВТ5-1 со сталью 12Х18Н10Т
через прослойку из ванадия и меди зависит от толщины послед-
них, которая должна быть критической. При критической толщине
прослоек можно получать соединение сплава ВТ5-1 со сталью
12Х18Н10Т прочностью в 2—3 раза больше прочности меди и ва-
188
надйя. Для получения стабильных результатов Целесообразно
использовать многослойные прослойки. Для соединения сплава
ВТ5-1 со сталью 12Х18Н10Т опробованы прослойки из V + Си +
+ сталь + Ni и V + Си + Ni, получаемые прокаткой в вакууме
с суммарным обжатием 55—60% при температуре 800—900° С.
Слой никеля улучшает пластичность соединения на границе со
сталью и при малой толщине не снижает прочности соедине-
ния.
Выбирать оптимальные режимы сварки необходимо с учетом
различия физико-химических и механических свойств сваривае-
мых металлов и металлов прослойки.
Оптимальные режимы сварки титанового сплава ВТ5-1 со
сталью 12Х18Н10Т через прослойку из ленты V + Си 4- Ni
следующие: Т = 1000° С; р — 0,5 кгс/мм2; / 15 мин.
Ударная вязкость соединений с оптимальными промежуточ-
ными слоями приближается к нижнему пределу ударной вязкости
титанового сплава ВТ5-1 и достигает 3,5 кгс-м/см2. Угол изгиба
плоских образцов, вырезанных из сварных стержней, составляет
50—60°.
На оптимальных режимах сварены трубчатые переходники из
сплава ВТ5-1 со сталью 12Х18Н10Т диаметром 60—70 мм и длиной
до 100—150 мм. Вакуумные, гидравлические, вибрационные и кор-
розионные испытания трубчатых переходников свидетельствуют
о работоспособности сварных соединений при комнатной и повы-
шенной температурах.
Диффузионная сварка титанового сплава ОТ4 со сталью
12Х18Н10Т с передачей сварочного давления за счет предвари-
тельного натяга исследована при получении соединений телеско-
пического типа. В этом случае детали предварительно собирали
с натягом, величину которого выбирали по требуемому для сварки
давлению с учетом изменения за счет различия коэффициентов
термического расширения и зависимости от температуры физико-
механических свойств свариваемых металлов. Наличие на свари-
ваемых поверхностях малой конусности (порядка 1 : 100) суще-
ственного влияния на качество полученного соединения вслед-
ствие неравномерности распределения давления по длине не ока-
зывает.
Собранные переходники или образцы сваривали в вакууме
при Т = 800-4-850° С; t = 10 мин и В — 10-4 мм рт. ст.
Соединения, в которых охватывающую деталь изготовляли
из сплава ОТ4, имеющего более низкий коэффициент температур-
ного расширения, чем сталь 12Х18Н10Т, при охлаждении разру-
шались с образованием зазора по интерметаллидному слою. Это
свидетельствует о возникновении значительных растягивающих
напряжений в зоне сварки. Прочность соединений при срезе, в ко-
торых охватывающую деталь выполняли из стали 12Х18Н10Т
при оптимальном значении давления, составляла 23—30 кгс/мм2.
В процессе металлографического исследования не обнаружены
189
расслоения и отличия от соединений, полученных при тех же ре-
жимах сварки с приложением внешнего давления.
Применение в конструкциях наряду с медью титана потребо-
вало разработки методов соединения титана с медью и ее спла-
вами. Сварка титана с медью и ее сплавами всеми известными спо-
собами затруднена в связи с большим различием свойств, малой
взаимной растворимостью и образованием в зоне соединения
хрупких промежуточных фаз. В соответствии с диаграммой
состояния эти металлы образуют гамму хрупких интерметал-
лидов (Ti2Cu, TiCu, Ti2Cu3, TiCu2 и TiCu3) и легкоплавкую
эвтектику.
Сварка плавлением титана с медью и ее сплавами осуществля-
ется успешно только при использовании промежуточных вста-
вок из специально выплавленных сплавов титана, легированных -
молибденом, ниобием или танталом, которые понижают темпера-.
туру превращения а —♦ р и обеспечивают получение однородного '
титанового сплава со стабильной p-структурой, не сильно отли-
чающейся от структуры меди.
Наиболее качественные соединения титана с медью и ее спла- •
вами получают сваркой давлением без оплавления, в частности
диффузионной сваркой через промежуточный металл, не образую-
щей хрупких соединений с основными металлами. Без примене-
ния промежуточных металлов удается получать качественные
соединения только в узком температурно-временном диапазоне
параметров процесса.
Диффузионную сварку титана ВТ1-1 с медью МБ для изгото- Ч
вления деталей электровакуумных приборов выполняют на ре-
жиме Т — 850° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 10 мин и В = 1СГ4 мм рт. ст.
Выбранная температура сварки несколько ниже температуры
образования жидкой эвтектики (875° С). Прочность получаемых
соединений без применения промежуточных прокладок суще-
ственно ниже прочности исходных металлов и при испытаниях
на растяжение составляет 10 кгс/мм2.
Сваренные натурные детали вполне работоспособны и отвечают
условиям эксплуатации. По указанной технологии изготовлены .
выводы, состоящие из титанового диска и медной шайбы.
В ПНИЛДСВ исследована сварка титанового сплава ОТ4
с бронзой Бр.Х0,8 и получено прочное сварное соединение.
При оптимальном режиме в зоне контакта титанового сплава
с бронзой образуется жидкая фаза. Полного соответствия с диа-
граммой равновесного состояния Си—Ti не наблюдается. По-
видимому, легирующие компоненты сплавов понижают темпера-
туру плавления. Рентгеноструктурным анализом в переходном
слое обнаружен интерметаллид Cu3Ti с искаженной гексагональ-
ной решеткой. Повторный нагрев в течение 5 ч при температуре
700° С сильно расширяет диффузионную зону.
Прочность отдельных сварных соединений титанового сплава
ОТ4 с бронзой Бр.Х0,8, выполненных на оптимальном режиме,
190
достигает 30 кгс/ммЧ Разрушение происходит на поверхности
контакта промежуточной фазы и сплава ОТ4.
Принципиальная возможность сварки молибдена, ниобия,
тантала и ванадия со сталями, сплавами цветных металлов и дру-
гих металлов частично показана в предыдущих разделах при рас-
смотрении возможности использования этих металлов в качестве
промежуточных прокладок для улучшения свариваемости раз-
личных трудносвариваемых материалов.
Тантал и ниобий по свойствам близки к титану и при сварке
с ним образуют твердые растворы без хрупких соединений. Нио-
бий удовлетворительно сваривается с медью и медными сплавами,
с которыми образует ограниченные растворы. Тантал с медью
растворов и соединений не образует. Однако обычно в качестве
вставок применяют бронзу. Ниобий хорошо сваривается с вана-
дием и цирконием. При сварке ниобия с никелевыми сплавами
образуются трещины; рекомендуется их сварка через палладий.
Трудности получения сварных соединений тугоплавких металлов
со сталями и сплавами обусловлены также хрупкостью тугоплав-
ких металлов после нагрева выше температуры рекристаллизации
и их высокой химической активностью при нагреве до температур
выше 300° С.
При сварке плавлением молибдена с ниобием, вольфрамом,
сталями и другими металлами в сварных соединениях образуются
трещины, и сварные соединения весьма хрупки. Прочность полу-
чаемых соединений можно повысить применением промежуточных
вставок из третьего металла, например меди или никеля. Несмо-
тря на отсутствие взаимной растворимости молибдена, меди,
между ними возможно получение сварного соединения, равно-
прочного с медью, если оплавлять медь на молибден. Аналогично
возможно соединение ниобия с аустенитными сталями, если опла-
влять сталь на ниобий или его сплавы. Такое соединение полу-
чают сваркопайкой.
Молибден можно соединять с коваром (Н29К18) внахлестку
электронно-лучевой сваркопайкой. Во избежание образования
интерметаллических соединений между молибденом и коваром
рекомендуется применять сварку через прослойку из другого
металла, не образующего интерметаллидов ни с молибденом, ни
с легирующими элементами ковара, например через прослойку
из хрома или титана.
При сварке тантала и его сплавов с железом и сталями обра-
зуются интерметаллические соединения тантала и железа.
Цирконий и его сплавы можно соединять с достаточной проч-
ностью со сплавами никеля и коррозионно-стойкими сталями свар-
кой трением. Соединение циркония, титана, тантала или сплавов
на их основе с углеродистыми и коррозионно-стойкими сталями
можно выполнять сваркой взрывом.
Учитывая особенности сварки тугоплавких металлов со ста-
лями, сплавами и другими металлами, лучшими способами сле-
191
дует считать электронно-лучевую и диффузионную сварку. Но
сварка лучом неприменима для развитых поверхностей контакти-
рования (плоских, конических и т. д.). В этом случае более эффек-
тивно применение диффузионной сварки. Рассмотрим диффузион-
ную сварку некоторых тугоплавких металлов со сталями, спла-
вами и с другими металлами.
Сварку молибдена со сталью 12X13 исследовали на образцах
диаметром 16 мм, длиной 30 мм при Т = 900, 950, 1000, 1050 и
1100° С; р = 0,5; 1; 1,5; 2 и 2,5 кгс/мм2; t = 5; 10; 15 и 20 мин
и В — 10~4н-10~6 мм рт. ст.
Визуально макротрещины не были обнаружены на всех свар-
ных образцах. Образцы, сваренные при температуре 900° С в пре-
делах, принятых выше времени сварки и давлений, изменений
геометрических размеров не имели. При температуре 1000° С
деформация наблюдалась при давлении 1,5 кгс/мм2 и времени;
сварки 10 мин. Повышение температуры до 1100° С вызывало де- •
формацию при давлении 1 кгс/мм2 при времени сварки 10 мин.
При температуре 1200° С образцы сильно деформировались при
давлении 0,5 кгс/мм2 и времени сварки 5 мин.
Металлографически в промежуточном слое обнаружены,
зоны различной травимости. Со стороны молибдена наблюда-
лась резко очерченная нетравящаяся полоса толщиной 0,5—
3 мкм повышенной твердости и хрупкости. К участку повы-
шенной хрупкости прилегала широкая слабо травящаяся по-
лоса, составляющая большую часть переходной зоны. Травимость
этой зоны по ширине неодинакова и увеличивалась по направо
лению от стали к молибдену. Ширина этой зоны менялась
в зависимости от режима сварки. Структура зоны имела столб-
чатое строение.
Различная травимость участков переходной зоны объясняется
неодинаковой концентрацией диффундирующих элементов и обра-'
зованием различных структур.
Диаграмма равновесного состояния системы молибден—же-
лезо показывает, что молибден с железом могут образовывать твер-
дые растворы a-Fe и а-Мо переменной концентрации и две интер-
металлические фазы e-Fe3Mo2 и cr-FeMo. Соединение Fe3Mo2
устойчиво при всех температурах вплоть до его температуры пла-
вления (1450° С). Соединение FeMo образуется по перитектиче-
ской реакции при температуре 1540° С. Температурная область
существования ст-фазы 1180—1540° С. При охлаждении эта фаза
распадается на е-фазу и a-твердый раствор.
Хром, присутствующий в стали 12X13, образует с молибденом
непрерывный ряд твердых растворов. Он находится в твердом
растворе молибдена и железа и приводит к образованию хромо-
молибденового феррита, е-фаза отличается повышенной твердо-
стью и хрупкостью. Поэтому в переходной зоне при сварке мо-
либдена и стали 12X13 возможно образование твердых растворов
а-Мо, a-Fe, легированных хромом, и интерметаллического соеди-
192
нения на базе соединения Fe3Mo2. Это подтверждают результаты
спектрального и рентгеноструктурного анализа.
Микротвердость молибдена не меняется в зависимости от ре-
жима сварки; твердость стали повышается в зоне локального
разогрева, что связано с ускоренным охлаждением образцов после
сварки, приводящим к мартенситному превращению в стали.
Твердость a-твердого раствора не меняется от температуры и да-
вления; твердость е-фазы несколько возрастает с повышением тем-
пературы.
Максимальная прочность соединения достигается при Т —
= 900-4-1000° С; р = 1-5-1,5 кгс/мм2; t — 15-4-20 мин и В =
= 10“М-10“Б мм рт. ст., ов = 39-4-46 кгс/мм2. Этот режим можно
считать оптимальным для сварки молибдена со сталью 12X13.
Снижение прочности соединения при повышении температуры
и времени сварки связано с образованием хрупкой a-фазы, твер-
дость и ширина которой увеличиваются с повышением темпе-
ратуры.
Свариваемость молибдена со сталью 12Х18Н9Т исследовали
при Т = 1000;М100 и 1200° С; р = 0,5; 0,8; 1; 1,5 и 2 кгс/мм2;
t = 5; 10; 15; 20 и 30 мин; В = 10“4 мм рт. ст.
В зоне контакта непроваров нет. Светлая полоса шириной
~5 мкм непосредственно у места контакта свидетельствует о про-
хождении диффузионных процессов при соединении этих двух
металлов в вакууме и представляет собой смесь интерметаллидов
молибдена (Mo6Fe,) с железом и молибдена с никелем (MoNi,
MoNi3 и MoNi4).
Оптимальные значения параметров режима диффузионной
сварки молибдена со сталью 12Х18Н9Т: Т = 1200° С; р = 0,5-4-
-5-1 кгс/мм2; t = 15 мин и В = 10~4 мм рт. ст.
Сварку?молибдена с коваром (Н29К18) выполняли при Т =
— 1000-: 1300" С; р = 0,5-4-2 кгс/мм2; t = 5-5-30 мин и В =
= 10~4 мм рт. ст. В качестве оптимального можно рекомендовать
следующий режим: Т — 1100° С; р = 0,5 кгс/мм2; t 10 мин
и^В = 10~4 мм рт. ст.
Непровар в зоне контакта при этом режиме не наблюдается.
Иптерметаллиды в зоне контакта распределены в виде дисперс-
ных включений.
Молибден с никелем обладают взаимной растворимостью, и
диффузионная сварка их не вызывает значительных осложнений.
Сварка выполнима при Т = 950° С; р = 0,7 кгс/мм2; t = 20 мин
и В = Ю-4 мм рт. ст.
Молибден с медью взаимно нерастворимы. Опубликованные
результаты по диффузионной сварке молибдена с медью непосред-
ственно между собой весьма противоречивы: одни соединения обла-
дают достаточно высокой прочностью — до 16 кгс/мм2, другие —
•неудовлетворительной. Наиболее высокие прочностные показа-
тели при ограниченной маркопластической деформации меди до-
стигаются при Т — 950° С; р = 1,5-4-1,6 кгс/мм2; t — 15-4-30 мин
13 Н. Ф. Казаков 193
фузионной переходной зоны в
Рис. 111. Прочность медемолиб-
деновых соединений после сварки
и термических испытаний в зави-
симости от технологии подго-
товки поверхности
и В = 10“4 мм рт. ст. Сое-
динения, полученные свар-
кой на таких режимах, не
обладают высокой термиче-
ской стойкостью при со-
хранении вакуумной плот-
ности. Значительное раз-
личие меди и молибдена
в температурном расшире-
нии приводит к появлению
напряжений при нагреве
деталей. Отрицательно ска-
зывается и отсутствие диф-
соединении, что не создает пред-
посылок для развития релаксационных процессов в контакте.
Поэтому при изготовлении ответственных сварных конструк-
ций деталей и узлов из молибдена с медью рекомендуется диффу-
зионную сварку молибдена с медью выполнять через промежуточ-
ный слой никеля, обладающего взаимной растворимостью с обоими
металлами.
Никель наносят гальваническим путем толщиной 7—14 мкм.
Наилучшие результаты при диффузионной сварке достигаются
при однослойном покрытии молибдена слоем никеля. Нанесение
двухслойного никелевого покрытия или предварительное хроми-
рование молибдена перед никелированием оказалось недостаточно
эффективным.
Прочность соединений молибдена с медью через слой никеля,
выполненных на оптимальном режиме Т — 950-е-1050° С; р =
= 1,5ч-1,6 кгс/мм2; t - 10-ь40 мин и В = 10“4 мм рт. ст., дости-
гает 15,1 кгс/мм2. Электросопротивление пластин, сваренных на
оптимальном режиме, составляло в среднем 1,2 -10“® Ом против
1,6-10“® Ом у паяных.
Соединения молибдена с медью через промежуточный слой
никеля, применяемые в деталях и узлах электронных изделий,
после термоиспытаний сохраняют достаточную прочность
(рис. 111).
Диффузионную сварку молибдена со сплавом ПМЗО (30% по
массе меди, остальное молибден) проводили с целью получения
прочного неразъемного токопроводящего соединения.
Макетные изделия из молибдена и ПМЗО, сваренные при Т —
= 950° С; t = 10 и 20 мин; В = 10“4 мм рт. ст., не выдерживали
194
технологической пробы на удар и разрушались по месту соедине-
ния. В местах контакта наблюдались весьма слабые участки схва-
тывания, имевшие гладкий и темный вид, свидетельствовавшие
лишь о начальных следах диффузионного взаимодействия. По-
этому Т = 950° С явно недостаточна, так как ниже температуры
начала рекристаллизации молибдена. Макетные изделия, сварен-
ные при Т = 1050° С и t = 30-ь40 мин, полностью удовлетво-
ряли требованиям механической прочности. Разрушение сварных
изделий происходило по сплаву ПМЗО.
Микроскопически граница сварки различалась лишь по раз-
нице структур соединяемых металлов, что свидетельствовало о вы-
соком качестве сварного соединения.
Оптимальным режимом сварки молибдена со сплавом ПМЗО
следует считать Т = 1050° С; р = 1 кгс/мм2; t = 30-: 40 мин;
В = 10~4 мм рт. ст.
Диффузионную сварку вольфрама с медью выполняли непо-
средственно и через промежуточный слой никеля (6 = 10-4-14 мкм),
нанесенного гальваническим способом. Сварные соединения непо-
средственно вольфрама с медью имели невысокую прочность
(Т = 800; 900 и 950° С; р = 1,6; 2 и 2,2 кгс/мм2; t = 25; 30 и
40 мин и В = 10“4 мм рт. ст.).
Оптимальный режим сварки вольфрама с медью через проме-
жуточный никель (Т = 950° С; р = 1,6 кгс/мм2; t = 25-4-30 мин
и В = 10~4 мм рт. ст.) обеспечивал прочность соединения
13,3 кгс/мм2. .
Сварку вольфрама с молибденом выполняли при Т = 1600-4-
4-1900° С; р = 2-4-4 кгс/мм2; t = 15-4-30 мин и В = 10-4 мм рт. ст.
Сварные образцы испытывали на изгиб. Лучшие результаты
получены на образцах, сваренных при Т = 1900° С; р =
— 2 кгс/мм2; t = 15 мин; В = 10 4 мм рт. ст. Поэтому этот
режим можно считать оптимальным. Однако сварные соедине-
ния, полученные сваркой на этом режиме, имели недостаточную
прочность. Для повышения прочности сварку вольфрама с мо-
либденом выполняли через промежуточную прокладку, исполь-
зуя в качестве материала прокладок тантал и молибден. Свар-
ку вольфрама с молибденом через прослойку из танталовой фольги
толщиной 50 мкм проводили на режиме Т = 1900° С; р = 2 кгс/мм2;
t = 20 мин; В = 10-4 мм рт. ст.
При металлографическом исследовании на границе раздела
четко вырисовывалась полоса фольги. Граница со стороны воль-
фрама волнистая, со стороны молибдена пилообразная. Непро-
вар вызван оставшимися на поверхности тантала окислами. Для
сварки тантала необходимо повысить степень разрежения в сва-
рочной камере. Увеличение времени выдержки до 60 мин не из-
менило характера микроструктуры в зоне контакта. Непровар
сохранялся.
При сварке вольфрама с молибденом через прослойки из мо-
либденовой фольги толщиной 50 мкм непровара не наблюдалось.
13* 195
Со стороны молибдена имелись участки с исчезнувшей границей.
Зерно молибдена хрупкое.
По данным металлографического анализа, при сварке рассма-
триваемых металлов через сплав МВ50, нанесенный газопламен-
ным напылением, граница между напыленным слоем и молибде-
ном не обнаруживается. Ее можно определить только при различ-
ной величине зерна в прослойке и в основном металле.
Технологию сварки зеркал рентгеновских трубок отрабаты-
вали на образцах вольфрама марки В4, вольфрама-рения марки
ВР10 и молибдена марки М4.
Для определения режимов диффузионной сварки в вакууме,
обеспечивающих равнопрочность сварного стыка и основного ме-
талла, сварные образцы длиной 50 мм, сечением 12x12 испыты-
вали на изгиб. Испытания на растяжение не применяли из-за
неудовлетворительной механической обрабатываемости вольфрама
при комнатной температуре, что не позволяло получить стабильно -
обработанных разрывных образцов.
Биметаллические диски диаметром 35 мм штамповали на конус
с углом 17° на пятитонном эксцентриковом прессе при темпера-
туре 1300—1400° С. Качество сварки считалось удовлетворитель-
ным при отсутствии трещин в основном металле и расслоения по .
плоскости сварки.
Эксплуатационную проверку биметаллических (зеркал) ано-
дов проводили при температуре 2000—2500° С и частоте вращения
9000 об/мин. Качество сварки считалось удовлетворительным, •
если при этом не наступало расслоения и изменения формы рабо- ;
чей поверхности.
Для сварки прутковый металл разрезали на заготовки длиной
25 мм, которые стыковали попарно методом диффузионной сварки -
в вакууме после соответствующей обработки свариваемых поверх-
ностей. Предварительно свариваемые поверхности подвергали •
шлифованию и обезжириванию спиртом-ректификатом. Перед
сваркой соединяемые поверхности подвергали химической обра-
ботке.
В ряде случаев между свариваемыми поверхностями помещали
промежуточный слой (прокладку).
После механической и химической обработки свариваемых по-
верхностей детали помещали в сварочную камеру, где на них
подавали установочное давление 0,5 кгс/мм2. После откачки до
заданной степени разрежения и разогрева до необходимой темпе-
ратуры на детали передавали сварочное давление. Во время сварки
температуру и давление поддерживали постоянными. По оконча-
нии времени сварки генератор отключали, и температура посте-
пенно снижалась за счет теплоотвода. Охлаждение в камере}про-
исходило до температуры 200° С под давлением 0,5 кгс/мм2. Затем
напускали воздух, давление снимали и детали выгружали из сва-
рочной камеры. После охлаждения сварные прутковые образцы
испытывали на изгиб, дисковые биметаллические образцы под-
196
вергали штамповке и металлографическому исследованию, а зер-
кала ультразвуковому контролю и (выборочно) металлографиче-
ским исследованиям.
Для разработки технологии диффузионной сварки в вакууме
молибдена с вольфраморениевым сплавом в связи с дефицитно-
стью последнего вначале определяли параметры диффузионной
сварки молибдена и вольфрама. Затем режимы сварки корректи-
ровали применительно к соединению молибдена с вольфраморе-
ниевым сплавом.
Для соединения молибдена с вольфрамом (и вольфраморение-
вым сплавом) использовали вакуум 10~3—10-4 мм рт. ст., а для
ускорения процесса соединения и понижения температуры сварки
промежуточную прокладку между свариваемыми поверхностями.
Все образцы поставляли после травления их в растворе селитры.
Режим сварки постоянный: Т — 1900° С; р = 1,5 кгс/мм2; t =
= 15 мин; сварке предшествовала комплексная химическая обра-
ботка. Прослойки наносили после указанной подготовки поверх-
ности.
Наилучшей в данных условиях оказалась поверхность, полу-
ченная прокаткой. В последующей работе при переходе на сварку
реальных зеркал вольфрамовые и вольфраморениевые заготовки
сваривали непосредственно по поверхностям, полученным про-
каткой, а молибденовые заготовки обрабатывали на токарном
станке для улучшения прилегания сопрягаемых заготовок. Ком-
плексную химическую обработку непосредственно перед сваркой
проводили для снятия поверхностных пленок, которые всегда
образуются на металле, соприкасающемся с воздухом.
Для определения оптимального режима сварки заготовки из
пруткового металла сваривали встык. Качество сварки оценивали
испытаниями на изгиб.
Добавка рения повышает пластичность вольфрама, что позво-
ляет уменьшить давление при сварке. Пятиминутная продол-
жительность диффузионной сварки вольфрама обеспечивает равно-
прочность сварного стыка и основного металла при Т = 1700° С
и р = 9 кгс/мм2, при Т = 1800° Си р = 8 кгс/мм2 и при Т =
= 1900° С и р = 7 кгс/мм2.
Увеличение продолжительности сварки вольфрама при прочих
равных условиях приводит к неоднородности структуры свари-
ваемых образцов в зоне сварки. Это подтверждает микрострук-
тура зоны сварки вольфрама, полученная при температуре
1850° С, давлении 5 кгс/мм2, времени выдержки 20 мин.
Микроструктура зоны сварки молибдена с молибденом, обес-
печивающая равнопрочность сварного стыка и основного металла,
получена при Т — 1700° С; р = 4 ктс/мм2; t = 15 мин. Повыше-
ние температуры при неизменном времени сварки позволяет умень-
шить необходимое давление при-сварке одноименных металлов.
Вольфрам с молибденом сваривали при Т = 1600° С; р =
= 5 кгс/мм2 и t = 15 мин. Данный режим сварки обеспечивает
197
равнопрочность соединения при испытании на изгиб. В процессе
эксплуатации биметаллические зеркала работают при температу-
рах до 2200° С, возникающих за 0,1 с. Большие градиенты темпе-
ратур естественно вызывают внутренние напряжения переменного
знака, которые складываются с напряжениями, обусловленными
центробежной силой. В таких условиях наличие видимой под
микроскопом полосы раздела, что наблюдается в данном случае,
недопустимо.
Режимы диффузионной сварки вольфраморениевого сплава
с молибденом ненамного отличаются от режима диффузионной
сварки вольфрама с молибденом (Т = 1700° С; р = 3,5 кгс/мм2;
t — 15 мин). На микрофотографии отчетливо выявляется темная
полоса на границе раздела между вольфраморениевым сплавом
и молибденом. Увеличение давления до 5 кгс/мм2 при прочих
равных условиях не устраняет включений на границе раздела.
Таким образом, даже в случае применения комплексной хими-
ческой обработки ни на одном из режимов не удалось получить
качественного соединения заготовок из-за наличия на поверхно-
стях адсорбированных слоев газов и других веществ.
Последующие исследования проводили при более высоких
температурах с применением промежуточных прокладок, обеспе-
чивающих взаимную диффузию компонентов соединяемых ме-
таллов.
Сварку вольфрама с молибденом через прослойку из тантало-
вой фольги выполняли на режиме Т = 1900° С; р = 2 кгс/мм2;
t = 20 мин. При этом микроструктура двух сварных дисковых
биметаллических образцов изменилась. На границе между сва-
риваемыми деталями четко выявилась полоса танталовой фольги.
Отчетливо видимый непровар в зоне контакта вызван, очевидно,
наличием окислов на поверхности тантала при степени разреже-
ния 10-3—10-Б мм рт. ст. (вместо рекомендуемого для тантала
вакуума 10~в мм рт. ст.). Несмотря на эти недостатки, сварное
соединение обладало удовлетворительной штамп уемостью: оно
выдержало формовку на конус под углом 15° при температуре
1400° С в штампе для зеркал.
Увеличение времени сварки до 60 мин при прочих равных
условиях не изменило характера соединения в зоне сварки. Между
четко выделяющимся слоем фольги и свариваемыми деталями
при металлографическом исследовании обнаруживалась несплош-
ность. Однако при штамповке на конус под углом 17° расслоения
не произошло. В месте перегиба слой вольфрама треснул из-за
повышенной хрупкости в результате развития рекристаллиза-
ции, но сварное соединение осталось без изменений.
При применении прокладки из молибденовой фольги был изме-
нен режим сварки вольфрама с молибденом: Т = 1900° С; р —
= 4 кгс/мм2; t = 15 мин.
На микроструктуре зоны сварки вольфрама с молибденом четко
видна граница между фольгой и вольфрамом, однако несплош-
198
ность отсутствует. Со стороны вольфрама имеются участки с ис-
чезнувшей границей; зерно молибдена крупное. Заготовка вы-
держала формовку в штампе при температуре 1400° С (при этом
у края образца образовалась трещина длиной 3 мм). Граница между
вольфрамом и фольгой четкая, однако толщина ее в основном не
превышает толщин межзеренных границ вольфрама. Молибден
крупнозернистый. Данный режим сварки не обеспечивает ста-
бильности качества сварного соединения. При Т = 1900° С;
р = 2 кгс/мм2; t = 30 мин граница между вольфрамом и фольгой
отсутствует, ее можно определить только по разности величин
зерен. При Т = 1900° С; р = 2 кгс/мм2; t = 60 мин фольга в про-
цессе металлографического исследования не обнаруживается.
Контактная поверхность определяется на некоторых участках
по несколько утолщенным границам зерен.
При использовании прослойки из молибдена, полученной га-
зонапылением, режим сварки Т = 1900° С; р = 4 кгс/мм2; t =
= 30 мин. Со стороны молибдена граница почти не заметна. Со
стороны вольфрама граница определяется только по разной вели-
чине зерен напыленного слоя и вольфрама. На границе напылен-
ного слоя с вольфрамом в некоторых местах есть поры.
Сварку через прослойку из сплава МВ50, нанесенного газо-
пламенным напылением, выполняли на режиме Т = 1900° С;
р = 4 кгс/мм2; t = 30 мин. Металлографические исследования
зоны сварки молибдена с вольфрамом не обнаружили напылен-
ного слоя. Граница слоя со стороны молибдена отсутствовала,
а со стороны, вольфрама определялась лишь по разной величине
зерен слоя и вольфрама.
При применении прослойки из рения, нанесенной электроли-
тическим путем, сварку вольфраморениевого сплава с молибде-
ном выполняли на режиме Т = 1900° С; р — 2 кгс/мм2; t = 30 мин.
Образец без расслоений выдержал формовку в штампе при темпе-
ратуре 1400° С. Электролитически нанесенный рений металло-
графически не обнаруживается. Линия раздела отсутствует. Соеди-
нение качественное.
В результате проведенных исследований и проверки опытной
партии сваренных зеркал выбран оптимальный режим: Т =
= 1900° С; р — 2 кгс/мм2; t = 60 мин. Лучшие результаты при
сварке молибдена с вольфрамом получены при использовании мо-
либденовой фольги толщиной до 50 мкм, а при сварке молибдена
с вольфраморениевым сплавом — слоя рения, нанесенного элек-
тролитическим путем.
Сварку ниобия со сталью 40Х выполняли для армирования
ниобиевыми наконечниками ультразвуковых вибраторов, работаю-
щих в среде расплавленного металла. Существенную трудность
для получения сварных соединений рассматриваемых металлов
представляла ограниченная растворимость и большая разница
в температурах плавления (для стали 40Х Тпл ~ 1450° С, а для
ниобия Trjl = 2470° С). Сварное соединение ниобия со сталью
199
40Х получено при Т = 1000° С; р = 1,5 кгс/мм2; t — 20 мин и
В = 10'4 мм рт. ст. В зоне соединения имелась тонкая интерме-
таллическая прослойка толщиной ~4 мкм, по-видимому, е-фазы
NbFe2.
Сварку ниобия с молибденом выполняли на образцах при Т —
~ 1200, 1300 и 1400° С; р = 1 кгс/мм2; t — 5 мин и В ==
= 10-4 мм рт. ст.
При металлографическом исследовании сварных соединений,
полученных при Т — 1200 и 1300° С, хорошо видна линия раздела
между ниобием и молибденом. В зоне сварки соединения, выпол-
ненного при Т = 1400° С, сплошная граница раздела рассасы-
валась. Оптимальным режимом сварки ниобия с молибденом сле-
дует считать Т = 1400° С; р = 1 кгс/мм2, t — 5 мин и В =
= 10“4 мм рт. ст.
Соединение чистого тантала марки ТВ41 и сплава тантала
марки ТВ10 (Та—- 10% W) с титановым сплавом ОТ4 получено
на следующих режимах: 1) Т = 1500° С; р = 0,5 кгс/мм2; t =
= 60 мин; 2) Т = 1350° С; р = 4 кгс/мм2; t = 30 мин; 3) Т =
= 980° С; р — .1 кгс/мм2; t = 45 мин; 4) Т = 980° С; р =
= 2 кгс/мм2; t = 30 мин.
Вакуум во всех случаях был 10~6 мм рт. ст.
Такие высокие температуры не позволили получить сварное
соединение, так как с ростом температуры происходит искажение
решеток [3- и W-фаз, которые становятся псевдоаморфными. При
снижении температуры сварки до 850° С (р = 2 кгс/мм2 и t =
= 30 мин) получены соединения, обладающие высокими прочно-
стными и пластическими (ов = 56 кгс/мм2, 6 = 24% для ТВ 10 +
+ ОТ4 и ов = 68 кгс/мм2, 6 = 25% для ТВ41 + ОТ4) свой-
ствами.
Сварка циркония с латунью марки ЛС59 — весьма сложный
процесс в связи с тем, что их коэффициенты температурного рас-
ширения отличаются более чем в 3 раза. Интенсивное испарение
цинка в процессе сварки привело к необходимости травления ла-
туни перед сваркой раствором серной кислоты. Оптимальным ре-
жимом сварки, обеспечивающим хорошее качество сварного со-
единения циркония с латунью марки ЛС59, можно считать Т =
— 850° С; р = 0,5 кгс/мм2; t — 30 мин и В = 10“4 мм рт. ст.
10
Сварка магнитных сплавов
Постоянные магниты широко применяют в различных
приборах, аппаратах и машинах. Наиболее распространены ли-
тые постоянные магнаты на основе Fe—Ni—Al—Со (ЮНДК-24,
ЮНДК-25БА, ЮНДК-35Т5), обладающие максимальными свой-
ствами и стабильностью характеристик. В магнитах ЮНДК-25БА
не всегда удается получить направленную кристаллизацию во
всем объеме крупных и сложных отливок и поэтому системы из
этого сплава приходится делать составными. Между тем ввиду
высокой твердости и хрупкости литые магниты с трудом поддаются
механической обработке, и соединяют их между собой обычно либо
различными внешними крепежными оболочками, либо специально
заливаемыми магнитомягкими крепежными вставками. Попытки
непосредственного соединения магнитов с помощью склейки или
пайки не привели к надежным и устойчивым результатам вслед-
ствие низкой динамической их прочности. Склейка приемлема,
по-видимому, только в тех случаях, когда площадь склеивания
велика и к соединению не предъявляется высоких прочностных
требований.
Сварка плавлением, в частности дуговая, для магнитов не-
приемлема. Алюминий, входящий в состав ЮНДК в количестве
9%, из-за близкого сродства к кислороду при высоких температу-
рах окисляется и угарает. Угар алюминия можно компенсировать
применением электродов из этого же материала, но происходя-
щее при этом газовыделение и разбрызгивание металла приводит
к получению неплотного и неоднородного шва. То же самое про-
исходит и при аргонодуговой сварке. Между тем прецизионные
сплавы типа ЮНДК для сохранения заданных магнитных свойств
требуют точного соблюдения химического состава и не допускают
отклонений по содержанию, например, алюминия, более чем на
—0,2%.
При контактной сварке в пластическом состоянии, а также при
всех видах сварки плавлением, в зоне сварки происходит быстрый,
но неравномерный рост температуры. Из-за малой теплопровод-
ности магнитного сплава это приводит к образованию трещин,
201
росту зерна и без того крупнозернистого металла и к выкрашива-
нию. Подогрев магнита с регламентированной скоростью также
не решает задачи. Магниты очень чувствительны к повышению
температуры. Нагрев магнита выше температуры 825° С приводит
к необратимой потере магнитных свойств. Но и ниже этой темпе-
ратуры магниты можно нагревать только до известного предела;
так, нагрев выше температуры отпуска при продолжительной вы-
держке может существенно снизить коэрцитивную силу. При кон-
тактной сварке магнита со сталью линейная усадка расплавлен-
ного ЮНДК доходит до 3 %, т. е. в 2 раза превышает усадку стали,
и это ведет к внутренним напряжениям и растрескиванию.
Диффузионная сварка позволяет соединять магнитные сплавы
и постоянные магниты при сравнительно низкой температуре на-
грева без расплавления соединяемых металлов и небольшом да-
влении.
Исследовали свариваемость магнитного сплава ЮНДК-24
и низкоуглеродистой стали Э55 (химический состав ЮНДК-24:
14% Ni; 8,5% Al; 24% Со; 3,5% Си; 0,3% Ti; 0,3% FeS; Fe —
остальное) на шлифованных образцах: цилиндрических диаме-
тром 18 мм и длиной 12 мм (масса 25 г), призматических 11X 11 Х40
(масса 10 г) и кубических с ребром 28 мм (масса 200 кг).
При нагреве в вакууме на поверхности сплава ЮНДК-24
образовывалась тонкая пленка окислов, препятствующая сварке.
Для предотвращения диффузии компонентов, образующих окис-
ную пленку, использовали промежуточные прокладки в виде
медной или никелевой фольги, порошка никеля и гальваниче-
ского медного покрытия. Применение прокладок позволило сни-
зить температуру сварки.
Магниты и магнитные системы (в процессе эксплуатации) зна-
чительных механических нагрузок не несут. К их прочности не
предъявляются какие-либо определенные требования.
Поэтому основным критерием для выбора параметров сварки
служила неизменность магнитных характеристик системы, для
чего до и после опыта измеряли кривую размагничивания сплава,
подсчитывали максимальную магнитную энергию и определяли
значения Вг и Нс.
В магнитных системах, кроме того, измеряли напряженность
поля в воздушном зазоре.
Первоначально была установлена минимально допустимая
температура сварки. Наиболее чувствительной к температуре
оказалась коэрцитивная сила сплава. Уже при 550—600° С сни-
жение Нс достигало 5—7%. Однако последующий дополнительный
отпуск по режиму 620° С 2 ч и 580° С 8 ч полностью восста-
навливал исходное значение Нс (рис. 112). Оказалось, что по-
добным образом можно восстанавливать свойства образцов,
сваренных при температурах до 700° С. Выше этой темпера-
туры ни при каких режимах отпусков Вг и Нс полностью не
восстанавливались.
202
постоянной (700° С). Установлено, что для обеспечения проч-
ности шва достаточно давление 2 кгс/мм2, и дальнейшее повы-
шение его нецелесообразно. Минимальное время выдержки ока-
залось равным 10 мин. Более длительное пребывание образцов
в камере также необратимо снижает Нс, как и их перегрев. Сва-
ренные по такому режиму при разрежении 10 мм рт. ст. галь-
ванически омедненные образцы дали наилучшие результаты —
свойства после сварки не изменялись, а разрушение при ударе
происходило не по стыку, а по более хрупкому телу магнита.
Изменений в микроструктуре сплава ЮНДК-24 при сварке по
этому режиму не наблюдалось (см. рис. П-29).
С переходом от образцов к конкретным магнитным системам
режим сварки несколько меняется, так как сказывается влияние
масштабного фактора. С изменением объема и конфигурации сва-
риваемых деталей меняются условия их нагрева, распределения
температуры по сечению и отвода теплоты от свариваемых поверх-
ностей. В системе усложняется размещение нагревательного ин-
дуктора и передача давления на свариваемые детали. Возникают
трудности в обеспечении плотного контакта свариваемых поверх-
ностей. Однако в намагниченной системе даже весьма малый зазор
или несплошность в месте стыка представляет собой дополнитель-
ное сопротивление для магнитного потока, в котором теряется
часть полезной энергии.
Кроме того, при сварке реальной системы повышаются требо-
вания к сохранению ее геометрии. В связи с этим следует обращать
особое внимание на тщательную предварительную обработку де-
талей и их контроль, проектирование и использование приспосо-
блений, обеспечивающих равномерную передачу давления и плот-
ный контакт стыкующихся поверхностей.
11
Сварка твердых сплавов
и металлокерамики с металлами
Сварка твердых сплавов. Необходимость соединения
твердых сплавов и твердых сплавов с металлами возникает в ин-
струментальной промышленности при изготовлении и ремонте
штампов и режущих инструментов, армированных твердым спла-
вом.
При механическом креплении твердосплавных элементов уве-
личивается расход дефицитных твердых сплавов и трудоемкость
изготовления штампов и инструмента. Применение пайки высо-
котемпературными припоями позволяет сократить расход твер-
дых сплавов и трудоемкость изготовления инструмента, одна-
ко надежность соединения в этом случае (особенно с учетом
ударного нагружения штампов) недостаточна из-за напряже-
нии, возникающих в процессе пайки вследствие значительной
разности в коэффициентах температурного расширения сплава
и стали.
Наличие жидкой фазы (расплавленного припоя) приводит к про-
никновению припоя в зародышевые трещины и другие дефекты
по границам зерен. Происходит охрупчивание зоны соединения,
резко падает пластичность и динамическая прочность стыка.
Наличие жидкой фазы зачастую приводит к появлению интерме-
таллидов в паяном соединении в результате взаимной диффузии
компонентов припоя и основного металла в соответствии с диаграм-
мами состояния. При увеличенных зазорах припой в шве нахо-
дится в литом состоянии, и, следовательно, прочность соединения
определяется прочностью припоя. При слишком малых зазорах
может отсутствовать затекание припоя, в результате чего нару-
шается сплошность шва и снижаются механические свойства пая-
ного соединения. Оптимальный зазор, как правило, выдержать
практически не всегда удается.
В процессе пайки наблюдается окисление и обезуглероживание
поверхностного слоя металла, перегрев и пережог металла, мест-
ный перегрев и возникновение трещин в твердых сплавах. После
пайки необходима трудоемкая операция очистки инструмента от
шлака.
204
Диффузионная сварка позволила предотвратить или полностью
устранить указанные выше недостатки, присущие пайке.
Возникающие в процессе диффузионной сварки термические
напряжения можно устранить подбором оптимального термиче-
ского цикла сварки и снизить до неопасного уровня путем приме-
нения нерасплавляемых промежуточных прослоек. При этом
определяющее значение имеют способ нанесения, толщина и ре-
лаксационная податливость материала прослойки, его способ-
ность образовывать общие связи с соединяемыми материалами.
Работоспособность соединений во многом определяют и диффу-
зионные процессы, развивающиеся в ходе изотермической вы-
держки, структурные и фазовые превращения, протекающие в кон-
такте [27, 66, 75, 79].
Диффузионное соединение твердых сплавов между собой при
температурах 0,6—0,8 Т„л практически невозможно из-за слабой
диффузионной активности. Дальнейшее повышение температуры
нагрева с целью активации диффузионных процессов приводит
к пластической деформации нагреваемых твердых сплавов.
Для активации диффузионных процессов с целью получения
сварных соединений с высокой прочностью применяют промежу-
точные технологические прокладки из различных материалов в ком-
пактном и порошкообразом состояниях. Такие промежуточные
прокладки позволяют получать прочные соединения при более
низкой температуре сварки, меньшем давлении и времени
выдержки. Однако необходимо учитывать, что металл прокла-
док при прочих требованиях не должен образовывать с соеди-
няющим материалом хрупких интерметаллических или хими-
ческих соединений, а также стойких окислов и других хруп-
ких фаз.
Применение промежуточных прокладок при сварке твердых
сплавов позволяет решить два вопроса. Во-первых, понизить сва-
рочное давление и температуру нагрева, так как сглаживание
микронеровностей в данном случае уже происходит не между
твердыми сплавами, а между твердым сплавом и пластичным ме-
таллом прокладки, и, во-вторых, при подборе определенного ме-
талла прокладки и его состояния активировать процессы взаим-
ной диффузии. При сварке твердых сплавов с металлами
промежуточные прокладки способствуют устранению или умень-
шению термических напряжений.
Промежуточные прокладки можно применять в виде порошков,
напыленных пленок, фольги. К материалам прокладок предъяв-
ляют особые требования. Они должны иметь коэффициент темпе-
ратурного расширения, средний между этими коэффициентами
твердых сплавов и металлов. Прокладка не должна расплавляться
при сварке и должна служить промежуточным упругопластичным
слоем между твердыми сплавами или между твердым сплавом и
металлом. Компоненты материала прокладки должны хорошо
диффундировать в оба свариваемые материала.
205
В процессе нагрева соединяемых частей твердого сплава в слу-
чае применения порошкообразных прокладок одновременно про-
исходит горячее прессование порошка прокладки. Наличие сильно
развитой поверхности частичек порошка, обладающей повышен-
ной свободной энергией, и наличие различных дефектов и дислока-
ций в структуре прокладки способствуют дополнительной акти-
вации диффузионных процессов на границе прокладка — твер-
дый сплав.
Однако прокладки из порошка имеют и недостатки, такие как
образование пустоты (непроваров) и технологические затрудне-
ния нанесения порошка на сложную извилистую поверхность
твердого сплава. Поэтому их применение можно рекомендовать
только при плоских контактирующих поверхностях.
Для соединения деталей сложной кривизны изломов применяют
метод нанесения тонких пленок на соединяемую поверхность
твердых сплавов вакуумным напылением за счет термического
испарения соответствующего металла. Этот метод позволяет на-
носить чистые однородные пленки различных металлов и различ-
ных толщин. Во избежание окисления напыленной пленки реко-
мендуется после окончания процесса охлаждать ее под вакуумом
до температуры 100° С.
Тонкие пленки имеют после напыления ряд дефектов и несо-
вершенств и обладают большой свободной энергией, облегчающей
и активирующей процессы взаимной диффузии при сварке твер-
дых сплавов. Прокладки из компактной фольги обеспечивают кон-
такт между соединяемыми материалами по всей поверхности со-
единения.
Диффузионную сварку твердых сплавов В Кб и ВК15 выпол-
няли с целью реставрации твердосплавной технологической ос-
настки и инструмента.
В качестве промежуточных материалов использовали переход-
ные металлы IV ряда периодической системы (титан, ванадий,
хром, железо, никель и кобальт), которые наносились на соеди-
няемую поверхность твердых сплавов вакуумным напылением
(при разрежении 2 • 10"5 мм рт.^ст). Перед напылением поверх-
ность твердого сплава обезжиривали бензином, а затем промы-
вали ацетоном и протирали этиловым спиртом. Время испарения
в зависимости от толщины напыляемой пленки составляло 5—
20 с, температура подогрева твердого сплава при напылении —
450° С.
Диффузионную сварку твердых сплавов выполняли на опти-
мальном режиме Т = 1200° С; р = 0,7-г-1,5 кгс/мм2; t = 7-г-
10 мин и В — 10“4 мм рт. ст.
При4диффузионном соединении твердых сплавов или вообще
других материалов очень важно знать, какие фазы образовались
в переходном слое в результате диффузионных процессов и их
природу, так как от этого зависят физико-механические свойства
сварных соединений.
20fi
В случае соединения сплавов ВК6 и ВК15 с применением прок-
ладок из титана, ванадия, хрома, возможно железа, т. е. с кар-
бидообразующими металлами, имеет место диффузия углерода
в решетки указанных металлов за счет обезуглероживания кар-
бида вольфрама WC, в результате чего микротвердость граничного
слоя и микротвердость середины прослойки по сравнению с микро-
твердостью исходных этих металлов значительно возрастает. По-
этому промежуточные прослойки этих соединений обладают боль-
шой хрупкостью, и разрушение сварных образцов происходит
по прослойке.
Анализ микроструктуры сварных соединений сплавов В Кб
и ВК15 с промежуточными прослойками из металлов: железа,
кобальта и никеля показал, что в стыке соединения твердый
сплав — кобальт четко выражена вытравленная граница кобальта
без особых изменений в глубь лежащего слоя прокладки, в то
время как в прокладках железа и никеля наблюдается тонкий из-
мененный слой структуры.
Послойным рентгенофазовым анализом границы раздела этих
соединений в зоне сварки обнаружены следующие фазовые со-
ставляющие: для титана TiC, TiN, W2C, WC, W; для ванадия —
V2C, VC и W2C. В соединениях твердых сплавов с прокладками
из хрома, железа, кобальта и никеля выявить что-либо новое,
за исключением основных составляющих этих сплавов, не удалось.
Образование карбидов титана и ванадия происходит за счет
сильного обезуглероживания карбида вольфрама WC, имеющего
слабую энергию сцепления ME—С, который под действием как
ионной бомбардировки, так и за счет термического воздействия
отдает свои атомы углерода. Дефицит углерода в твердом сплаве
приводит к образованию соединений W2C; Co3W3C и, наконец,
WC.
Образование соединения TiN вполне закономерно, так как
в сварочной камере всегда имеется примесь азота, вносимая из
воздуха (остаточного) и с поступающим в камеру водородом.
В сварных соединениях указанных сплавов, где промежуточ-
ными прокладками служат переходные металлы IV ряда, атомы
которых имеют число электронов на d-оболочке ^5, диффузия
на границе раздела преимущественно проходит за счет атомов
углерода с образованием карбидов металлов прослойки вслед-
ствие обезуглероживания карбида вольфрама твердых сплавов.
А в сварных соединениях, где промежуточными прослойками слу-
жат металлы, атомы которых имеют число электронов на d-обо-
лочке >5, диффузия преимущественно будет проходить за счет
атомов металлов. Скорость диффузии, глубина диффузионного слоя
и прочность сварного соединения зависят от энергетического со-
стояния атомов металлов соединяющихся поверхностей и их
энергии активации.
Таким образом, проведенное исследование по выбору мате-
риалов промежуточных прокладок при диффузионном соединении
207
Рис. 114. Характер излома образцов диффузионных соединений
Рис. 113. Зависимость прочности сварных соединений твердых сплавов от тол-
щины пленок из кобальта (1) и никеля (2)
твердых сплавов В К—ВН позволило определить металлы про-
кладки с оптимальными свойствами, к которым относятся кобальт
и никель.
Представленная на рис. 113 зависимость прочности сварных
соединений твердых сплавов от толщины пленок из кобальта и
никеля показывает, что наибольшей прочностью обладают соеди-
нения твердых сплавов с толщиной пленочных прокладок 4000—
8000 А. При толщине промежуточных прокладок 4000 —
8000 А сварные соединения разрушаются по компактному металлу
и имеют прочность твердого сплава.
Нанесение на соединяемые поверхности очень тонкой пленки
(общая толщина менее 4000 А), по-видимому, не позволяет пол-
ностью выровнять микронеровности плоскости соединения; в ре-
зультате этого не происходит полного фактического контакта соеди-
няемых деталей, что затрудняет прохождение объемных диффу-
зионных процессов. Поэтому при испытании на изгиб сварные
образцы разрушались в основном по месту стыка и имели пони-
женную прочность соединения.
При больших толщинах промежуточных прокладок прочность
соединения также пониженная. Разрушение образцов происходит
по твердому сплаву, но излом имеет в этом случае специфический
вид вырыва типа небольшой полусферы на расстоянии 1—3 мм
от линии сварки. Аналогичный вид разрушения образцов проис-
ходит в сварном соединении твердый сплав—сталь, где создаются
большие термические напряжения за счет различных коэффи-
циентов температурного расширения твердого сплава и стали
в процессе охлаждения сварного соединения (рис. 114).
208
Твердосплавные детали, восстановленные методом диффу-
зионной сварки по разработанной технологии, показали удовлетво-
рительные результаты.
Для изготовления штампов, армированных твердым сплавом
ВК15, широко применяют среднеуглеродистую сталь 45. Эта
сталь характеризуется большой вязкостью и удовлетворительным
пределом текучести.
Сплав ВК15 относится к металлокерамическим сплавам на
основе монокарбида вольфрама (WC). Структура его гетерогенна:
85% очень твердых зерен карбида вольфрама и 15% пластичных
включений кобальта, заполняющих этот скелет.
Для сварки вольфрамокобальтовых твердых сплавов со ста-
лями в качестве материала прослойки наиболее эффективен ни-
кель. Прослойку наносят на свариваемую поверхность химиче-
ским путем. Процесс химического осаждения обеспечивает нане-
сение равномерного по толщине и качеству покрытия на поверх-
ность любого рельефа. Образующееся покрытие состоит не из
чистого никеля, а из твердого раствора внедрения фосфора в ни-
келе и фосфида никеля Ni3P. В процессе нагрева под сварку фос-
фор как более летучая фаза отделяется от никеля.
Механические испытания показали стабильность качества
сварного соединения. При оптимальном режиме сварки (Т =
= 1050° С; р = 1 кгс/мм2; t = 10 мин; В = 10 4 мм рт. ст) зна-
чение прочности на отрыв не выходит за пределы 32—33 кгс/мм2.
Металлографические исследования и механические испыта-
ния соединений стали с твердым сплавом без применения проме-
жуточной прослойки показали, что работоспособность таких
соединений неудовлетворительная. В зоне соединения обнару-
жена очень хрупкая переходная зона шириной 2—5 мкм (см.
рис. П-30).
При использовании в качестве промежуточной прослойки
химически осажденного никеля в зоне соединения хрупкие фазы
не обнаружены. Со стороны твердого сплава наблюдаются обособ-
ленные частицы карбида вольфрама, что объясняется интенсив-
ной взаимной диффузией никеля и кобальта. В соединениях, по-
лученных сваркой на оптимальных режимах, несплошности, ино-
родные включения и другие дефекты, возможные при диффузион-
ной сварке, не обнаружены. Твердость переходной зоны незначи-
тельно выше твердости стали, что характеризует ее удовлетвори-
тельные пластические свойства. Исходные свойства и структура
твердого сплава и стали в околошовной зоне в условиях диффузион-
ного соединения существенно не изменялись (см. рис. П-31).
В процессе изотермической выдержки при выбранных техноло-
гических режимах имеет место диффузия никеля в сталь и твер-
дый сплав. При этом диффузия никеля в твердый сплав более ин-
тенсивна, что обусловлено более активным массообменом между
кобальтом и никелем в приграничном слое твердого сплава. Же-
лезо также диффундирует в промежуточный слой никеля, но кон-
14 Н. Ф. Казаков 209
Рис. 115. Состав переходной зоны
соединений В К15 + никель +
сталь 45
центрация его резко па-
дает при прохождении че-
рез никель и у границы
с твердым сплавом сводит-
ся к минимуму. Это имеет
большое практическое зна-
чение, так как железо
в контакте с компонентами
твердого сплава образует
хрупкие фазы FexWxC„.
Диффузия кобальта в ни-
последствиям (рис. 115).
Сварку твердого сплава ВК15 с инструментальной сталью У8
выполняли на оптимальном режиме (Т = 11504-1180° С; р =
= 0,54-0,7 кгс/мм2; t = 12 с и В = 10~4 мм рт. ст.) через следую-
щие прокладки: Fe + 50% Ni; Fe—Ni—Co (с различным процент-
ным содержанием карбида вольфрама); Fe—Ni—WC—Co (с раз-
личным . процентным содержанием карбида вольфрама и ко-
бальта, что соответствует твердосплавной смеси В КЗ, В Кб, ВК15,
ВК20). Для улучшения взаимодействия элементов в прокладку
вводили карбид вольфрама и кобальт в виде порошкообразной
смеси.
Максимальной прочностью при изгибе обладали соединения
с прокладками (Fe—Ni) + 2% WC; (Fe—Ni) + 2% ВКЗ и
(Fe—Ni) + 2% BK6, минимальной— соединения, полученные без
прокладки (оиз = 104-12 кгс/мм2) и с прокладкой (Fe—Ni) +
+Д6%,ВК20 (о„3 — 15 кгс/мм2).
Е Композиция Fe + 50% Ni, применяемая в качестве компен-
сационной прокладки, имеет коэффициент температурного рас-
ширения, близкий к такому коэффициенту твердого сплава. Проч-
ность при изгибе сварных соединений с прокладкой Fe + 50% Ni
сгиз = 604-65 кгс/мм2. Введение в прокладку добавок из WC,
ВКЗ, В Кб позволило повысить прочность при изгибе до
75 кгс/мм2.
Низкая прочность при изгибе образцов при добавке в про-
кладку 16% ВК20 объясняется, очевидно, тем, что в прокладке
появляется много кобальта, у которого коэффициент температур-
ного расширения выше, чем у стали.
При испытании на прочность при изгибе образцы разрушались
по твердому сплаву, однако излом имел вид сферы, что свидетель-
ствовало о наличии внутренних напряжений, локализующихся
в прилегающих к зоне соединения участках.
210
Сварку твердого сплава ВК20 с мартенситной сталью
18Х2Н4ВА и сталью СтЗ, применяемых для изготовления штам-
пов холодного деформирования, проводили при Т — 800-*-
-*-1100° С; р — 0,5-*-2 кгс/мм2; t = 5-*-30 мин и В = 10~4 мм рт. ст.
Вгкачестве промежуточной прокладки использовали фольгу ни-
келя Н2 и пермаллоя 50НП толщиной 0,005—0,2 мм и никелевый
порошок.
Высокую работоспособность соединения обеспечивает опти-
мальный режим: Т = 1050° С; р = 1-*-2 кгс/мм2; t = 10-*-12 мин;
В = 10"4 мм рт. ст.
Прочность соединения при применении компактной прокладки
(фольги).значительно выше, чем при применении порошка никеля.
Увеличение толщины прокладки из фольги никеля с 0,005 до
0,1 мм приводит к росту прочности соединения с 53 до 97,7 кгс/мм2.
При дальнейшем увеличении толщины прочность падает. Для
прокладок из пермаллоя эта тенденция выражена менее отчетливо.
Можно полагать, что увеличение прочности прокладки в соедине-
нии твердый сплав—сталь происходит в результате упрочнения
прокладки в процессе пластического деформирования при растя-
жении и за счет ее легирования вольфрамом, железом и кобаль-
том. С учетом данных измерения внутренних напряжений при раз-
личных прокладках оптимальной прокладкой следует признать
фольгу никеля толщиной 0,1 мм.
Процесс создания геометрического контакта при диффузион-
ной сварке в вакууме и дальнейшее развитие диффузионных про-
цессов в значительной степени определяются состоянием соеди-
няемых поверхностей. Большое значение при этом имеет микро-
и макрогеометрия поверхности. Прочность соединения существенно
повышается при шероховатости, соответствующей седьмому классу.
Дальнейшее повышение качества обработки поверхности практи-
чески не влияет на прочность соединений. Непараллельность тор-
цов при этом не должна превышать 0,02 мм.
Прочность соединений твердого сплава со сталью через ком-
пактные прослойки, выполненных на оптимальных режимах, при
испытании на срез составляет 40—46 кгс/мм2, на кручение 28—
30 кгс/мм2, на растяжение 60—90 кгс/мм2, что во всех случаях
выше прочности паяных соединений твердого сплава со сталью.
Диффузия никеля в сталь происходит преимущественно по гра-
ницам зерен. Глубина диффузионной зоны на оптимальных режи-
мах сварки составляет по границам зерен 20—30 мкм.
В результате диффузии никеля в сталь микротвердость стали
в зоне, прилегающей к прокладке, повышается на 40—50 кгс/мм2
по сравнению с исходной. Железо из стали диффундирует в про-
кладку на глубину 45—55 мкм и в случае применения прокладок
толщиной 0,005—0,04 мм проникает через прокладку в твердый
сплав.
Диффузия железа снижает пластичность прокладки, в резуль-
тате чего уменьшаются релаксационные возможности прокладки
14* 211
и увеличиваются внутренние напряжения. При применении про-
кладки толщиной 0,1 мм отрицательное влияние диффузии железа
сказывается в меньшей степени.
В связи со значительным различием в коэффициентах темпера-
турного расширения твердого сплава и стали при их сварке фор-
мируются внутренние (остаточные) напряжения. Для металло-
керамических твердых сплавов наиболее опасны напряжения
растяжения. При формировании в процессе сварки на наружной
поверхности твердого сплава, а следовательно, и на рабочих
кромках штампов растягивающих напряжений последние сумми-
руются с напряжениями, возникающими при эксплуатации
штампа, и могут превысить допускаемые. В результате возможно
образование трещин в твердом сплаве или выкрашивание рабочих
кромок.
В связи с этим возникает необходимость снизить уровень на-
пряжений в твердом сплаве и обеспечить условия, при которых на
наружной рабочей поверхности твердого сплава будут формиро-
ваться сжимающие напряжения.
При сварке твердого сплава со сталью СтЗ и 35ХГСА на
поверхности твердого сплава образуются напряжения растяжения
(43—68 кгс/мм2), а в зоне сварки — напряжения сжатия (20—
28 кгс/мм2). При сварке твердого сплава со сталями мартенсит-
ного класса 18Х2Н4ВА и 5ХНВ на поверхности твердого сплава
образуются напряжения сжатия (до 11 кгс/мм2), а в зоне сварки —
напряжения растяжения (17—75 кгс/мм2). При использовании
стали 18Х2Н4ВА уровень напряжений более благоприятный,
чем при использовании стали 5ХНВ.
Результаты измерения внутренних напряжений при пайке и
сварке твердого сплава со сталью с применением различных про-
кладок показывают, что сжимающие напряжения на наружной
поверхности твердого сплава формируются только при примене-
нии никелевых прокладок и стали 18Х2Н4ВА.
Охлаждение образцов из стали 18Х2Н4ВА после сварки с
Т ~ 860° С проводилось ускоренно на воздухе. При этом в резуль-
тате мартенситного превращения происходило изменение объема
стальной основы, вызывающее изменение направления деформа-
ции образца и образование на наружной поверхности твердого
сплава напряжений сжатия. Тензометрические измерения пока-
зали, что сжимающие напряжения в твердом сплаве распростра-
няются на глубину 1,5—2 мм. Эта величина соизмерима с припус-
ком на переточку штампов в связи с эксплуатационным износом
режущих кромок, и поэтому можно полагать, что создание сжи-
мающих напряжений на рабочих кромках будет способствовать
повышению стойкости штампа в течение всего периода его экс-
плуатации.
Большое влияние на характер и величину внутренних напря-
жений оказывает и соотношение толщины твердого сплава и
стали (т). При m = 1 : 14-1 : 2 на поверхности твердого сплава
212
Рис. 116. Зависимость величины внутренних напряжений на наружной поверх-
ности твердого сплава и в зоне сварки (о2) от соотношения толщин твер-
дого сплава и стали (т) (Т = 1050е' С; р = 1 кгс/мм2; t = 10 мин) при сварке
соединений:
а — ВК20—никель—СтЗ; б — ВК20—никель—18Х2Н4ВА
образуются напряжения растяжения (40—20 кгс/мм2), в зоне
сварки в твердом сплаве формируются напряжения сжатия (20—
30 кгс/мм2). Наиболее благоприятно соотношение т = 1 : 3.
В этом случае на поверхности твердого сплава образуются незна-
чительные растягивающие напряжения, а в зоне сварки —
сжимающие напряжения до 40 кгс/мм2 (рис. 116, а).
При использовании стали 18Х2Н4ВА напряженное состояние
твердого сплава существенно изменяется. При m = 1 : 1 ч-1 : 2
в результате структурных превращений в стали на поверхности
твердого сплава образуются сжимающие напряжения 12—
5 кгс/мм2, в зоне сварки—напряжения растяжения 19—14 кгс/мм2.
С дальнейшим уменьшением т напряжения на поверхности твер-
дого сплава от сжимающих постепенно переходят в растягивающие.
В твердом сплаве в зоне сварки сохраняются растягивающие на-
пряжения. Минимальные напряжения формируются при т =
= 1:3 (рис. 116, б).
По конструктивным особенностям наиболее применимо соот-'
ношение толщин твердого сплава и стали в деталях штампов
/п = 1 : 1ч-1 : 2. При эксплуатации штампов на рабочих кромках
матриц и пуансонов возникают напряжения растяжения, поэтому
становится очевидным, что применение в качестве основы биме-
таллических деталей штампов сталей мартенситного класса типа
18Х2Н4ВА создает более благоприятное, с точки зрения работо-
способности инструмента, распределение остаточных напряжений.
Таким образом, на поверхности твердого сплава, а следовательно,
и на рабочих кромках штампа создаются сжимающие напряжения.
В зоне сварки в твердом сплаве формируются незначительные по
213
величине напряжения растяжения. Перепад напряжений по
сечению твердого сплава при использовании стали 18Х2Н4ВА
также следует признать более благоприятным, чем при использо-
вании стали СтЗ (при т = 1 : 1 для СтЗ оу = 63 кгс/мм2, для
18Х2Н4ВА сгв = 30 кгс/мм2; при т = 1 : 2 для СтЗ ов =
= 51 кгс/мм2). Уменьшение перепада внутренних напряжений по
сечению твердого сплава сопровождается снижением остаточной
деформации детали после сварки. Это позволяет сократить при-
пуски на окончательную обработку. Термообработка стальной
основы приводит к повышению жесткости стыка твердый сплав—
сталь, в результате чего уменьшается величина упругой деформа-
ции детали штампа при приложении рабочих нагрузок, что также
повышает работоспособность штампа.
Таким образом, применение стали мартенситного класса для
изготовления штампов холодного деформирования позволяет в про-
цессе диффузионной сварки снизить внутренние (остаточные)
напряжения в твердом сплаве. В результате мартенситного пре-
вращения, происходящего при ускоренном охлаждении сварного
соединения (остывшего до температуры 800—850° С в сварочной
камере) на воздухе, характер и величины внутренних напряже-
ний в, твердом сплаве изменяются. На наружной поверхности
твердого сплава формируются благоприятные для его работы
сжимающие напряжения. Термообработка остальной основы по-
вышает жесткость стыка твердый сплав—сталь, улучшая условия
эксплуатации соединения.
Штампы, выполненные диффузионной сваркой на оптимальных
режимах, показали высокую стойкость при воздействии цикли-
ческих ударных нагрузок. В процессе испытаний при ударном
выдавливании алюминиевых баллонов на прессе усилием 230—
250 тс и частоте 50 ударов в минуту максимальную стойкость
(480 тыс. ударов) имели пуансоны, изготовленные из стали
18Х2Н4ВА и сваренные с твердым сплавом В1<20 через прокладку
никеля толщиной 0,1 мм на оптимальном режиме Т — 1050° С;
р — 1 кгс/мм2; t = 10 мин и В = 10"4 мм рт. ст.
При изготовлении режущих биметаллических элементов штам-
пов (рис. 117) стальное основание из стали 5ХГСВ (5ХНВ, 5ХНМ)
с твердым сплавом ВК20 соединяли через компенсационную про-
кладку пермаллоя 50НП толщиной 0,2 мм на оптимальном режиме
Т = 1130-5-1150° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 12 мин; В =
= 5-Ю4 мм рт. ст.; скорость нагрева 20° С/с.
Детали-пуансоны, для которых требуется одинаковая твер-
дость по всей заготовке HRC 44—46, термически обрабатывают
после сварки. Детали, выполненные сваркой на оптимальном ре-
жиме, имеют предел прочности при срезе 45—50 кгс/мм2.
Для сварки твердых сплавов ВК8 и Т15К6 с державками ин-
струмента стали У8, 45 и 40Х для уменьшения термических на-
пряжений, возникающих в процессе соединения, применяют ком-
пенсационную прокладку из порошкообразного никеля. Тонким
214
Рис. 117. Некоторые типы сварных деталей
и равномерным слоем порошка припудривают гнездо державки
резца. В качестве прокладки можно использовать пермаллой
в виде фольги толщиной 0,2 мм.
Большое значение для обеспечения качественного соединения
имеет правильный режим нагрева и особенно охлаждения резцов.
При нагреве в пластинах всегда возникает температурное напря-
жение: на поверхности — сжимающее, в середине — растяги-
вающее; при охлаждении — наоборот. Растягивающие напряже-
ния очень опасны для твердых сплавов. Этим обусловлены серь-
езные ограничения при выборе скоростей нагрева и охлаждения.
Индуктор для нагрева державки и пластины необходимо вы-
брать такой конфигурации и с такими зазорами, чтобы сначала
равномерно прогрелась державка, а затем от нее, уже путем тепло-
проводности — пластина твердого сплава. Для этого направле-
ние витков индуктора должно совпадать с плоскостями сварки.
Еще большее влияние на качество твердосплавного резца ока-
зывает скорость охлаждения сваренного инструмента, так как
при охлаждении на поверхности пластин возникают растягиваю-
щие напряжения, которые действуют на твердый сплав опаснее
сжимающих. В связи с этим скорость охлаждения должна быть
в 8 раз меньше скорости нагрева тех же пластин.
Сварку проводили при Т = 1000; 1100; 1200° С; р = 1-5-
-5-1,5 кгс/мм2; t = 1; 3; 6; 10; 15 мин. На каждом режиме свари-
вали по два образца. Температура сварки должна быть выше тем-
215
пературы рекристаллизации стали и одновременно не должна
способствовать деформации (осадке) заготовок. Для устранения
заметной деформации и растрескивания твердого сплава давление
должно быть минимальным. Наибольшее давление выбирали
с целью обеспечения максимальной прочности соединения. При
установлении времени сварки учитывали требования наиболее
полного протекания диффузионного процесса и обеспечения доста-
точной производительности сварки.
Установленный в рабочей камере образец с пластиной из твер-
дого сплава перед подачей сварочного давления некоторое время
прогревали в вакууме для возможно более полного удаления
адсорбированных и окисных пленок. Давление создавали только
после нагрева заготовки до заданной температуры. Временем
сварки считалась продолжительность нахождения заготовки под
давлением при этой температуре. После прекращения нагрева
заготовки охлаждали под давлением в вакуумной камере примерно
до 150—200° С.
Прочность при сдвиге сварных соединений, выполненных на
оптимальных режимах Т = 1100° С; р = 1,5 кгс/мм2; / = 7-ь
-т-10 мин; В = 10-4 мм рт. ст.; скорость нагрева 15—20° С/с,
составляла: без промежуточной прослойки 17,2 кгс/мм2; с проклад-
кой пермаллоя 20 кгс/мм2; через порошок 23—26 кгс/мм2. Проч-
ность соединений, полученных диффузионной сваркой, выше проч-
ности соединений, полученных пайкой.
Металлографические исследования показали, что контакт
твердого сплава с материалом прокладки плотный. Вдоль этой
линии встречаются зерна карбида вольфрама овальной формы,
отличающиеся по окраске и появившиеся в результате диффу-
зионного взаимодействия зерен карбида вольфрама с материалом
прокладки.
Качество диффузионной сварки проверяли производственными
испытаниями инструмента.
Сварка металлокерамики с металлами. Металлокерамические
материалы находят широкое применение в ракетостроении, при-
боростроении, авиационной промышленности, в химическом,
энергетическом машиностроении и других отраслях промышлен-
ности. Их используют как инструментальные материалы для изго-
товления штампов и режущих инструментов, в качестве антифрик-
ционных и фрикционных материалов, для изготовления деталей,
работающих при высоких температурах, в агрессивных средах,
в условиях больших силовых статических и динамических нагру-
зок и т. д. Общие требования, предъявляемые к металлокерами-
ческим материалам и конструкциям, — высокая прочность,
жаропрочность, термостойкость и коррозионная стойкость, хоро-
шая свариваемость, позволяющая создавать композитные конст-
рукции.
Широкое применение в инструментальной промышленности
находят твердые сплавы.
216
Наиболее распространенные способы соединения металлокера-
мических материалов — механическое крепление (болтами, клинь-
ями, прессовой посадкой и т. п.) и пайка.
Большие возможности для получения качественных соединений
однородных и разнородных металлокерамических материалов от-
крываются с применением диффузионной сварки. С помощью
диффузионной сварки отработаны и внедрены в производство
технологии соединения большого числа комбинаций материа-
лов, деталей, узлов и изделий. Катодные токоподводы элект-
ролизеров для производства алюминия изготовляют из стерж-
ней, полученных холодным прессованием из смеси 80% TiB2-}-
4-20% TiC и дибарида титана (TiB2) с 6%-ной молибдено-
вой связкой (TiB2 + 6% Мо), соединяя их со стержнями из
стали СтЗ.
Пайка не обеспечивает необходимых требований, предъявляе-
мых к соединению со сталью, так как зона соединения в условиях
эксплуатации находится в области высоких температур (960° С)
и в газовой среде (окись углерода, двуокись углерода, фтористый
водород). Кроме того, припой изменяет переходное электросопро-
тивление (сталь—дибарид титана), что вызывает падение напря-
жения при работе электролизера.
Диффузионные процессы в сварных образцах изучали с по-
мощью металлографических исследований. При анализе микро-
структуры соединений (80% TiB2 4- 20% TiC), полученных на
режиме Т = 1100° С; р = 1 кгс/мм2; t = 20 мин, в зоне соединения
непроваров не наблюдалось (см. рис. П-32, а). Отдельные участки
зоны соединения оказались оплавленными, микроструктура этих
участков носит эвтектический характер (см. рис. П-32, б). Это
объясняется тем, что при взаимодействии сплава 80% TiB2 4-
4-20% TiC со сталью СтЗ образуется тройная эвтектика, темпе-
ратура плавления которой ниже двойной и, вероятно, ниже тем-
пературы сварки (1100° С).
Получение качественного соединения металлокерамических
материалов со сталью СтЗ затруднено из-за больших внутренних
напряжений, возникающих в результате охлаждения изделия
после сварки. Величина внутренних напряжений в соединении
металлокерамика 4- сталь зависит от конструкции детали и тех-
нологии ее изготовления.
Оптимальный режим диффузионной сварки в вакууме, при ко-
тором удалось обеспечить минимальное образование термических
напряжений в зоне сварки, следующий: Т = 1100° С; р —
— 0,8 кгс/мм2; t = 20 мин; скорость охлаждения 10—20° С/мин
до 50° С; В = IO’3 мм рт. ст.
Наименьшее влияние на величину внутренних напряжений ока-
зывают те стали, которые склонны к мартенситному превраще-
нию, увеличивающему объем и компенсирующему разницу в умень-
шении размеров стали и металлокерамики. Поэтому снижение
внутренних напряжений в сварных соединениях можно дости-
217
гнуть применением сталей, склонных к мартенситному превраще-
нию при охлаждении на воздухе.
За последние годы резко возросла потребность в материалах,
обладающих повышенной прочностью при высоких температурах
и стойкостью при работе в самых различных агрессивных средах.
Возможность применения тугоплавких металлов (вольфрама,
молибдена, ниобия, тантала) в качестве высокотемпературных
материалов ограничена в связи с их неудовлетворительной стой-
костью против окисления при высоких температурах и повышенной
способностью к газопоглощению в этих условиях.
Одним из основных тугоплавких материалов, отвечающих
этим требованиям, является дисилицид молибдена, получаемый
из смеси 63% Мо и 37% Si. Основное его свойство — высокая
стойкость против окисляемости вплоть до температуры 1700° С.
Он не загорается даже в струе кислорода, устойчив против воздей-
ствия углекислого газа, сернистого ангидрида и других агрессив-
ных газов и, как правило, не растворяется в кислотах и расплав-
ленных металлах. Объясняется это образованием на его поверх-
ности чрезвычайно стойкой пленки окиси кремния. В то же время
дисилицид молибдена очень тверд, весьма хрупок и имеет хоро-
шую электропроводимость.
Из дисилицида молибдена изготовляют: 1) нагреватели для
печей, используемых при спекании и отжиге керамики и металло-
керамики, получении ферритов, нагреве высоколегированных
сплавов на основе тугоплавких металлов и др. и 2) импелдеры-
разбрызгиватели для свинцово-цинковых заводов.
Нагреватели (рис. 118) состоят из двух частей: тонкой рабочей
части (диаметром 6 мм) и вывода с поперечным сечением в 2 раза
большим (диаметром 12 мм). Если применять нагреватели с по-
стоянным сечением, то потребовалось бы охлаждение водой места
подвода токопроводящих шин, что снижает их работоспособность.
Следовательно, нагреватели необходимо изготовлять из отдель-
ных составных частей с последующим их соединением, причем пере-
ходное сопротивление в плоскости соединения должно отсут-
ствовать.
Соединение нагревателей пайкой исключается, так как они
должны работать в диапазоне температур 1600—1760° С. Сварка
плавлением, в частности дуговая, также не применима, так как
из-за недостаточной термостойкости дисилицидмолибденовые
материалы разрушаются. Только диффузионная сварка в вакууме
позволяет получить соединения, равнопрочные с основным мате-
риалом.
Импеллеры-разбрызгиватели массой 20—70 кг, диаметром до
250 мм имеют сложную по форме и размерам конструкцию и вы-
полнены из нескольких частей (рис. 119). Для их изготовления
пайка и сварка плавлением также не пригодны.
Диффузионную сварку нагревателей и импеллеров-разбрыз-
гивателей, изготовленных из дисилицида молибдена, выполняли
218
Рис. 118. Нагреватели из дисилицида молибдена, полученные диффу-
зионной сваркой
Рис. 119. Импеллеры-разбрызгиватели
на установках, спроектированных и изготовленных на Москов-
ском комбинате твердых сплавов им С. П. Соловьева.
Перед сваркой торцы изделий шлифовали на торцешлифоваль-
ном станке и обезжиривали спиртом или ацетоном. При диффу-
зионной сварке в вакууме и оптимальном режиме Т = 1400 -s-
— 1500° С; р = 4 кгс/мм2, t = 5-ь 7 мин физическая граница
между свариваемыми материалами полностью отсутствовала.
Структура зоны сварки и ее прочность не отличались от струк-
туры и прочности исходного материала. Изменений физико-меха-
нических свойств соединяемых материалов в зоне сварки по сравне-
нию с исходными не обнаружено.
Сварка пористых металлов
Сварка волокнистых и порошковых металлов. Возмож-
ности сварки плавлением и пайки при соединении пористых ме-
таллов весьма ограничены, так как при наличии жидкой фазы по-
следняя затекает в поры и под действием капиллярных сил может
проникать на значительную глубину, нарушая исходную прони-
цаемость пористого металла. Кроме того, при сварке плавлением
в процессе кристаллизации шва происходит значительная усадка
литого металла, приводящая к образованию трещин.
Для соединения пористых металлов весьма перспективна диф-
фузионная сварка, при которой путем варьирования технологи-
ческими параметрами процесса можно получить качественное соеди-
нение. Проведение сварочного цикла без учета специфики пори-
стых металлов может привести к изменению размеров и пористости.
При изучении механизма и кинетики процессов, происходящих
при диффузионной сварке пористых металлов, необходимо иметь
в виду особенности фазового равновесия, обусловленные дисперс-
ностью фаз.
В области высоких температур, когда диффузионная подвиж-
ность атомов и упругость паров достаточно велики, в пористых
телах самопроизвольно протекают процессы, обусловленные
стремлением системы и уменьшению свободной энергии и, в част-
ности, того слагаемого, которое связано с наличием развитой по-
верхности. Если в процессе спекания под действием сил поверх-
ностного натяжения не происходит значительной пластической
деформации, то при приложении сжимающего давления, как это
имеет место при диффузионной сварке, должен наступить момент,
когда напряжения превысят предел текучести и начнется пласти-
ческое течение материала, сопровождающееся изменением формы
конструкции со значительной усадкой пор.
Диффузионную сварку пористых металлов следует проводить
при тщательном контроле основных технологических параметров
процесса. Увеличение сжимающего давления выше допустимого
может привести к уменьшению пористости в зоне контакта и даже
полному ее исчезновению. Температура сварочного цикла должна
221
быть строго лимитирована даже при весьма низких давлениях, так
как в области высоких температур, когда диффузионная подвиж-
ность атомов и упругость паров металла достаточно велики, мо-
жет произойти самопроизвольный процесс коагуляции пор.
Поверхности свариваемых пористых металлов необходимо
подготовлять в соответствии с особыми требованиями: а) для во-
локнистых металлов желательно исключить процесс механической
обработки, который приводит к отслаиванию волокон и ухудшает
качество соединения; б) детали из порошковых металлов перед
механической обработкой следует пропитывать специальным напол-
нителем, который перед сваркой удаляется испарением в вакууме.
Указанные обстоятельства необходимо учитывать при разработке
технологии диффузионной сварки металлических материалов.
Пористое железо с пористым железом (однородные металлы)
и пористое железо с пористым железографитом (разнородные ме-
таллы) сваривают при Т = 800° С; р = 10 кгс/мм2; t = 10-ь
-4-15 мин и В = 10 3-^ 10 6 мм рт. ст.
Поскольку образцы из пористых металлов, в отличие от ком-
пактных, вследствие пористости имеют развитую поверхность,
покрытую окислами и адсорбированными газами, они в большей
степени (чем компактные) нуждаются в удалении поверхностных
пленок, препятствующих образованию металлических связей и про-
теканию во время сварки диффузионных процессов. Поэтому
после создания необходимого разрежения (без давления) необхо-
дим нагрев образцов. Для равномерного прогрева ток подают
импульсами по следующему режиму: после десятисекундного на-
грева образца ток выключают на 10 с для выравнивания темпера-
туры по объему материала. Такой режим поддерживают в тече-
ние 2 мин, при этом происходит диссоциация газов.
После окончания подготовительного периода на контактируе-
мые образцы подают необходимое давление до 10 кгс/см2. Про-
цесс.’сварки длится 10—15 мин. Сваренные образцы охлаждают
до комнатной температуры и вынимают из вакуумной камеры.
Для исследования влияния высокочастотного нагрева в усло-
виях разрежения на механические свойства материала испытаны
две партии контрольных плоских образцов. Образцы первой пар-
тии подвергали предварительному спеканию при температуре
1200° С в атмосфере водорода. Вторая партия образцов оставалась
неспеченной. Обе партии образцов нагревали до температуры
800° С и выдерживали в течение 5 мин при давлении 5 кгс/см2.
Данные, полученные при исследовании, показали, что при на-
греве образцов в вакууме размеры пористого материала несколько
уменьшились. Прочность предварительно спеченных образцов
после кратковременного нагрева в вакууме осталась практически
неизменной. Прочностные свойства неспеченного материала повы-
сились. Однако они значительно ниже свойств предварительно
спеченного материала. Таким образом, при данных режимах совме-
щение операций спекания и припекания исключается.
222
Прочность сварного соединения пористых однородных метал-
лов практически не изменяется. Прочность сварных соединений из
разнородных материалов возрастает. Наблюдается незначитель-
ное уменьшение пористости исходных материалов в деталях после
сварки. Уменьшение пористости можно объяснить увеличением
длительности пребывания пористых материалов при высоких
температурах в процессе сварки по сравнению с процессом спека-
ния. При испытании сварных соединений на изгиб отслаивания не
наблюдалось.
Металлографические исследования показали, что при оптималь-
ных условиях происходит прочное соединение пористых металлов
между собой. Граница раздела не просматривается.
Необходимость сварки пористых аустенитных сталей связана
с созданием на нефтеперерабатывающих и химических заводах
очистных сооружений. Пористые трубы из стали 12Х18Н9, при-
меняемые для этих целей, характеризуются отношением длины
к диаметру, значительно превышающим десятикратное. Полу-
чать трубы такой длины с равномерно распределенной по всей
длине пористостью (порядка 30—40%) весьма трудно. Для этого
требуется сложное и дорогостоящее оборудование. Задача облег-
чается при получении таких труб путем соединения отдельных
элементов. Сварка плавлением и пайка не всегда обеспечивают
качественное соединение. Применение диффузионной сварки по-
зволяет получить качественное сварное соединение.
Соединение требуемого качества получено сваркой на опти-
мальных режимах Т — 1200° С; р = 0,3 кгс/мм2; t = 1 мин
и В = 10“3 мм рт. ст. Указанный режим позволяет сваривать
трубы любой длины на специальной установке.
Увеличение температуры, давления и времени сварки выше
оптимальных значений приводит к деформации металла в зоне
соединения, нарушению геометрической формы изделий и измене-
нию фильтрующих свойств пористой стали.
При испытании сварных соединений на изгиб до разрушения
они выдерживают нагрузку 300—400 кгс. Разрушение происходит
по основному металлу.
Применение диффузионной сварки для соединения деталей из
пористого титана позволяет значительно повысить коэффициент
использования металла при изготовлении деталей и сократить
трудоемкость изготовления пресс-форм для получения деталей
из пористого титана сложной формы. При изготовлении деталей
сложной конфигурации из компактного титана коэффициент ис-
пользования металла обычно не превышает 0,3—0,5, а отходы
необратимы. Применение технологии порошковой металлургии
позволяет повысить коэффициент использования металла до
0,8—0,9. Сократить трудоемкость изготовления пресс-форм
для получения деталей сложной конфигурации можно путем
сварки таких конструкций из отдельных прессованных элемен-
тов.
223
Рис. 120. Зависимость механи-
ческих свойств сварных соеди-
нений пористого титана от
температуры процесса (I =
= 10 мин) и времени сварки
(р = 0,2 кгс/мм2)
Свариваемость пори-
стого титана изучали на
образцах размером 12 х
X 12 х 40мм, изготовлен-
ных из титанового по-
рошка марки ПТЭ путем
холодного прессования
в стальной форме (давле-
нием 7 тс/см2) с последу-
ющим вакуумным спека-
нием в течение 4 ч при
температуре 1500° С.
Контактные поверхнос-
ти образцов под сварку
шлифовали, а непосред-
ственно перед загрузкой
в сварочную камеру
обезжиривали четырех-
хлористым углеродом.
Изучали влияние параметров режима сварки на качество соеди-
нения в диапазоне Т = 8004-1000° С; р = 0,2; 0,35 кгс/мм2;
t = 54-30 мин и В — 10“4 мм рт. ст. Анализ представленных
(рис. 120) зависимостей показал, что оптимальный режим сварки
пористого титана Т = 1000° С; р = 0,2 кгс/мм2; t = 20 мин и
В = 10"4 мм рт. ст.
Сварку пористого никеля выполняли на образцах из порошко-
вого металла. Прочное соединение пористого никеля с пористым
никелем (ов == 16 кгс/мм2) получено при сварке на оптимальных
режимах Т = 9004-950° С; р = 0,34-0,5 кгс/мм2; t = 25 мин и
В = 10"4 мм рт. ст. При качественной сварке на оптимальных ре-
жимах линия стыка отсутствует и значительной усадки пор не
наблюдается.
Влияние режимов сварки на качество сварного соединения не-
которых конструкций из пористого нихрома (Х25Н75) изучали
при Т = 800; 900; 950; 980 и 1050° С; р = 0,1; 0,2; 0,3 и 0,5 кгс/мм2;
t = 10; 15; 20; 30 и 40 мин; В = 3-10“54-5-10~6 мм рт. ст. (см.
рис. П-33).
Предельная температура сварки ограничивалась температурой
1050° С, выше которой пористый нихром теряет прочность и на-
блюдается значительная деформация при давлениях менее
224
0,1 кгс/мм2. Сварка при температурах ниже 800° С требует более
высокой обработки поверхностей, что для пористого нихрома
практически не осуществимо.
При температурах выше 1050° С даже при незначительных
удельных нагрузках (до 0,2 кгс/мм2) наблюдается сильная дефор-
мация. При Т — 1000° С; р — 0,3 кгс/мм2 и t = 20-е-40 мин
деформация не превышала 0,5—0,8 мм; это при соответствующих
технологических припусках допустимо для сварных конструкций.
При всех режимах сварки, за исключением Т = 800 и 850° С;
р — 0,5 кгс/мм2; t — 10 мин, сварные соединения отвечают тре-
бованиям по герметичности. Для пористых металлов под понятием
герметичности подразумевают отсутствие дефектов в зоне контакта,
количество и размер которых больше пористости исходного ма-
териала.
Сварные конструкции из пористого металла подвергали испы-
танию на термостойкость по следующему режиму: нагрев до „тем-
пературы 900° С в электрической печи; охлаждение вначале сжа-
тым воздухом,затем в воде; число теплосмен 7—10 в минуту. Испыта-
ния выдержали соединения, выполненные при Т = 980н-1050° С;
р = 0,3-е-0,2 кгс/мм2; t = 25 мин.
При металлографическом исследовании обнаружилось неко-
торое уменьшение пористости в зоне контакта, величина которой
0,5—1 мм. Граница соединения с нихромом не обнаружена.
Оптимальными режимами сварки для получения герметич-
ных, прочных и термостойких соединений можно считать: Т =
= 980° С; р = 0,24-0,3 кгс/мм2; t = 25-4-40 мин и В = 5-10~6 4-
-н4-10”4 мм рт. ст. В процессе сварки и испытаний установлено
некоторое уменьшение пористости свариваемых материалов в ре-
зультате заращивания пор при температуре сварки.
Сварка пористых металлов с компактными. Получение сварных
соединений пористых металлов с компактными связано с трудно-
стями, присущими сварке пористых металлов. В изделиях, пред-
назначенных для очистки и дозирования жидких и газовых сред,
основными элементами которых служат детали, изготовленные
из пористых порошковых материалов, необходимо применять не-
разъемные, относительно герметичные соединения. Неразъемное
соединение пористого никеля (с пористостью 20; 38 и 48%) и ком-
пактной стали 12Х18Н10Т получали, соединяя прутки диаметром
20 мм и длиной 2; 5; 10 и 20 мм.
Исследование"; влияния температуры на прочность сварного
соединения проводили при Т = 700, 800 и 900° С; р = 0,25 кгс/мм2
и t = 20 мин. Влияние давления, исследовали при 0,25 и
0,5 кгс/мм2 и постоянных Т — 800° С, t = 20 мин. Определение
оптимальной длительности выдержки проводили при t = 5, 10,
20 и 35 мин; Т = 800° С и р = 0,25 кгс/мм2. Разрежение
в рабочей камере составляло во всех случаях 2 • 10“6 мм рт. ст.
Сваренные детали охлаждались в сварочной камере до темпера-
туры 100° С.
15 н. Ф. Казаков 225
Анализ полученных результатов испытаний сварных соедине-
ний показал, что оптимальным режимом сварки пористого никеля
с компактной сталью 12Х18Н10Т можно считать Т = 800° С;
р = 0,25 кгс/мм2; t = 20 мин и В = 2 • 10“® мм рт. ст. Максималь-
ная прочность сварного соединения, выполненного на этом ре-
жиме, <тв = 20 кгс/мм2.
Сварные соединения испытывали внутренним гидродавлением
до разрушения. Соединение никеля со сталью наблюдалось по
всей поверхности контакта. Возникновение участков непровара
на поверхности контакта объясняется уменьшением объема пори-
стого металла. Величина усадки при сварке никеля с пористостью
38 и 42% составляла 0,1—0,4 мм на диаметр 20 мм. Величина
усадки зависит от температуры сварки и длительности выдержки,
с повышением которых величина усадки увеличивается. Сварные
соединения, подверженные испытанию на термостойкость по ре-
жиму 20—700—20° С при десяти теплосменах и охлаждении на
воздухе, отвечают предъявленным к таким соединениям требова-
ниям. Прочность соединений в процессе испытаний на термостой-
кость не нарушается.
Металлографические исследования показали, что в зоне сварки
отсутствуют дефекты в виде пор, раковин, непроваров, по разме-
рам превышающие размеры пор пористого металла. Уменьшение
размера пор по сравнению с их размерами на исходных заготов-
ках, наблюдаемое на ряде сваренных деталей, объясняется осадкой
пористых заготовок и вероятным спеканием при повышенных тем-
пературах за счет увеличения диффузионной подвижности атомов
металлов.
Оптимальной температурой диффузионной сварки компакт-
ного никеля считается 900—1000° С. Такие температуры не могут
быть приемлемы для соединения пористого никеля с компактным,
так как при высоких температурах происходит необратимое изме-
нение пористости в околошовной зоне и создаются дефекты, ана-
логичные возникающим при сварке плавлением.
Кроме того, при изготовлении некоторых узлов на поверхность
пористого никеля наносят активное покрытие, теряющее свои
свойства и разрушающееся при температурах выше 600°С. Вейлу
этого для сварки пористого никеля не следует применять режимы,
рекомендованные для сварки компактного.
Сварной узел представляет собой две пластины из пористого
никеля сплошной конфигурации, которые приваривают с обеих
сторон к никелевой рамке толщиной 0,3 мм. Пористую никеле-
вую ленту изготовляют прокаткой порошка из карбонильного
никеля, спеченного при температуре 1300° С в атмосфере водорода
(средний радиус при 0,5 мкм, пористость 30—35%).
Для понижения температуры сварки в качестве прослойки ис-
пользовали три вида порошков: электролитический никель, окса-
латный никель, полученный разложением щавелевокислого
никеля в атмосфере СО2 при температуре 330—350° С, а также
226
смеси этих порошков с порошком оксалатного серебра, получен-
ного термическим разложением щавелевокислого серебра. При
выборе порошков руководствовались известными рекомендациями
о том, что с изменением линейных размеров кристаллической кру-
пинки изменяются некоторые ее физико-механические характе-
ристики; в частности, температура плавления порошинок меди
и серебра снижается до 400° С. Применение смесей порошков
с включением в их состав компонентов с низкими температурами
плавления также снижает температуру их спекания.
Порошки отличаются не только размерами и формой, но и
структурой частиц.
Поверхность деталей из пористого никеля перед сваркой
обезжиривали в бензине и спирте или травили в кипящей щелочи
КОН с последующей промывкой в дистиллированной воде. Ком-
пактный никель также подвергали травлению в щелочи, промывке
в дистиллированной воде с последующим отжигом при темпера-
туре 350° С в течение 25 мин в вакууме.
Исследовали параметры режима сварки: Т — 3504-600° С;
р = 0,54-5,5 кгс/мм2; изотермическая выдержка 10—25 мин;
водород с точкой росы —40° С; в камере создали разрежение по-
рядка 10~2 мм рт. ст., затем подавали водород с расходом 2 л/ч
при нагреве и выдержке и 15 л/ч — при охлаждении.
Качество сварного соединения оценивали гидравлическими
испытаниями на герметичность и надежностью работы соединений
в агрессивных средах; зону соединения исследовали изучением
микрошлифов. Максимальная герметичность околошовной зоны
и сварного шва получена при Т = 600° С; р = 3,5 кгс/мм2 и t =
= 20 мин.
Условия образования соединения на границах пористый ни-
кель—микропорошок и микропорошок—компактный никель су-
щественно отличаются друг от друга. Металлографические иссле-
дования показали, что на границе пористый никель—порошок от-
сутствуют дефекты в виде непроваров, пор и др. Фактически она
сливается с пористым никелем, ее можно заметить только по при-
сутствию частиц серебра. На границе никель компактный—по-
рошок отчетливо видны изменения структуры поверхностного
слоя компактного никеля и внедрения отдельных порошинок и
целых агрегатов в его поверхность.
Пористый нихром соединяли со сталью 08Х18Н10Т на опти-
мальных режимах сварки пористого нихрома с пористым нихро-
мом (Т = 980° С; р = 0,24-0,3 кгс/мм2; t = 254-40 мин и В =
= 5- 1О'б4-4- 10~4 мм рт. ст.). Прочность сварного соединения при
испытании на растяжение <тв = 354-40 кгс/мм2. Металлографи-
ческое исследование показало, что в зоне контакта существует
зона взаимной диффузии, глубина которой увеличивается с уве-
личением времени выдержки при сварке.
Особенности сварки волокнистых материалов с компактными
рассмотрены на примерах сварки волокнистой меди и вольфрама
15* 227
Рис. 121. Изменение прочности
при сварке волокнистой меди
с бронзой Бр.Х0,8
с компактной медью и
бронзой Бр.Х0,8. Опти-
мальные режимы сварки
выбирали методом пост-
роения кинетических
кривых роста прочности.
На рис. 121 видно, что
формирование равнопроч-
ного соединения заверша-
ется по истечении 8 мин.
Увеличение давления не-
сколько ускоряет процесс. Однако при этом происходит значи-
тельная усадка пор, что обнаружено при металлографических
исследованиях.
В ходе проведения опытов по сварке волокнистой меди выяви-
лось отрицательное влияние предварительной механической об-
работки свариваемых торцов волокнистого металла, которая при-
водит к отслаиванию волокон и ухудшает качество сварного
соединения. Поэтому перед сваркой торцы только обезжиривали
бензином и обезвоживали спиртом. Аналогичная картина обнару-
жена и при проведении экспериментов по сварке волокнистого
вольфрама с бронзой.
Торцы трубчатой вольфрамовой заготовки подвергали алмаз-
ному шлифованию и приваривали к ним заглушки из бронзы ме-
тодом диффузионной сварки. После сварки в одной из заглушек
растачивали отверстие, чтобы испытать прочность соединения на
отрыв. Определенная таким образом прочность составляла 3,5—
4 кгс/мм2, что несколько ниже прочности основного металла (проч-
ность волокнистого вольфрама 12—14 кгс/мм2).
Возможно, снижение прочности связано с отслаиванием воло-
кон при механической обработке вольфрама. Так при подготовке
торцов резанием количество отодранных волокон увеличивается
по сравнению с их количеством при алмазном шлифовании, а ка-
чество сварки ухудшается. При сварке с медным сплавом отодран-
ные волокна вновь к матрице вольфрама не привариваются, так
как температура сварки (850—900° С) явно недостаточна для тер-
мической активации атомов тугоплавкого вольфрама. Таким
образом, отодранные волокна экранируют часть площади соедине-
ния, снижая его прочность. Это предположение подтверждается
результатами экспериментов по сварке компактных вольфрама и
меди. Прочность соединения при этом находится на уровне проч-
ности основного металла, по которому и происходит разрушение.
228
Рис. 122. Трубы из САПа, соеди-
ненные аргонодуговой сваркой
Микрорентгеновским зон-
дированием не обнаружена
взаимная диффузия свари-
ваемых металлов. Этим одна-
ко не подтверждается чисто
адгезионный характер взаи-
модействия атомов поверх-
ностных слоев, в процессе
которого происходит обмен
валентными электронами при
возбуждении атомов в резуль-
тате пластической деформации и термической активизации.
Другим примером как бы бездиффузионного процесса соедине-
ния может служить композиция пористый молибден—бронза.
Прочность соединения соответствует прочности пористого молиб-
дена, по которому и происходит разрушение при растяжении об-
разцов. К настоящему времени проведена диффузионная сварка
различных пористых материалов в однородных и разнородных
сочетаниях их между собой и с компактными конструкционными
металлами.
Сварка сплава САП. Материал из спеченного алюминиевого
порошка или пудры (САП) обладает комплексом ценных свойств.
Упрочнение стареющих сплавов алюминия определяется рас-
творимостью в металлической основе легирующих элементов, ко-
торая уменьшается с понижением температуры. Для САПа упроч-
нение создается тончайшими окисными пленками; чем больше со-
держание окиси алюминия в САПе, тем выше (до определенного
предела) его прочность, но ниже пластичность. Одно из важней-
ших свойств САПа — это высокая жаропрочность в интервале тем-
ператур 250—500° С, сохраняющаяся при длительных выдержках.
При нагреве до температуры 600° С в материале еще не наблю-
дается существенных изменений структуры и основных свойств,
что также очень важно при эксплуатации. Наличие в химическом
составе САПа только алюминия и окиси алюминия, имеющей
температуру плавления 2050° С, кроме высокой прочности и жаро-
прочности, обусловливает также некоторые другие ценные свой-
ства, например высокую коррозионную стойкость.
Один из показателей технологичности конструкционного мате-
риала — его свариваемость. Свариваемость САПа, например
аргонодуговой сваркой, зависит от содержания газов в материале,
что, в свою очередь, определяется полнотой удаления влаги из его
полуфабрикатов. Обычно полуфабрикаты из горячепрессованного
брикета содержат на 100 г металла приблизительно- 8—12 см3
229
Рис. 123. Ребристые трубы из САП-1
с заглушками, приваренными диффу-
зионной сваркой
и больше газа, а из холоднопрес-
сованных брикетов — около
0,8—5 см3. Известно, что повы-
шенное содержание газов в по-
рошковом материале САП пре-
пятствует получению качествен-
ных сварных соединений аргонодуговой сваркой: последние иногда
бывают негерметичны из-за газовых пор в сварном шве.
Полуфабрикаты САП из холоднопрессованных брикетов, про-
шедших вакуумный отжиг, надежно свариваются аргонодутовым
способом. Изготовленные в заводских условиях трубы, листы и
другие полуфабрикаты, соединенные аргонодуговой сваркой,
в конструкции промышленного изделия прошли государственные
испытания (рис. 122). Прочность сварных соединений составляет
80—85% прочности основного материала.
Одним из перспективных способов сварки, позволяющим
получить качественные сварные соединения конструкций из САПа
без указанных выше недостатков, является диффузионная сварка.
По сравнению с аргонодуговой диффузионная сварка САПа обла-
дает рядом преимуществ: можно сваривать изделия сложной формы,
в том числе и ребристые винтовые трубы; отсутствует пористость
в сварном соединении; в зоне соединения сохраняются коррозион-
ные свойства основного металла; структура и прочностные свойст-
ва практически равны таковым для основного металла.
Влияние параметров режима диффузионной сварки на каче-
ство соединения САП исследовали при Т = 5004-600° С; t =
— 304-60 мин; р — 2 кгс/мм2. Опробованы следующие варианты
обработки поверхности перед сваркой: травление 30%-ным рас-
твором NaOH, обезжиривание ацетоном и механическая зачистка
торцов непосредственно перед сваркой. В результате проведенной
работы установлено, что Т = 5604-580° С; t = 454-60 мин; р =
= 2 кгс/мм2 обеспечивают образование соединений с прочностью,
равной прочности основного материала. Разрушение образцов
происходит по основному материалу. Наиболее эффективна,
с точки зрения стабильности результатов, механическая обработка
торцов перед сваркой.
На микроструктуре зоны сварки линия раздела отсутствует,
соединение монолитное без существенных изменений структуры
основного металла в переходной зоне. После определения оптималь-
ных режимов сварки на образцах диффузионной сваркой в вакууме
были приварены заглушки к ребристым трубкам из САП-1 (рис.
123). В результате испытаний на герметичность керосиновой про-
бой и гелиевым течеискателем неплотностей не обнаружено.
13
Сварка неметаллических
материалов с металлами
Неметаллические материалы в композиции с металлами
и сплавами находят самое широкое применение в различных обла-
стях техники.
Многие марки стекол используют в смотровых окнах, волновод-
ных гермовводах, оболочках газоразрядных приборов и т, п.
В отличие от керамики стекло сохраняет вакуумную плотность
даже в тончайших пленках.
Широкое промышленное применение находят боросиликатные
стекла (С52-1 и др.) с температурой размягчения 590—620° С
и алюмосиликатные (С48-3), характеризующиеся высокой темпе-
ратурой размягчения (810° С) с повышенной термостойкостью.
Алюминатные стекла обладают повышенной стойкостью к действию
паров щелочных металлов при высоких температурах. Как пра-
вило, определенные марки стекол соответствуют по своему терми-
ческому расширению конкретным металлическим материалам —
молибдену, ковару, вольфраму и используются прежде всего
в сочетании с ними.
Наиболее термостойкое кварцевое стекло, состоящее практи-
чески из чистой двуокиси кремния, по своим диэлектрическим ха-
рактеристикам превосходит промышленные марки стекол и кера-
мики, обладает проницаемостью для инфракрасных и ультрафио-
летовых лучей, не меняет прозрачности при электронной бомбар-
дировке и выдерживает резкие термические перепады. Трудности
создания вакуумно-плотных, термостойких соединений этого ди-
электрика с металлами ограничивают его применение в приборах.
Из-за крайне низкого коэффициента температурного расширения
кварца получить плотные спаи его с металлами невозможно.
Применяемые методы пайки не обеспечивают удовлетворитель-
ного решения проблемы.
Сравнительно новые изоляционные материалы — ситаллы —
стеклокристаллические материалы представляют собой продукты
кристаллизации некоторых специальных стекол и характеризуются
высокой температурой размягчения (1250—1300° С), стабильно-
стью диэлектрических свойств и низкими диэлектрическими по-
231
терями. Это позволяет успешно использовать ситаллы в высоко-
частотных системах и пр.
В электронной технике продолжает развиваться тенденция
замены металлостеклянных узлов металлокерамическими. Вы-
звано это тем, что керамические материалы обеспечивают более
высокую механическую прочность и термостойкость, устойчивы
к агрессивным средам и действию радиации. При этом некоторые
марки керамики обладают высокой теплопроводностью, полупро-
водниковыми или оптическими свойствами.
Наиболее широкое распространение получили алюмооксидные
(высокоглиноземистые) керамики 22ХС, 22Х и М7, используемые
в узлах и приборах, работающих в условиях сверхвысокого ва-
куума при температурах 700° С и выше. На 93—95% они состоят
из окиси алюминия (остальное SiO2, МпО, Сг2О3). По фазовому
составу эти керамики содержат 73—79% кристаллофазы; закры-
тая пористость их не превышает 7—8%.
Керамика, состоящая практически только из окиси алюми-
ния — «поликор», а также керамики А-995 и ГМ характеризуются
еще меньшими диэлектрическими потерями, обладают повышенной
термомеханической прочностью и стойкостью к воздействию паров
щелочных металлов [9, 10, 13, 19, 27, 32, 34, 38, 51, 75].
В мощных приборах широкое применение находит керамика
на основе окиси бериллия, характеризующаяся еще более высокой
теплопроводностью, термостойкостью и меньшими диэлектри-
ческими потерями.
В ряде случаев продолжают успешно применяться стеатитовая
и форстеритовая керамики, состоящие из окислов SiO2, МпО,
А12О3 и др. и несколько уступающие по своим физико-механичес-
ким свойствам алюмосиликатным керамикам.
Перспективны полупроводниковые и оптические керамики.
Полупроводниковые керамики чаще всего изготовляют на основе
окислов ZnO—TiO2, также А12О3—SiC—Si. Их особенность со-
стоит в склонности к изменению исходных электрофизических
свойств под воздействием высоких температур (особенно в восста-
новительных средах), что затрудняет получение паяных соедине-
ний этих керамик с металлами.
Оптическую керамику, прозрачную в видимом и инфракрасном
участках спектра, получают из фторидов щелочно-земельных ме-
таллов, халькогенидов цинка и кадмия, некоторых окислов мето-
дом горячего прессования. По своим оптическим свойствам она
соответствует монокристаллам и успешно их заменяет.
Среди неметаллических материалов особое место занимают угле-
графитовые материалы. Их применяют в электротехнической,
металлургической, химической и других отраслях промышлен-
ности. Углеграфитовые детали, узлы, изделия входят в состав ме-
таллических конструкций, применяются в композиции с самыми
различными металлами. В соединениях с металлами графит находит
применение в качестве уплотнительных элементов в химическом
232
машиностроении. Графит как проводниковый материал находит
широкое применение при создании токоподводящих устройств
различных машин и установок.
Для соединения стеклообразных и керамических материалов
с металлами применяют различные технологические варианты
пайки, из которых наибольшее распространение получили пайка
расплавленного (размягченного) стекла с твердым металлом,
пайка высокотемпературными припоями с предварительной ме-
таллизацией керамики (многоступенчатый способ) и активная
пайка с добавками в припой титана или циркония.
При соединении расплавленного стекла с металлом прочные
соединения удается получить только при наличии на металле
тонкого слоя окисла, обладающего хорошим сцеплением с его по-
верхностью. При этом в процессе соединения образуется переход-
ный слой атомов металла, содержащий наряду с металлическими
ионно-ковалентные связи и атомы кислорода, частично связан-
ные со структурой стекла.
Металлизация керамики путем высокотемпературного вжига-
ния молибдено-марганцевой пасты приводит к образованию слож-
ной по химическому составу промежуточной окисной фазы, свя-
занной как с керамической основой, так и с тугоплавким метал-
лом. На металлизирующий слой в дальнейшем гальванически на-
носят никелевое покрытие и паяют медно-серебряными и другими
припоями.
При активной пайке на керамику (стекло) предварительно
наносят слой гидрида титана (циркония), который при нагрева-
нии восстанавливается и сплавляется с припоем. Иногда из ти-
тана изготовляют металлический элемент конструкции; при рас-
плавлении припоя титан образует с ним активный сплав. Пред-
полагается, что общие связи в соединении возникают в процессе
неполного восстановления активным металлом окислов керамики
(стекла).
Общее свойство стеклообразных и керамических материалов —
их низкая пластичность и прочность на растяжение, что обус-
ловлено жестконаправленным характером ковалентных связей в
их структурной сетке или кристаллической решетке. Поэтому внут-
ренние напряжения, возникающие в зоне соединения при пайке ди-
электриков с металлами, особенно опасны и резко снижают
работоспособность спая.
Несмотря на всевозможные технологические и конструктивные
приемы, методы пайки не всегда обеспечивают получение соедине-
ний керамики с металлами, отвечающих высоким эксплуатацион-
ным требованиям. Неравномерный по толщине и составу слой при-
поя может вносить дополнительные напряжения, что сущест-
венно снижает термостойкость соединения и увеличивает высоко-
частотные потери.
Напыление припоя на керамику приводит к электрическим
пробоям и утечкам. Многоступенчатый процесс металлизации
233
технологически сложен и не поддается надежному контролю.
Паяные соединения очень чувствительны к отклонениям парамет-
ров процесса от их оптимальных значений. Завышение температуры
пайки или длительности изотермической выдержки приводит к рас-
творению слоя металлизации в припое и, в конечном итоге, сни-
жению качества соединения.
Практический опыт и сравнительные исследования показали,
что диффузионная сварка в силу присущих этому методу особен-
ностей позволяет получить более надежные соединения диэлек-
триков с металлами. Эти соединения обладают высокими эксплуата-
ционными характеристиками и могут применяться в самых ответ-
ственных электронных приборах.
Для соединения графита с металлами в основном применяют
сварку плавлением и пайку. Метод дуговой сварки заключается
в том, что соединяемые детали (металл—графит) помещают в ка-
меру, в которой создан вакуум, и затем напускают аргон. Дуга
возбуждается между графитовым изделием и вольфрамовым элек-
тродом. Вначале прогревается деталь, затем дугой расплавляется
металл и по мере надобности подается присадочная проволока
соответствующего состава. При электронно-лучевой сварке элек-
тронный луч также сначала направляется на графитовую деталь
для прогрева ее до необходимой температуры.
В связи с возможностью возникновения деформаций в сварных
соединениях графита с металлом не рекомендуется проектировать
конструкции, в которых выполнялись бы швы замкнутого контура.
Природа сварного соединения графит—металл при сварке
плавлением и пайке такова, что металл, проникающий в поры
и капиллярные каналы графита, создает металлический каркас
шва. Начало ветвей такого каркаса оказывается надежно сварен-
ным с металлической частью контакта, а концы ветвей (усов),
проникая в графит на значительную величину, кроме химических
связей с углеродом, образуют чисто механическую связь. Графи-
товая часть контакта оказывается армированной металлом. По-
этому большое влияние на прочность сварного соединения оказы-
вает величина и характер распределения пор в графите.
При сварке плавлением и пайке необходимо учитывать такие
вопросы, как смачиваемость графита металлом, возможность его
проникновения в поры и капиллярные каналы графита, соотноше-
ние результатов термического расширения. Все это сильно за-
трудняет или делает невозможным соединение плотных антифрик-
ционных марок графита с металлами, которые плохо смачивают его
и проникают в поры на значительную глубину. Соединения гра-
фита с металлом, полученные сваркой плавления или пайкой, при
работе в электролите химически разрушаются из-за присутствия
в шве или месте соединения большого количества карбида титана,
нестойкого в рабочей среде.
При сварке графита с металлами, как и при соединении стекла
или керамики с металлом, весьма целесообразно применение диф-
234
фузионной сварки, так как природа соединения этим методом пре-
имущественно отличается от сварки плавлением и пайки. По-
скольку при диффузионном соединении отсутствует жидкая фаза,
отпадают перечисленные ограничения. Диффузионной сваркой
можно получить надежное соединение графита различной пори-
стости с низкоуглеродистыми, легированными, корозионно-стой-
кими сталями, тугоплавкими металлами и их сплавами.
Сварка стекла и стеклообразных материалов
Для стеклообразных материалов характерно моно-
тонное изменение вязкости при повышенных температурах и на-
личие специфической вязкоэластичной области. Температура раз-
мягчения стекла определяется его химическим составом и возра-
стает с увеличением в нем содержания двуокиси кремния. Напри-
мер, размягчение боросиликатных стекол начинается с темпера-
туры 600—700° С, а наиболее тугоплавкого кварцевого — лишь
при температуре 1100—1300° С.
При сварке стеклообразных] материалов, имеющих относи-
тельно невысокую температуру размягчения, фактический
контакт соединяемых поверхностей образуется при пластической
деформации стекла. Температура процесса и давление сжатия в этом
случае ограничены условием минимального формоизменения стекла
при сварке и могут оказаться недостаточными для эффективной
активации поверхности металла. В случае сварки тугоплавких
стеклообразных материалов пластичность последних проявляется
лишь при достаточно высоких температурах и формирование фак-
тического контакта свариваемых композиций может происходить
в процессе пластического деформирования металла. Активация
поверхности стеклообразных материалов может стать лимитирую-
щей стадией процесса диффузионной сварки.
Свариваемость боросиликатных стекол исследовали на образ-
цах из стекол марок С49-2 + С49-2 и С87-1 + С87-1. Прочное
вакуумно-плотное качественное соединение боросиликатных
стекол можно получить при введении в зону соединения промежу-
точных прослоек из высокопластичных и активных металлов при
условии, что температура образования соединения не ограничи-
вается температурой размягчения стекла.
Изменяя глубину вакуума и температуру сварки, можно кон-
тролировать процессы окисления металлических поверхностей,
используемых в качестве промежуточных прокладок и восстанов-
ления (диссоциации) окислов на этих поверхностях.
Для получения прочных вакуумно-плотных соединений боро-
силикатных стекол марок С49-2 и С87-1 использовали металличес-
кие прокладки ковара и меди в виде фольги толщиной 0,05 мм.
Образцы из стекла, подлежащие сварке, шлифовали до 6-го
класса шероховатости, обезжиривали и травили в 30%-ном рас-
творе плавиковой кислоты. Травление необходимо с целью удале-
235
ния поверхностного напряженного слоя и микротрещин, возникаю-
щих в процессе шлифования.
При отработке параметров режима сварки боросиликатных
стекол через металлические прокладки и исследования на вакуум-
ную плотность, термоудар, вибропрочность установлено, что до-
статочно прочное соединение образуется при окислении металли-
ческой прокладки. Создание перед сваркой на поверхности
металлической прокладки стабильной окисной пленки способ-
ствует образованию прочного соединения за счет протекания
диффузионных процессов и химического взаимодействия окислов
металлов с окислами стекла с образованием переходного слоя.
Для получения качественного соединения слой окисла должен
быть равномерным по всей поверхности соединения и одинаковым
по толщине. В связи с этим проведение процесса окисления про-
кладок — ответственный этап подготовки деталей к сварке.
Наиболее прочная окисная пленка на коваре образуется
в интервале температур 750—800° С (в течение 30 с для фольги
толщиной 0,05 мм).
Медь образует два окисла: закись Си2О и окись СцО. Окись
меди не обеспечивает сцепления поверхности меди, так как она
не обладает сцепляющим свойством с находящейся над ней за-
кисью меди. Поэтому наиболее качественные соединения полу-
чены при соединении стекла через промежуточную прокладку
низшего окисла металла (Си2О).
При высокотемпературном окислении меди на воздухе до за-
киси меди возникают трещины из-за отслаивания толстого слоя
окисла от металла. Окисление медной фольги на воздухе до закиси
меди при температуре 200° С в течение 30—60 с обеспечивает
получение достаточно прочных вакуумно-плотных соединений
боросиликатных стекол.
Сварку боросиликатных стекол через металлическую прокладку
выполняли при Т = 5804-600° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 20 мин;
В=5 • 10“4 мм рт. ст. Сварные соединения выдерживали испытания
на вакуумную плотность, вибропрочность, термоудар и ударо-
прочность.
Свариваемость боросиликатного стекла с металлом исследо-
вали на образцах из боросиликатного стекла марки С49-2 с кова-
ром, которые имеют примерно одинаковые значения коэффициен-
тов температурного расширения. При сварке этих материалов
технология подготовки соединяемых деталей (образцов) имеет
определяющее значение. Вакуумный отжиг стекла (Т = 560 4-
4-600° С; t = 604-120 мин), совмещаемый непосредственно с про-
цессом сварки, позволяет устранить остаточные напряжения, воз-
никающие в стекле при его изготовлении и механической обработке.
Для устранения дефектного поверхностного слоя стекло можно
обрабатывать в кислотном растворе следующего состава: 100 мг
двухромовокислого калия, 150 мг серной кислоты, 1 л дистил-
лированной воды; время обработки 30—40 мин.
236
Образцы сваривали на режиме Т = 590° С; р = 0,5 кгс/мм2;
t = 20 мин; В = 5-10“4 мм рт. ст. Скорость нагрева 30, охла-
ждения 15° С/мин.
После сварки образцы испытывали на вакуумную плотность
и срез в специальном приспособлении. При сварке со стеклом по-
лированного сплава Н29К18 прочность соединения была недоста-
точно высокой (ов = 1 кгс/мм2), и разрушение происходило
в плоскости контактирования с отдельными вырывами стекла.
На участках, где осколки стекла сохранились, имелись отслоения.
Вакуумный отжиг сплава Н29К18 перед сваркой еще более
снижает прочность сварного соединения, что связано с удалением
пленки окислов с поверхности металла в процессе отжига. К ана-
логичным результатам приводит и химическое травление сплава.
Значительно возрастает механическая прочность соединения и
количество вакуумно-плотных образцов в случае специального
окисления поверхности металла перед сваркой. Характер разру-
шения и качество соединения зависят от толщины окисной пленки
и прочности ее сцепления с металлом.
При соединении стекла со сплавом Н29К18 через напыленный
слой металлов (меди, никеля) во всех случаях разрушение проис-
ходило в контакте напыленный слой—сплав; напыленный металл
оставался на стекле, что можно объяснить слабой его адгезией
с металлом при температуре сварки. Наиболее высокие показатели
получены при окислении сплава на воздухе сразу после его
вакуумного отжига. Разрушение локализовалось при этом в стекле,
сцепление наблюдалось по всей поверхности контактирования.
Исследования механизма окисления сплава Н29К18 с приме-
нением рентгеноструктурного, электронно-графического методов
анализа и электронной микроскопии показали, что при вакуум-
ном отжиге (Т = 1200° С; t = 15 мин; В = 10мм рт. ст.) для
железа характерны повышенные скорости сублимации и диффу-
зии (по сравнению с никелем и кобальтом), и процесс носит харак-
тер селективного травления поверхности сплава. Вследствие этого
приповерхностные слои обогащаются никелем и кобальтом.
Сопутствующие отжигу процессы — обезгаживание металла и рост
зерен. Последний эффект замедляет скорость окисления при по-
следующей изотермической выдержке на воздухе (Т = 750° С;
t = 5 мин). В результате образуется тонкий прочно связанный
с металлом слой шпинелевидных окислов типа (CoNi) Fe2O4,
способствующий формированию прочных вакуумно-плотных соеди-
нений.
При металлографических исследованиях поперечных и косых
шлифов, вырезанных из соединений, не обнаружена переходная
зона, свидетельствующая о развитии взаимодействия в контакте.
Такая зона выявляется только при электронно-микроскопическом
исследовании косого шлифа. Переходная зона соединения состоит
из двух фаз. Вероятно, переходная зона формируется в процессе
химического взаимодействия, приводящего к образованию твер-
237
Рис. 124. Волноводный гер-
моввод:
1 — корпус; 2 — переходный
фланец из сплава 29НК; 3 —
стеклянный диск
дого раствора между окислами на поверхности металлов и стекла
по тому же механизму, что и при пайке расплавленного (размяг-
ченного) стекла с твердым металлом. Но при диффузионной сварке,
осуществляемой в твердом состоянии, скорость этих процессов
существенно ниже, и процесс растворения металлического окисла
в стекле полностью не завершается.
По разработанной технологии сваривали окошечный волновод-
ный гермоввод (рис. 124). Диск из стекла С49-2 толщиной 0,5—
0,25 мм приваривали к переходному фланцу из сплава Н29К18.
Для обеспечения точной сборки диск помещали в специальный паз
во фланце. После соединения стекла с металлом фланец из сплава
Н29К18 приваривали или припаивали к корпусу прибора. Полу-
ченные сварные соединения прецизионны, обладают высокой ме-
ханической прочностью и сохраняют вакуумную плотность после
вибрационного нагружения. В волноводах стекло сохраняет тре-
буемые свойства (радио-прозрачность, диэлектрическую постоян-
ную и др.), так как при диффузионной сварке оно не доводится до
размягчения, и следовательно, не меняет своих характеристик.
Сварку силикатно-алюминатных стекол с титаном и ниобием
исследовали на следующих композициях силикатно-алюминат-
ных цезийстойких стекол, марках титана и ниобия: 1) стекло
ТСМ-901 + Nb (марки НВПД); 2) стекло Sr-1 + Nb (марки
НВПД); 3) стекло 71А1 + Ti (марки ВТ1) и 4) стекло 52Zr 2,91 +
+ Ti (марки ВТ1). Для указанных композиций стекол и металлов
коэффициенты температурного расширения близки. Для сварки
были выбраны следующие граничные условия: температура
сварки — область размягчения стекла: t = 10-=-60 мин; р — 54-
-5-10 кгс/см2; В — 2-ь5- 10“Б мм рт. ст.
Перед сваркой образцы ниобия и титана обезжиривали в аце-
тоне, травили в смеси кислот HF + HNO3 и промывали в спирте.
Стеклянные образцы после полирования промывали в ацетоне
и спирте. Это в условиях сварки в вакууме позволило значительно
снизить возможность образования окисной пленки на металле
в процессе сварки. Критерием оценки качества полученных соеди-
нений служила вакуумная плотность и механическая прочность,
которую оценивали по результатам испытаний на статический срез.
Исследования влияния указанных характеристик позволили
определить область оптимальных температур сварки силикатно-алю-
минатных стекол с титан ом и ниобием и установить зависимость проч-
ности соединения стекла ТСМ-901 с ниобием от параметров сварки.
238
Рис. 125. Зависимость прочности соединения стекла ТСМ-901 с нио-
бием от температуры сварки (а) и времени выдержки (б)
Прочные соединения получены при сварке титана и ниобия
только со стеклами ТСМ-901 и 71А1, обладающими наименьшими
интервалами между температурой размягчения и нижней грани-
цей кристаллизации. Стекла Sr-1 и 56Zr2,91 не образуют доста-
точно прочных соединений с титаном и ниобием. Низкая прочность
соединений стекла 56Zr2,91 с титаном и стекла Sr-1 с ниобием,
вероятно, объясняется тем, что выбранные температуры сварки
этих стекол были слишком низкими. Провести сварку стекол
56Zr2,91 и Sr-1 с титаном и ниобием в области температур ниж-
него предела их кристаллизации не представляется возможным,
так как эти стекла вспучиваются при нагреве в вакууме.
Как видно из рис. 125, прочность соединения стекла ТСМ-901
с ниобием в большой степени зависит от температуры сварки и
времени выдержки. Оптимальная температура сварки находится
приблизительно на 40° ниже границы кристаллизации. Оптималь-
ное время выдержки для сварки — около 20 мин. Снижение меха-
нической прочности связано со структурными изменениями в сте-
кле, возникающими под влиянием температуры и напряжений
в условиях сварки.
Проведенные металлографические и рентгеноспектральные
исследования переходной зоны в спаях стекла с металлом позво-
лили полнее выяснить механизм образования соединения. На ми-
кроструктуре сварного соединения стекла с ниобием, который перед
сваркой не окислялся, четко фиксируется поверхность раздела
стекло—металл (см. рис. П-34). Соединения с предварительно оки-
сленным при температуре 500° С ниобием содержат в переходной
зоне промежуточную окисную пленку. Однако эта пленка не
монолитная, так как в зоне сварки имеются участки, на которых
стекло и металл находятся в непосредственном соприкосновении.
Разрывы окисной пленки, вероятно, происходят от действия сва-
рочного давления, которое вызывает движение стекломассы в на-
правлении, параллельном поверхности раздела стекло—металл.
239
Рис. 126. Влияние степени разрежения на
прочность соединений кварцевого стекла
с медью:
/ — стекло без металлизации; 2 — стекло
с металлизацией
Результаты локального рентге-
носпектрального анализа зоны кон-
такта стекла ТСМ-901 с ниобием
показывают, что концентрация эле-
ментов кальция, калия, алюминия,
кремния, содержащихся в стекле ТСМ-901, не изменяется вблизи
поверхности раздела стекло—металл. Ниобий диффундирует
в стекло в процессе сварки, причем диффузионное проникнове-
ние ниобия в стекло наблюдается и в окисных, и безокисных
соединениях.
В окисных соединениях глубина диффузионного проникнове-
ния ниобия в стекло во время сварки составляет 105—117 мкм,
в безокисных 9—12 мкм. Разная глубина диффузии ниобия в сте-
кло в окисных и безокисных соединениях за время сварки сви-
детельствует о более высокой энергии активации процесса диффу-
зии ниобия в стекло с чистой металлической поверхности, чем
из окисла.
Из стекла ТСМ-901 и ниобия были изготовлены смотровые
иллюминаторы. Иллюминаторы сохраняли прозрачность (до
70%) и вакуумную плотность при работе в парах цезия при тем-
пературе 650° С в течение 300 ч.
При диффузионной сварке кварцевого стекла с металлами воз-
никающие трудности обусловлены прежде всего значительным
различием их коэффициентов температурного расширения.
Измерения остаточной деформации кварцевого стекла после
сварки его с тугоплавкими металлами (вольфрамом или молибде-
ном) показали, что при температурах ниже 1100° С (р = 0,5-ь
-т-1,5 кгс/мм2) пластическая деформация кварца исчезающе мала.
Следовательно, формирование фактического контакта соединяемых
поверхностей в этих условиях происходит в процессе формоизме-
нения металла, и выбор наиболее мягких металлов (сплавов) пред-
почтителен.
Свариваемость кварцевого стекла с металлами исследовали
при их непосредственном соединении и через слой окислов метал-
лов. При отработке режимов сварки между цилиндрическими
образцами кварцевого стекла (наружный диаметр 12 мм, внутрен-
ний 3 мм, высота 20 мм) помещали металлические диски из
серебра, меди, палладия, никеля и молибдена (рис. 126).
Надежность и термостойкость сварных узлов зависит отжтол-
щины привариваемого металла. При оптимальной толщине ме-
талла в кварце при сварке и термическом нагружении конструк-
240
ции не должны возникать опасные напряжения. Влияние остаточ-
ных напряжений при диффузионной сварке на прочностные харак-
теристики и термостойкость сварных соединений сводятся к мини-
муму при толщине металлического элемента не более 0,5 мм (при
слое окисла меди не более 0,05 мм).
На величину остаточных напряжений в сварных соединениях
в значительной степени влияет скорость охлаждения после сварки.
Рассмотрим подробно влияние режима сварки, условий
проведения процесса диффузионной сварки, толщины свариваемых
металлических элементов и прокладок (прослоек) на качество
получаемых соединений на примере сварки кварца с медью.
Медь имеет высокий коэффициент температурного расширения, вы-
сокую химическую активность по отношению к двуокиси кремния
во всем диапазоне температур сварки. По пластичности и характе-
ристикам низшего окисла (Си2О) медь имеет также благоприятные
показатели. Поэтому при разработке конкретных стеклометалли-
ческих конструкций, выполняемых диффузионной сваркой, при-
менение меди наиболее целесообразно.
. Для выбора оптимального режима охлаждения от температуры
сварки кварцевые образцы сваривали (р — 1 кгс/мм2; t = 20 мин;
В = 2-10“4 мм рт. ст.) с медными дисками толщиной 0,25 мм и
0,5 мм и охлаждали со скоростью 30, 10, 3° С/мин, после чего изме-
ряли разность главных напряжений. Полученные результаты
свидетельствуют о том, что возникающие напряжения в малой сте-
пени зависят от скорости охлаждения. Некоторое снижение
напряжений при замедленном охлаждении можно объяснить
релаксационными явлениями в контакте, сопутствующими про-
цессам высокотемпературной ползучести металла в условиях на-
пряженного состояния.
В дальнейшем образцы нагревали со скоростью 25—30° С/мин
и охлаждали со скоростью 10° С/мин. В условиях постоянных
времени сварки и сварочного давления исследовали влияние тем-
пературы процесса на прочность и вакуумную плотность соедине-
ния.
Наиболее высокий уровень прочности соединения, приближаю-
щийся к нижнему пределу прочности при растяжении техничес-
кого кварцевого стекла, получен при сварке его с медью. Проч-
ность соединений с другими металлами более чем вдвое ниже;
при сварке с титаном соединения получить не удалось. Вероятно,
это в значительной степени связано с тем, что при температурах
сварки стекла с молибденом, палладием и никелем может разви-
ваться процесс кристаллизации кварцевого стекла, также увели-
чивающий микронапряжения в контакте.
При соединении со стеклом поверхность металла желательно
окислять до его низшего окисла.
Хорошие результаты сварки обеспечивает предварительная
металлизация кварцевого стекла путем вакуумного напыления меди
с последующим окислением напыленного слоя в течение 3—5 мин
16 Н. Ф. Казаков 241
при температуре 800° С. Такая технология позволяет с высокой
точностью контролировать толщину слоя окисла. Общие связи
между металлом и стеклом возникают уже в процессе напыления
меди; окисление напыленного слоя увеличивает их прочность. При
этом диффузионная сварка сводится по существу к взаимодействию
металла с металлизированным слоем на стекле.
Перед этой операцией образцы из кварцевого стекла обезжи-
ривают в этиловом спирте и травят в плавиковой кислоте с после-
дующей тщательной промывкой в воде и сушкой. Травление в пла-
виковой кислоте необходимо для удаления поверхностного на-
пряженного слоя и микротрещин, возникающих в процессе шли-
фования торцов. Температура разогрева образца при напылении
550—750° С, вакуум 2 • 10“4 4-10“6 мм рт. ст. Толщина напыленного
слоя 5—10 мкм. После металлизации и окисления напыленного
слоя торцовые поверхности кварцевых образцов сваривают с мед-
ным диском. Прослойка закиси меди в зоне соединения снижает
остаточные напряжения в среднем на 15—20%.
Эксперименты по определению влияния степени разрежения
вакуума на прочность соединений кварцевого стекла с медью
показали, что применительно к выбранным вариантам подготовки
и режиму сварки (Т = 950° С; р = 1 кгс/мм2; t = 30 мин) наибо-
лее высокая прочность соединения достигается в вакууме 10“34-
4-5-10’4 мм рт. ст. Полученная зависимость служит наглядным
доказательством того, что механизм взаимодействия металлов со
стеклом отличен от механизма взаимодействия металлов при соеди-
нении их друг с другом, когда при повышении глубины вакуума
создаются благоприятные предпосылки для контактирования юве-
нильных поверхностей, их активации и повышения прочности
соединения.
В рассматриваемом случае в высоком вакууме происходит
энергичная диссоциация промежуточного слоя закиси меди, что
приводит к обеднению кислородом зоны соединения; в результате
общие связи между стеклом и металлом становятся недостаточно
прочными. При сварке в низком вакууме металлизированного
стекла с медью обе поверхности окислены, что препятствует обра-
зованию между ними металлических связей. Оптимальной счи-
тается слегка восстановительная атмосфера, в которой при тем-
пературе сварки окислы восстанавливаются только на поверхно-
стях контакта.
Можно полагать, что при высокотемпературной сварке в сверх-
высоком вакууме (10~8 мм рт. ст.), когда становится возможным
диссоциативное испарение двуокиси кремния, прочность соедине-
ний кварца с металлом снова возрастет, так как выделяющийся
при диссоциации кислород может привести к образованию новых
химических связей между стеклом и металлом.
Промежуточный слой закиси меди хорошо просматривается
на поперечных шлифах сварных соединений, полученных на опти-
мальном режиме сварки (см. рис. П-35). Изучение косых шлифов
242
«5°) позволило выявить дополнительные детали строения пере-
ходной зоны. Частицы меди и ее закиси проникли в стекло на не-
которую глубину. Частицы закиси коллоидального размера на-
блюдаются и после полного стравливания меди с поверхности
кварца. Методом локального рентгеноспектрального анализа на
косом шлифе «10°) установлено, что глубина диффузии меди
в стекло составляет несколько микрометров.
Сварные соединения выдержали испытания на вакуумную
плотность и термостойкость по режиму 20—700—20° С.
На основании полученных данных разработана технология
диффузионной сварки ряда узлов из стекла и металла, в частности
вакуумно-плотных термостойких соединений газоразрядных
приборов и т. п. Сварные узлы имеют меньшие размеры и массу
по сравнению с паяными и превосходят их. по термостойкости и
другим эксплуатационным, характеристикам.
Ситалл — стеклокристаллический материал, получаемый в ре-
зультате катализированной кристаллизации стекла особого со-
става путем специальной термообработки, в процессе которой он
превращается в микрокристаллический материал. Во всем объеме
этого материала равномерно распределены мельчайшие кристал-
лики (менее 1 мкм), находящиеся в непосредственном контакте
друг с другом или соединенные через тонкую пленку остаточного
стекла. По структуре ситаллы занимают промежуточное положе-
ние между стеклами и керамикой.
Ситаллы обладают высокой температурой размягчения, хоро-
шей химической устойчивостью, малыми диэлектрическими поте-
рями, высокой механической прочностью и коэффициентами темпе-
ратурного расширения, близкими к данным коэффициентам ме-
таллов, применяемых в электровакуумных приборах, и находят
широкое применения для изготовления надежных и долговечных
приборов, в особенности работающих в диапазоне сверхвысоких
частот.
Применение ситаллов улучшает электрические параметры
приборов и повышает надежность их работы в условиях резкой
смены температур и тропической влажности. Однако применение
ситаллов в значительной мере зависит от возможности получения
вакуумно-плотных и термостойких соединений их с металлами,
применяемыми в электровакуумных приборах.
Один из перспективных способов получения вакуумно-плотных
и термостойких соединений ситаллов с металлами, — диффузион-
ная сварка. Свариваемость ситаллов с металлами диффузионным
способом исследовали при получении соединения ситалла марки
СТ-35-2 с медью МБ.
При сварке предварительно металлизированных и без покры-
тия ситаллов с медью получены удовлетворительные результаты.
При сварке ситаллов с коваром Н29К18 ввиду большого различия
в коэффициентах температурного расширения происходило рас-
трескивание ситалла в околошовной зоне.
16* 243
Основные параметры режима диффузионной сварки ситалла
СТ-35-2 (без металлизации) с медью МБ следующие: Т = 8504-
ч-900° С; р = 0,54-0,8 кгс/мм2; t = 154-20 мин; В — 10-4 4-
4-10~8 мм рт. ст.
Анализ микрошлифов ситалло-металлических соединений по-
казал наличие полного контакта без трещин и непроваров по зоне
соединения. Заметных изменений микроструктуры вблизи зоны
контакта не обнаружено. При испытании на статический изгиб
разрушение образцов происходило по ситаллу. Механическая
прочность при этом составляла примерно 1300 кгс/см2. Испытания
образцов на термостойкость показали, что образцы выдерживают
16 воздушных теплосмен +20 + 600 + 20° С без нарушения ва-
куумной плотности диффузионного соединения. При испытании
в интервале температур —173 + 20 — 173° С образцы сохранили
вакуумную плотность после пяти теплосмен.
Сварку ситалла марки СО-115М с титаном ВТ1, инваром 36Н,
медью МБ, алюминием выполняли в ПНИЛДСВ.
Ситалл марки СО-115М характеризуется малым, близким
к нулю, коэффициентом температурного расширения. Благо-
даря этому материал получил применение в качестве базового
элемента точных оптических систем, работающих в проходящем
свете.
Выбор металлов был обусловлен требованиями, предъявляе-
мыми к конструированию и изготовлению металлостеклянных
и металлокерамических узлов электровакуумных и газоразрядных
приборов.
Получение качественного соединения во многом обусловлено
отсутствием слоя трещин на свариваемой поверхности ситалла.
Поэтому поверхности под сварку шлифовали или полировали
с обязательным последующим химическим полированием, обеспе-
чивающим удаление трещин. Непосредственно перед сваркой
ситалл обезжиривали в СС14 и обезвоживали в этиловом спирте.
Свариваемый металл (в виде диска толщиной 0,3—0,5 мм) разме-
щали между ситалловыми образцами.
Вакуумирование и нагрев свариваемых образцов ситалла с ме-
таллом в сварочной камере осуществляли под предварительным
давлением, равным 10—15% сварочного. Образцы нагревали со
скоростью 10° С/мин. Сварочное давление прикладывали к образ-
цам после достижения последними температуры сварки. Скорость
охлаждения сваренных образцов 8—10° С/мин.
Диффузионную сварку ситалла с металлами выполняли при
Т = 6704-800° С; р — 0,34-1 кгс/мм2; t = 60 мин; В = 10-34-
4-10-4 мм рт. ст.
Термодинамический анализ показал, что соединения ситалла
с алюминием, медью и инваром возможны только при наличии на
металлах окисных пленок. Не удалось получить соединение
инвар + (NiO, Fe2O3, Fe) + ситалл, так как на поверхности
инвара невозможно получить прочную окисную пленку.
244
При сварке ситалла С0-115М с медью МБ возможно соедине-
ниеСи + (СнО, Си2О)+ситалл. Однако получение постоянных окис-
ных пленок на поверхности меди связано с рядом трудностей.
Вызвать образование окисных пленок, равномерных по всей
поверхности контакта и постоянной толщины, на алюминии не
трудно. Поэтому принципиально возможно соединение ситалл—
алюминий при Т = 500, 560, 600° С; р = 0,1; 0,15; 0,2 кгс/мм2
и t = 45 и 60 мин. При повышении температуры сварки до 620°
и давления до 0,3 кгс/мм2 площадь взаимодействия увеличивается,
но в зоне контакта появляются макро- и микротрещины.
В зоне соединения ситалл—металл возникают значительные
напряжения, вызывающие растрескивание ситалла. Даже при
незначительных растягивающих нагрузках сварные образцы си-
талла с медью через алюминиевую прокладку разрушались по
ситаллу с образованием воронкообразного вырыва.
Применение компенсаторов из ситалла увеличивает размеры
конструкции, но значительно повышает прочность сварного соеди-
нения.
Оптимальным режимом сварки соединений ситалл—алюминий—
ситалл (с компенсаторами) следует считать Т — 620° С; р —
= 0,8 кгс/мм2; t = 60 мин; В — 10-4 мм рт. ст. Металлографичес-
кими исследованиями таких соединений установлено, что соедине-
ние качественное, без несплошностей, непроваров и микротрещин
(см. рис. П-36).
Полученные результаты с учетом температуры рекристалли-
зации ситалла (800° С), высокой пластичности алюминия и проч-
ности его окисной пленки позволили рекомендовать алюминие-
вую фольгу в качестве технологического подслоя при сварке си-
талла с медью, титаном и инваром.
Диффузионную сварку соединения ситалл—алюминий—медь—
ситалл проводили в два этапа. На первом этапе получены
два образца ситалл—алюминий (см. рис. П-37), на втором —
ситалл—алюминий с медью. Сварку на втором этапе выполняли
при Т = 380, 420° С; р = 0,4; 0,5; 0,8 кгс/мм2; t = 15; 30; 45 мин;
В = 10“4 мм рт. ст. Максимальная прочность получена при сварке
на режиме Т = 420° С; р = 0,5 кгс/мм2; t = 45 мин и В =
= 10 4 мм рт. ст.
Исследования показали, что соединение ситалла с металлами
возможно при соответствующем подборе промежуточных материа-
лов, имеющих незначительную разницу в коэффициентах темпе-
ратурного расширения с ситаллом.
Сварка керамики
Диффузионная сварка керамических материалов с ме-
таллами наиболее полно разработана для соединений керамики
22ХС и М7 с медью, что связано с широким применением этих
сочетаний в реальных конструкциях.
245
Керамические материалы на основе окиси алюминия характе-
ризуются высокой твердостью и низкой пластичностью, и эти
свойства сохраняются в условиях диффузионной сварки. Наличие
стеклофазы, располагающейся преимущественно по границам зе-
рен корунда, увеличивает деформационную способность кера-
мики. Это связано с тем, что при повышенных температурах вяз-
кость стеклофазы на несколько порядков ниже вязкости двуокиси
алюминия. Ползучесть керамики начинает проявляться при на-
греве ее выше температуры 1100—1300° С. Поэтому фактический
контакт керамики с большинством металлов при диффузионной
сварке формируется преимущественно в процессе их пластического
деформирования. Формирование сварного соединения заканчи-
вается образованием общих связей преимущественно координа-
ционно-ковалентного типа, если термодинамически возможно
химическое взаимодействие металла (его окисла) с одним из окис-
лов керамики и достигнут необходимый уровень активации по-
верхностей. Энергия активации стеклофазы керамики значительно
ниже, чем энергия активации окисла алюминия. Поэтому возни-
кают общие связи, происходит химическое взаимодействие и раз-
виваются диффузионные процессы, в первую очередь по границам
зерен керамики.
Количество и состав стеклофазы часто оказывают решающее
влияние на свариваемость ее с металлами, так как эти факторы
определяют кинетику всех стадий процесса. Так, при одинаковом
содержании окиси алюминия (около 95%) в керамиках 22ХС и
ВГ-4 состав и количество стеклофазы различны. Размягчение стек-
лофазы в керамике 22ХС происходит при более низких температу-
рах, и, как следствие, прочность диффузионного соединения ее
с медью значительно выше, чем прочность керамики ВГ-4 при
сварке на тех же режимах.
Наиболее высокая механическая прочность диффузионных .
соединений различных керамических материалов с медью дости-
гается при содержании стеклофазы в керамике около 10—15%.
Существенное влияние на свариваемость керамики с металлами
оказывает и ее кристаллическая структура. Высокие и стабильные
результаты по прочности и вакуумной плотности сварных соедине-
ний обеспечиваются при величине зерна 8—16 мкм. Увеличение
размеров зерен в керамике, содержащей стеклофазу, приводит
к уменьшению протяженности границ и, следовательно, участков
наиболее активного взаимодействия. Кроме того, в крупнозерни-
стой керамике в большей степени сказываются повреждения при-
поверхностного слоя (трещины), вносимые при шлифовании. Од-
нако чрезмерное уменьшение величины зерна снижает скорость
миграции стеклофазы и тормозит развитие третьей стадии про-
цесса сварки, что связано с уменьшением диаметра капилляров
в реакционной зоне.
При сварке с металлами керамики, не содержащей стеклофазу
(например, А-995), наблюдается аналогичная закономерность —
246
прочность соединений крупнозернистой керамики с медью в не-
сколько раз ниже, чем мелкозернистой. Это еще раз доказывает,
что наиболее активно процессы химического взаимодействия про-
текают по границам зерен (даже при отсутствии стеклофазы).
При экспериментальном определении оптимальных параметров
процесса диффузионной сварки керамики с металлами за критерий
качества обычно принимается вакуумная плотность соединения,
его механическая прочность на статический изгиб, стойкость
к термоударам и прогревам по различным циклам. Диффузион-
ную сварку можно проводить как в вакууме, так и в среде водо-
рода. Наличие окисла на поверхности металла облегчает его хи-
мическое взаимодействие с керамикой. Поэтому наиболее высокие
механические показатели соединения достигаются, если восста-
новительная активность среды в сварочной камере не высока и
и на металлической поверхности сохраняется тонкий слой окислов.
При сварке меди с керамикой типа 22ХС такой средой может
быть водород с точкой росы 5—10° С или формигаз (Н2 : N2 =
= 1 : 3). Экспериментами по сварке высокоглиноземистой кера-
мики. А-995 с различными металлами (сплав Н29К18, никель,
титан и др.) установлено, что прочностные показатели соединений,
полученных в среде водорода и в вакууме, близки. Диффузион-
ную сварку меди с керамикой проводят при температурах, близ-
ких к ее 7ПЛ, Тсв — 1000° С; в этих условиях весьма интенсивно
испарение меди в вакууме. Это, с одной стороны, приводит к очи-
стке ее поверхности от окислов, с другой — к металлизации вну-
тренней полости прибора. Если первое нежелательно с точки зре-
ния прочности сварного соединения, то второе нежелательно
с точки зрения эксплуатации.
Для других металлов температура сварки значительно ниже
их температуры плавления; такой механизм очистки металличес-
кой поверхности в вакууме не является определяющим. В част-
ности, в случае сварки керамики с коррозионно-стойкой сталью
в среде водорода прочностные показатели соединений невысоки,
что связано с повышенной склонностью стали к окислению в во-
дороде и слабым сцеплением толстой пленки окисла с основой.
Соединения с удовлетворительной прочностью можно полу-
чить только при температуре нагрева выше 900° С. Наиболее вы-
сокие прочностные показатели достигаются при температуре
сварки 1030—1050° С, когда медь обладает высокой пластичностью
и легко деформируется под нагрузкой, что ускоряет развитие
фактического контакта. Рост сварочного давления также облег-
чает формирование контакта поверхностей и их активацию, в ре-
зультате чего повышается прочность соединения. Уровень давле-
ния сжатия 1,8—2 кгс/мм2, вероятно, критический; дальнейший
рост нагрузки приводит к ослаблению соединения, так как такое
высокотемпературное нагружение сказывается на механических
характеристиках керамики. Аналогичный эффект имеет место
и при увеличении изотермической выдержки под давлением
247
I________I________1_______ 1 —1
1,0 /,4 1,8 p, кгс/мм*
Рис. 127. Прочность сварного соединения
керамики М7 с медью в зависимости от
температуры сварки (1), давления (2) и
времени (3)
более 12—20 мин, когда термиче-
ская усталость может вызвать
появление трещин в керамике.
Исследование сварных соеди-
нений с применением оптической
микроскопии и микрорентгеноспе-
ктрального анализа позволяет вы-
явить переходную зону, свиде-
тельствующую об объемном харак-
тере взаимодействия керамики
с металлом при их диффузионной
сварке. Включения меди размером 1—2 мкм обнаруживаются
в керамике между зернами корунда на расстоянии до 40 мкм.
Качество сварных соединений керамики с металлами можно
повысить путем предварительной специальной обработки кера-
мики. Отжиг керамики после ее шлифования может привести
к залечиванию дефектов поверхностного слоя. Если отжиг ведут
при температурах размягчения стеклофазы, содержащейся в ке-
рамике, то происходит миграция стекла к поверхности керамики.
Обогащение стеклофазой повышает пластичность и химическую
активность поверхностного слоя керамики. В результате облег-
чаются условия формирования соединения, снижается уровень
минимально необходимого сварочного давления.
Предварительный отжиг керамики М7 в атмосфере формигаза
(точка росы +24° С) по режиму Т = 1350° С; t = 50-J-60 мин по-
зволяет получить диффузионные соединения с медью, отличаю-
щиеся высокой (не ниже 23 кгс/мм2) и стабильной прочностью.
Существенно, что сварочное давление может быть уменьшено
до 1—1,2 кгс/мм2 (рис. 127), что снижает деформацию медной де-
тали при сварке.
Другим технологическим приемом может быть обработка ке-
рамики вводных растворах некоторых солей. Дополнительное вве-
дение ионов марганца после обработки керамики 20%-ным раст-
вором МпС12*4Н2О и обжиг ее в восстановительной среде уско-
ряют диффузию меди в переходной зоне соединения. Еще более
эффективно введение активных добавок — катионов титана и осо-
бенно циркония из растворов солей. Такая предварительная обра-
ботка увеличивает прочность металлокерамического сварного
соединения на 20—25%.
Об образовании новой структуры в зоне соединения можно
судить по микротвердости контактной зоны. Так, после полного
химического вытравливания медной прослойки в торцовом соеди-
248
нении керамики 22ХС с медью микротвердость поверхности су-
щественно ниже ее микротвердости до сварки.
Появление новой фазы и переходной зоны между керамикой
и металлом оказывает благоприятное влияние на механические
характеристики соединения и его вакуумную плотность. В этом
случае обеспечивается более плавное изменение физико-механи-
ческих характеристик материалов, сближаются их коэффициенты
температурного расширения, что в конечном итоге облегчает раз-
витие релаксационных процессов в контактной зоне.
Если в процессе эксплуатации металлокерамических соедине-
ний температура нагрева достигает 1100° С и выше, то вместо
меди применяют никель, сплав Н29К18, коррозионно-стойкую
сталь, молибден, ниобий, вольфрам. При диффузионной сварке
этих материалов прочные вакуумно-плотные соединения удается
получить при температурах процесса сварки порядка 1200° С
и выше. Керамики 22Х, 22ХС, М7 при таких температурах сварки
уже не выдерживают прикладываемого давления сжатия, дефор-
мируются и растрескиваются.
Поэтому в высоконагруженных конструкциях для диффузион-
ной сварки со сталью, никелем, коваром и тугоплавкими металлами
целесообразно использовать высокоглиноземистую керамику ма-
рок А-995, «поликор» и др. Такая керамика сохраняет свою меха-
ническую прочность без заметной деформации при высокотемпе-
ратурном нагружении до температуры 1400—-1500° С.
Эффективным технологическим приемом, позволяющим сни-
зить температуру процесса при соединении с тугоплавкими ме-
таллами, может быть введение промежуточных прослоек из более
пластичных металлов (никеля, титана). Получены также поло-
жительные результаты при диффузионной сварке керамики,
металлизированной вольфрамом.
Диффузионная сварка керамики 22ХС с медью МБ разработана
для изготовления узлов крупногабаритных металлокерамических
деталей. В качестве образцов использовали керамические детали
в виде цилиндров из алюмооксидной керамики 22ХС (толщина
стенки 7 мм, высота 80 мм, диаметр 96—135 мм) и металлические
манжеты из бескислородной меди МБ (толщина манжеты в месте
соединения 0,4—0,5 мм). Поверхность деталей очищали в горячем
трихлорэтилене, после чего их собирали и сваривали на диффу-
зионной установке в атмосфере водорода.
Термическую прочность (термостойкость) металлокерамиче-
ских деталей и узлов определяли количеством термоударов.
Испытания проводили следующим образом: металлокерамические
детали загружали в электрическую печь, предварительно нагретую
до температуры 600° С, выдерживали при данной температуре
в течение 30 мин, после чего их выгружали и охлаждали путем
обдува вентилятором. Термоудар проводили в атмосфере окру-
жающего воздуха. После каждого термоудара вакуумную плот-
ность металлокерамического соединения определяли с помощью
249
гелиевого течеискателя. Испытания на термоудар проводили на
металлокерамических деталях и узлах, изготовленных диффузион-
ной сваркой при различных технологических режимах.
С увеличением давления на свариваемые детали при постоян-
ных температуре и времени выдержки термостойкость соединения
керамики с металлом возрастала, а затем плавно снижалась.
Величина оптимального давления составляет 2—2,2 кгс/мм2.
Снижение термостойкости при увеличении давления свыше
2,2 кгс/мм2 объясняется разрушающим воздействием нагрузки на
соединяемые детали. Происходит выдавливание меди, утонение
ее в зоне соединения.
С увеличением температуры сварки при постоянном давлении
и времени выдержки термостойкость соединения керамики с ме-
таллом возрастает до температуры 1000° С, а при температуре
выше 1040° С резко падает. Снижение термостойкости объясняется
увеличением пластичности меди, что приводит к ее утонению
в зоне соединения под воздействием приложенного давления.
Оптимальная величина температуры сварки находится в пределах
1000—1020° С.
С увеличением времени выдержки термостойкость металлоке-
рамического соединения резко увеличивается и при выдержке
20—45 мин стабилизируется. Можно предположить, что при более
длительной выдержке возможно снижение термостойкости ме-
таллокерамического соединения из-за усталостных свойств ма-
териалов. Таким образом, оптимальную величину выдержки при
данной температуре следует рекомендовать равной 20—25 мин.
В результате проведенной работы установлен оптимальный
технологический режим диффузионной сварки крупногабаритных
металлокерамических узлов. Для керамических деталей 22ХС
диаметром 96—135 мм и меди МБ Т = 10004-1020° С; р = 2 4-
-4-2,2 кгс/мм2; t = 20ч-25 мин; скорость нагрева 10—15° С/мин;
скорость охлаждения 3—10° С/мин; общее время нагрева 60—70
и охлаждения 120 мин.
Большое значение для получения надежных крупногабаритных
металлокерамических соединений имеет скорость охлаждения от
температуры сварки до 50° С (температуры выгрузки деталей из
печи). Скорость охлаждения от температуры сварки до 700° С
составляет 3 ± 5° С/мин и от 700 до 50° С 5—10° С/мин.
Разработанный технологический режим диффузионной сварки
металлокерамических узлов внедрен в производство. По разра-
ботанной технологии сварки керамики 22ХС с медью МБ изго-
товлены металлокерамическая дугогасительная камера с диа-
метром керамических цилиндров (плоских и ребристых) 96 мм
и секционированная труба с диаметром керамической детали
135 мм (рис. 128).
Испытание на термоцикличность проводили по следующей
методике; испытуемые детали помещали под колпак водородной
печи и нагревали в течение 15—20 мин, после чего образцы осты-
250
Рис. 128. Металлокерамические ка-
мера (а) и секционированная тру-
ба (б)
вали с печью со скоростью
20—30° С/мин. При темпера-
туре 50° С детали извлекали
и помещали в камеру холода
с предварительно установ-
ленной в ней температурой
—70° С, где их выдерживали
в течение 20 мин. Затем де-
тали извлекали из камеры
холода и выдерживали на воз-
духе до комнатной темпера-
туры.
Механическую прочность
металлокерамического соеди-
нения определяли путем раз-
рушения испытуемых образцов с последующим визуальным осмот-
ром зоны соединения. Металлокерамические соединения, изготов-
ленные по многоступенчатой технологии путем пайки медно-сереб-
ряным припоем, разрушаются в основном по соединяемой поверх-
ности керамики. Металлокерамические соединения, изготовленные
диффузионной сваркой, разрушаются только по керамике. На мед-
ной детали в зоне соединения остаются кусочки керамики, прочно
соединенные с медью (см. рис. П-38).
Результаты испытаний крупногабаритных металлокерамиче-
ских деталей показали, что применение разработанного техноло-
гического режима диффузионной сварки позволило значительно
повысить надежность металлокерамических соединений, увеличить
технологический выход годных деталей до 85—90%, сократить
время технологического цикла изготовления металлокерамиче-
ских деталей и узлов, повысить рабочую температуру нагрева
металлокерамического соединения до 1000° С, тогда как при пайке
медно-серебряным припоем рабочая температура нагрева ме-
таллокерамического соединения может доходить лишь до 750—
780° С.
Диффузионной сваркой в вакууме получены вакуумно-плот-
ные сварные соединения корундовой керамики на основе А12О3
типа «поликор» с медью МБ, коррозионно-стойкой сталью
12Х18Н9Т, титаном ВТ1, ниобием ВН2 и другими металлами.
Для этого необходимо было очистить соединяемые поверхности
и предотвратить возможность их дальнейшего окисления, прило-
жить сжимающее давление, нагреть соединяемые тела и обеспе-
чить определенную изотермическую выдержку.
251
Подготовлять металл для сварки необходимо ступенчато.
Сначала металл механически обрабатывают на станке до опре-
деленного класса шероховатости (в данном случае 6-го), предва-
рительно отжигают в вакууме для снятия напряжения, рекри-
сталлизации структуры, гомогенизации и дегазации. Ниобий,
тантал, титан отжигают в вакууме (10 4 мм рт. ст.), медь, ковар
Н29К18, фени Н42 — в сухом водороде. Дальнейшая подготовка
металла для сварки — травление в растворах кислот и щелочей
и обезжиривание поверхности металла во время сборки ацетоном
или спиртом. Поверхности керамики перед сваркой шлифуют,
так как при улучшении качества подготовки поверхности увели-
чивается площадь фактического контакта.
Критерием при оценке качества сварных соединений служат
вакуумная плотность, термостойкость и механическая прочность.
Оптимальные режимы сварки определяли в диапазоне Т =
= 1100-4-1550° С; р = 0,5-=-2 кгс/мм2; t = 5-4-20 мин и В =
= 10”3-4-10’6 мм рт. ст. Анализ кривых на рис. 129 позволяет
выбрать оптимальный режим сварки керамики ГМ с фени Н42:
Т — 1150-ь 1250° С; р = 1,5-=-1,8 кгс/мм2; t = 8-4-10 мин; В =
= 10-3 мм рт. ст. При сварке керамики с металлом скорость
охлаждения не должна превышать 15—20° С/мин до температуры
400° С. При увеличении скорости охлаждения до 40—50° С/мин
252
прочность сварного соединения уменьшается в 2 раза (сварка
керамики ГМ с фени Н42; толщина металла 0,4 мм).
Сапфир, представляющий собой искусственный монокристалл
чистой окиси алюминия, обладает высокими оптическими свой-
ствами и температурой плавления (2030° С), абсолютной стой-
костью в агрессивных средах по сравнению с другими диэлек-
триками.
Известен целый ряд применяемых в технике методов соедине-
ния сапфира с металлической поверхностью, однако верхний
предел температур, при которых такие соединения удается ис-
пользовать, не превышает 900° С, особенно если приходится
работать в окислительной атмосфере. В условиях работы элемен-
тов электроники соединение сапфира с металлом может нагре-
ваться до температуры 1200° С, поэтому для данного сочетания
необходимы тугоплавкие металлы.
При диффузионной сварке сапфира с железо-никелевым
сплавом Н-46 влияние параметров сварки на качество соеди-
нения определяли - в диапазоне Т = 10004-1300° С; р = 0,1-е-
-4-0,5 кгс/мм2; t — 10 мин; скорость нагрева 20°С/мин; скорость
охлаждения 5—7° С/мин.
Разрушение образцов, сваренных при Т = 1000-г-1100° С;
р = 0,1 кгс/мм2; t = 10 мин, происходило по месту контакта.
Начиная с температуры 1150° С, при повышенном давлении наблю-
дались заметное схватывание и следы сапфира на поверхности
пластинок металла. Давление свыше 0,5 кгс/мм2 приводило
к появлению трещин на сапфире.
При обработке свариваемой поверхности сапфира до 14-го
и металла до 8-го классов шероховатости поверхности адгезионное
соединение наблюдается уже при Т = 1000° С; р = 0,2 кгс/мм2;
t = 10 мин; В = 5-Ю-4 мм рт. ст.
Предварительные эксперименты по диффузионной сварке сап-
фира с ниобием показали принципиальную возможность полу-
чения соединения при достаточно высоких температурах и боль-
шом давлении. В целях снижения температуры и давления опро-
бована сварка сапфира через компенсационные прокладки. В ка-
честве прокладки использовали сплав Н-46 и титан. Сплав Н-46
хорошо сваривается с сапфиром и ниобием.
При использовании в качестве прокладки титана, начиная
с температуры 1000° С, происходит интенсивное напыление ти-
тана на поверхность сапфира. При более высоких температурах
эта пленка упрочняется, и сапфир теряет свою прозрачность.
Дальнейшие исследования по получению вакуумно-плотных
и прочных соединений сапфира с тугоплавкими металлами целе-
сообразно вести в направлении подбора материала компенса-
ционной прокладки, позволяющего снизить температуру и сва-
рочное давление. Сварку керамики М7 (93,66% А12О3; 3,94%
SiO2; 0,03% Fe2O3; 2,07% CaO; 0,04% Na2O) с медью БМ выпол-
няли на деталях из рассматриваемых материалов. Перед сваркой
253
предварительно протравленные медные детали подвергали от-
жигу в среде водорода при температуре 600° С.
Максимальная прочность вакуумно-плотного сварного соеди-
нения получена на оптимальном режиме Т = 1050° С; р =
= 1,8 кгс/мм2; t = 15 мин (в среде водорода).
Вакуумно-плотные соединения не удавалось получить вплоть
до температуры нагрева 900° С, при давлении менее 1 кгс/мм2.
С увеличением давления свыше 1,8 кгс/мм2 прочность сварного
соединения падает; увеличение времени выдержки более 15 мин
также уменьшает прочность. Полученные сварные соединения —
стойкие к термоудару (100% сваренных образцов выдержали
83 термоцикла без нарушения вакуумной плотности). Большое
влияние на прочность сварного соединения оказывает фазовый
состав керамики. Указанная выше прочность получена на кера-
мике с величиной кристалла 6—10 мкм, количеством стеклофазы
11—14%. С увеличением величины кристалла прочность сварного
соединения уменьшается. Ухудшение качества обработки контакт-
ной поверхности керамики (ниже \7?) также снижает прочность
сварного соединения.
Керамику М7 сваривали с коваром, никелем, молибденом
и другими металлами через промежуточные медные прокладки.
Параметры процесса сварки при этом соответствовали параметрам
сварки керамики М7 с медью. Качество получаемых сварных
соединений керамики М7 с медью почти в 2 раза превосходило
качество паяных соединений.
Свариваемость керамических деталей на основе двуокиси
циркония исследовали на полых цилиндрических образцах из
двуокиси циркония, стабилизированной окисью кальция или
скандия, диаметром 22 мм, высотой 30 мм и толщиной стенки 1 мм.
В качестве промежуточной прокладки применяли платину и ни-
кель в виде фольги толщиной 0,1—0,2 мм.
Контактные поверхности керамики перед сваркой обрабаты-
вали до 8-го класса шероховатости поверхности и кипятили
в щелочном растворе в течение 3 ч. Прокладки из платины обез-
жиривали перед сваркой в СС14, прокладки из никеля травили
в HNO3 и также обезжиривали в СС14.
При температуре 1070° С наблюдалось изменение кристалли-
ческой решетки керамики на основе циркония, сопровождав-
шееся уменьшением объема на 7%. В связи с этим выбор
скорости нагрева и охлаждения с точки зрения целостности
соединения играет существенную роль. Например, при на-
греве со скоростью 30° С/мин керамика растрескивалась.
Предварительные исследования показали, что оптимальная
скорость нагрева и охлаждения керамики составляет
10° С/мин.
Для сварки образцов керамики исследовали режимы: Т =
= 1150-ъ 1300° С; р = 0,24-0,3 кгс/мм2; t = 54-20 мин; В —
= 10-4 мм рт. ст.
254
При сварке в графитовом экране происходило разрушение
керамики — она превращалась в порошок. Это можно объяснить
тем, что при использовании масляных средств откачки получае-
мый в камере вакуум обладает восстановительными свойствами.
Использование графита в качестве экрана усиливает восстано-
вительные свойства среды, поэтому при температуре сварки
1150—1300° С возможно восстановление окиси циркония в ва-
кууме. Этого не происходит при нагреве в молибденовом экране.
В связи с повышенной хрупкостью керамики на основе дву-
окиси циркония большое значение имеет выбор оптимального
значения давления. Удовлетворительные результаты получены
при давлении 0,3 кгс/мм2, что объясняется высокими пластиче-
скими свойствами материалов промежуточных прокладок.
Немаловажное значение имеет толщина промежуточных про-
кладок. При толщине прокладок меньше 0,8 мм трещины на
керамике в зоне соединения на наблюдаются. При толщине про-
кладки более 0,8 мм она начинает играть роль самостоятельного
элемента конструкции с присущими ему физико-механическими
свойствами.
Сварка оптической керамики
Оптическая керамика представляет собой класс искус-
ственно полученных поликристаллических горячепрессованных
материалов, прозрачных в видимом и инфракрасном участках
спектра. Это однофазовая керамика на основе фторидов щелочно-
земельных металлов, халькогенидов цинка и кадмия, некоторых
окислов. Эти материалы по своим оптическим свойствам соответ-
ствуют монокристаллам, но их термомеханические свойства выше,
чем у монокристаллов. Из них изготовляют линзы, окна, фильтры
и другие детали.
По физическим свойствам эти соединения занимают промежу-
точное место между полупроводниками и диэлектриками. Жестко-
направленный характер ковалентных связей в кристаллической
решетке обусловливает их хрупкость при комнатной температуре.
Способность к пластическому формоизменению оптические кера-
мики приобретают при нагреве до температур 700—900° С. Выше
порога хрупкости они деформируются по механизму ползучести
с довольно высокой скоростью, что приводит к быстрому форми-
рованию фактического контакта и интенсивной активации поверх-
ности керамики при диффузионной сварке с металлами.
Наиболее подробно изучена свариваемость с металлами оптиче-
ской керамики на основе сульфида цинка. Полученные закономер-
ности в определенной степени применимы и к сварке других опти-
ческих керамик. Отличительная особенность технологии сварки —
необходимость проведения процесса не в вакууме, а в инертной
газовой среде, так как в вакууме при температурах сварки между
металлом и оптической керамикой протекают реакции с образо-
255
ванием газообразных продуктов, приводящих к вытравливанию
обоих материалов.
Вакуумно-плотные соединения сульфида цинка с медью и
сплавом Н29К18 получены при сварке в аргоне на режиме Т =
= 850° С; р = 0,8-s-l кгс/мм2; t = 40 мин. Выбор указанных
металлов для диффузионной сварки обусловлен необходимостью
максимального снижения напряжений, возникающих в соедине-
нии из-за разности коэффициентов температурного расширения
керамики и металла. Относительно низкий уровень напряжений
при сварке со сплавом Н29К18 обеспечивается совпадением
коэффициентов температурного расширения керамики и металла
при температурах ниже точки Кюри сплава. При сварке же
с медью эффективная релаксация напряжений может протекать
путем пластической деформации тонкой медной манжеты (не
более 0,5 мм).
Протекание прямых реакций (окислительно-восстановитель-
ного типа) между сульфидом цинка и металлами, названными
выше, в условиях сварки невозможно, поскольку сродство цинка
к сере при всех температурах остается более высоким. Образова-
ние же сварного соединения происходит за счет растворения
керамики с образованием твердых растворов ее элементов (цинка
и серы) в свариваемом металле. Причем равновесная концентра-
ция твердых растворов при сварке с медью составляет 7%, а при
сварке с коваром — 2% при температуре сварки.
Такая малая концентрация твердого раствора, по-видимому,
недостаточна для формирования переходного слоя, обеспечива-
ющего постепенное изменение физико-химических свойств от
керамики к металлу. Прочность соединений, полученных по выше-
приведенному режиму, составляет 80—90% прочности керамики.
Поэтому для повышения прочности сварного соединения рекомен-
дуется предварительное сульфидирование поверхности металла
перед сваркой.
Эксперименты по сварке с сульфидом цинка предварительно
сульфидированных в многосернистом аммонии образцов меди,
железа и ковара показали, что прочность соединения достигает
прочности керамики. Разрушение соединений происходит по
керамике. Сульфидирование позволяет сократить время прн оди-
наковых температурах примерно в 2 раза.
Согласно исследованиям Р. А. Мусина, технологически и
экономически целесообразно выполнение некоторых конструк-
ций, например оптических окон, с применением горячего прес-
сования порошка, т. е. изготовления оптической керамики с при-
вариванием ее к металлу. В период нагрева люминофорного по-
рошка сульфида цинка со свариваемым металлом на поверхности
последнего образуется сульфидная пленка благодаря наличию
в порошке ZnS некоторого количества свободной серы и серо-
водорода, обусловленных технологией получения указанного
люминофора. Следовательно, при совмещенном процессе спе-
256
циального сульфидирования металла не требуется. Не требуется
также проведения трудоемких операций подготовки керамики
к сварке.
Применение высоких давлений прессования исключает в этом
случае использование для сварки высокопластичной меди. По-
этому металлические элементы для сварки, совмещенной с полу-
чением оптической керамики, изготовляют из сплава Н29К18.
Давление горячего прессования, на порядок превышающее при-
нятое для диффузионной сварки, может привести к заметной
деформации металлического элемента окна. Однако проведение
процесса в пресс-формах создает условия, при которых металл
находится в состоянии, близком к всестороннему сжатию. Поэтому
уменьшение толщины манжеты происходит не более, чем на до-
пустимую величину — 10—15%.
При сборке пресс-формы металлическую деталь — манжету
или обойму укладывают в специальное гнездо, выточенное точно
по ее конфигурации. Затем в пресс-форму засыпают дозированное
количество порошка сульфида цинка. Пресс-форму устанавливают
в вакуумную камеру сварочной установки и производят холодное
прессование под небольшим давлением (200 кгс/см2) для некото-
рого уплотнения порошка, после чего процесс ведут на режиме
горячего прессования керамики ZnS: Т = 850° С; р = 2500 кгс/см2;
t = 20 мин; В = 10~3 мм рт. ст. Для снижения напряжений,
возникающих из-за разности коэффициентов температурного рас-
ширения керамики и сплава Н29К18 охлаждение до 500° С ведут
со скоростью 5—7° С/мин, далее 10—15° С/мин.
Такая технология позволяет получить в одном цикле око-
шечные конструкции торцового и охватывающего типа. Термо-
циклирование (20 термоциклов) без нарушения вакуумной плот-
ности выдержали 100% окон охватывающего типа. Окна тор-
цового типа выдерживали без потери вакуумной плотности 4—
5 термоциклов.
Сварка полупроводниковых материалов
Быстрый рост полупроводникового приборостроения
потребовал создания новой технологии и оборудования для мон-
тажа и сборки элементов приборов методами пайки и сварки.
Полупроводниковые керамические материалы, изготовляемые на
основе ZnO—ТЮ2 и А12О3—SiC—Si, можно использовать в со-
четании с металлами только при условии сохранения исходных
электрофизических и механических характеристик керамики
после получения соединения. Легко восстанавливающиеся ZnO
и SiC исключают возможность сварки этих керамик в восстано-
вительной атмосфере.
Применение диффузионной сварки позволило получить надеж-
ные соединения полупроводниковых материалов с титаном ВТ 1-1
и нихромом Х20Н80. Для сохранения исходных характеристик
17 Н. Ф. Кааакоз 257
керамики температура нагрева ее не должна превышать 800° С.
В этих условиях удовлетворительное развитие стадий диффузион-
ной сварки (формирование фактического контакта, активации
и химическое взаимодействие) можно обеспечить применением
пластичной промежуточной прослойки химически осажденного
никеля.
При соединении керамики на основе ZnO—ТЮ2 с титаном
уже в процессе ее никелирования формируется фактический кон-
такт, а при сварке возникают химические связи. Завершается
образование соединения формированием контакта и химическим
взаимодействием между никелевым покрытием и титаном. Полу-
чение качественных соединений обеспечивает сварка при Т =
= 750° С; р — 1,5 кгс/см2; t = 15 мин; В — 10 4 мм рт. ст.
При сварке керамики на основе А12О3—SiC—Si с нихромом
наличие в ее составе кремния облегчает образование общих свя-
зей в контакте, поэтому процесс можно вести без применения
промежуточных прокладок. Но использование прокладки осаж-
денного никеля позволяет снизить температуру сварки на
100° и процесс можно выполнять по режиму, приведенному
выше.
Сварка полупроводниковых кристаллов кремния с медью
и молибденом весьма затруднена в связи с тем, что соединяемые
материалы имеют существенное различие в физических и химиче-
ских свойствах, их энергия активации поверхностной диффузии
не. одинакова. При пониженных температурах сварки Т =
= (0,2-т-0,4) Тпл этой энергии недостаточно, чтобы образовать
монолитное соединение данных разнородных материалов. Поэтому
для интенсификации диффузионных процессов поверхности дета-
лей никелировали. Затем вжигали никель для увеличения проч-
ности покрытия и снятия внутренних напряжений и подвергали
золочению гальваническим путем. Медную деталь никелировали.
Толщина покрытий на соединяемых деталях 6—8 мкм. Все три
детали из кремния, молибдена и меди сваривали одновременно
в одном приспособлении.
Режимы диффузионной сварки: Т — 150-J-4500 С, р = 0,1-т-
4-3,5 кгс/мм2; t = 104-60 мин.
Понижение температуры сварки с 370° до 150° С, повышение
давления до 3,5 кгс/мм2, времени сварки до 120 мин не позволило
получить диффузионного соединения. Отсюда можно сделать
вывод, что вакуум и удельные усилия такой величины не оказы-
вают существенного влияния на получение диффузионных соеди-
нений данных материалов при температурах 0,ЗТпл, так как
в этом интервале температур мала интенсивность диффузионных
процессов (амплитуда тепловых колебаний атомов незначитель-
ная) для создания монолитного соединения. На поверхности
соединяемых материалов остаются еще слои окислов, прочно
связанные с металлами и препятствующие взаимной диффузии
атомов.
258
Высокое удельное сжимающее усилие приводит к трещинам
в кремнии. При соприкосновении золоченых поверхностей крем-
ния и молибдена имеются микронеровности, которые при сжима-
ющем усилии вызывают развитие трещин в тонкой кремниевой
пластинке. Сжимающее усилие вызывает появление большого
количества дислокаций в кремнии, которые выходят на поверх-
ность и, с одной стороны, увеличивают скорость диффузии, а с дру-
гой — приводят к его пластической деформации с появлением
источников зарождения микротрещин, развивающихся в микро-
трещины.
Для уменьшения влияния микронеровностей и увеличения
равномерности удельного усилия применяли медную и алюминие-
вую прокладки, а также порошок А12О3 или слюду.
Анализ зависимости прочности соединения от длительности
выдержки показал, что прочное соединение никелированной
меди с золоченым (никелированным) молибденом образуется в те-
чение 20 мин, в то время как между золоченым (никелированным)
молибденом и золоченым кремнием — только в течение 60 мин.
Поэтому оптимальным режимом сварки молибдена с медью и
кремнием следует считать Т = 370° С; р — 2 кгс/мм2; t = 60 мин
и В = 10“8 мм рт. ст.
Металлографическое исследование зоны соединения золоченого
молибдена с золоченым кремнием показало, что на границе раз-
дела образуется эвтектика, где преобладает граничная и поверх-
ностная диффузия.
Толщина слоя образующейся эвтектики незначительна за
счет сжимающего усилия, которое вытесняет лишнюю массу
эвтектического сплава из-под кремния, создавая вокруг него
эвтектическую полоску. При диффузионном соединении никели-
рованного молибдена — золоченого кремния природа образова-
ния соединения та же, что и в предыдущем случае. Отсюда можно
сделать вывод, что на качество и прочность диффузионного со-
единения этих материалов золочение существенного влияния
не оказывает. Поэтому исключение этой операции из существу-
ющей технологии уменьшит трудоемкость и сэкономит драго-
ценный материал.
По границе раздела диффузионного соединения никелирован-
ная медь — никелированный молибден непровар не наблюдался.
Непродолжительность сварки объясняется быстротой взаимной
диффузии соприкасающихся никелированных поверхностей. Проч-
ность увеличивается за счет вжигания никеля в молибден.
Узлы полупроводниковых приборов, полученные диффузион-
ной сваркой, выдержали тринадцатикратное термоциклирование.
Для интенсификации диффузионных процессов молибден и
кремний сваривали с применением серебряных покрытий и про-
кладок при Т = 400-е-1100° С; р = 0,5-е-30 кгс/мм2; t — 5<-60 мин.
Покрытие толщиной 6—8 мкм наносили на молибденовые штифты
химическим и гальваническим способом. Серебряные прокладки
17* 259
толщиной 10 и 30 мкм располагали между молибденом и крем-
нием.
Анализ влияния параметров сварки на прочность непосред-
ственного соединения молибдена с кремнием показывает, что
при понижении температуры сварки данных материалов требуется
повышать удельное усилие сжатия по гиперболическому закону.
Ниже температуры 850° С (0,6Тпл) с увеличением давления
до 35 кгс/мм2 и продолжительности сварки до 60 мин диффу-
зионное соединение не образуется. Для соединения молибдена,
гальванически покрытого серебром, с чистым кремнием нижняя
темпергтурная граница понижается до 400° С (я»0,ЗТпл)-
При температуре ниже 400° С с увеличением давления до
20 кгс/мм2 и выдержки до 60 мин диффузионного соединения не
образуется.
Таким образом, удельные усилия сжатия до 35 кгс/мм2 и
продолжительность выдержки до 60 мин (вакуум в сварочной
камере 5-Ю"4 мм рт. ст.) не оказывают существенного влияния
на получение диффузионных соединений чистых и покрытых
серебром материалов при пониженных температурах (соответ-
ственно О.бТпл и О.ЗТпл)- В этом интервале температур мала
амплитуда тепловых колебаний атомов для создания монолитного
соединения, на поверхностях соединяемых материалов остаются
еще слой окислов, прочно связанные с металлами и препятству-
ющие взаимной диффузии атомов.
Применение серебряного покрытия на молибдене интенсифи-
цирует диффузионные процессы на соединяемых поверхностях
деталей, что позволяет понизить температуру сварки в 2 раза,
а удельные усилия сжатия — в 3 раза. Применение пластичного
слоя между молибденом и кремнием в виде серебра толщиной
6—8 мкм исключает возможность появления трещин.
Нанесение серебряного покрытия толщиной до 8 мкм либо на
молибден, либо на кремний существенной разницы не имеет.
Нанесение серебра на соединяемые материалы химическим или
гальваническим путем также не влияет на параметры сварки.
В случае покрытия серебром одновременно молибдена и кремния
удельное усилие существенной роли не играет при понижении
температуры с 830° до 500° С, так как соединение проходит за
счет взаимной диффузии серебра. Применение серебряной фольги
толщиной 10 мкм требует более интенсивного увеличения удель-
ного усилия сжатия при понижении температуры сварки.
При нагреве соединяемых материалов выше температуры
830° С образуется эвтектика между серебром и кремнием, в ре-
зультате чего полупроводниковые кристаллы проплавляются на
значительную глубину и создается угроза нарушения р—п пере-
хода. Термическая активация при температуре 400“ С (0,ЗТпл)
даже быстродиффундирующих атомов серебра недостаточна, чтобы
преодолеть потенциальный барьер между узлами кристалличе-
260
ской решетки и образовать монолитное соединение. С понижением
температурь! сварки необходимо увеличивать продолжительность
сварки по аналогичному гиперболическому закону.
В процессе механических испытаний на отрыв прочное
диффузионное соединение разрушалось по кремнию. При-
менение серебряного покрытия и фольги увеличивает проч-
ность соединения по сравнению с чистым молибденом и крем-
нием.
Макеты дисков, полученные по оптимальным режимам диффу-
зионной сварки, выдержали пятикратное термоциклирование:
из камеры с температурой +300° С сваренные детали переносили
в другую камеру с температурой —196° С, выдержка 20 мин.
Это свидетельствует о прочном соединении элементов полупровод-
никовых приборов.
Металлографический анализ зон соединения чистых кристал-
лов кремния и молибдена (см. рис. П-39) показал, что переходная
зона состоит из силицидов молибдена (предположительно MoSi),
твердых растворов кремния в молибдене и силицидах. Эта зона
имеет микротвердость в 1,5—1,6 раза выше, чем микротвердость
чистого молибдена.
При температуре сварки свыше 830° С кремний с посеребрен-
ным молибденом и посеребренный кремний с молибденом обра-
зуют на контактирующих поверхностях эвтектический слой,
толщина которого незначительна, потому что сжимающее усилие,
прикладываемое во время сварки, вытесняет лишнюю эвтектику
из-под торцов, создавая на боковых поверхностях молибдена
эвтектическую полоску.
Микроструктура зоны соединения кремния с молибденом,
покрытым серебром (см. рис. П-40), показывает, что в зоне нет
силицидов. Серебро плохо растворяется в твердом кремнии,
поэтому микротвердость переходной зоны увеличивается незна-
чительно (на 10—20%) по сравнению с микротвердостью исход-
ного молибдена.
С помощью диффузионной сварки были собраны элементы
полупроводниковых диодов, которые прошли стендовые испыта-
ния и показали надежную работоспособность.
Свойства сварных соединений разнородных материалов опре-
деляются свойствами и размерами диффузионной зоны. Анализ
диаграмм состояния показывает, что большинство металлов с крем-
нием образуют интерметаллические соединения. Бинарные си-
стемы кремния с рядом элементов (Al, Ag, Au, Zn, Sn, Cd и др.)
образуют соединения эвтектического типа с ограниченной взаим-
ной растворимостью. Представителем первой группы был выбран
вольфрам, имеющий с кремнием близкие значения коэффициен-
тов температурного расширения, а представителем второй —•
алюминий.
Перед сваркой пластины монокристаллического кремния тол-
щиной 0,4—0,8 мм подвергали шлифованию с последующим хи-
677 261
мическим полированием и обработкой по контуру до диаметра 25 ,
и 30 мм.
Вольфрамовые диски диаметром 25 и 30 мм и толщиной 1,7 мм
шлифовали с соблюдением строгой параллельности плоскостей
и травили в смеси концентрированных кислот. Алюминий марки
А999 использовали в виде фольги толщиной 0,1 мм.
Получение сварного соединения монокристаллического крем-
ния с вольфрамом обеспечивалось сваркой при Т = 1100-4-1150° С;
р = 1,7 кгс/мм2; t = 30 мин и В = 10-3 мм рт. ст.
По результатам металлографического, микрорентгеноспек-
трального и рентгеноструктурного анализов установлена природа
диффузионной зоны сварного соединения. Образующийся между
соединяемыми материалами промежуточный слой (см. рис. П-41)
имеет постоянную по всему сечению концентрацию элементов,
соответствующую интерметаллическому соединению. Силицид
вольфрама обладает высоким удельным электросопротивлением.
Это приводит к некоторому снижению прочности сварного соеди-
нения — до 80—90% прочности при срезе монокристаллов крем-
ния, наименее прочного из соединяемых материалов.
Процесс сварки вольфрама с кремнием сопровождается появ-
лением и перемещением в монокристалле кремния дислокаций
и снижением вследствие этого электрических характеристик при-
боров. Это связано с пластической деформацией кремния в про-
цессе сварки и образованием интерметаллидов.
Соединение без интерметаллидов в зоне сварки при темпера-
туре 500° С получают, используя в качестве промежуточного
материала алюминий. Металлографические исследования пока-
зали наличие раздела в сварном соединении кремния с алюминием.
Измерение микротвердости не позволило обнаружить каких-либо
изменений вблизи границы раздела, вызванных диффузионным
перемещением атомов. Сварное соединение монокристаллического
кремния с вольфрамом через алюминий получают при Т — 500° С;
р = 2,3 кгс/мм2; t = 60 мин; В = 10~3 мм рт. ст. Глубина объем-
ного взаимодействия алюминия с кремнием не превышает 1,2 мкм.
Сварка ферритов
Ферриты широко применяют в электронной технике
в качестве магнитопроводов трансформаторов, сердечников элек-
тромагнитов и т. п. В последнее время разработаны ферриты
сверхвысокочастотного диапазона со структурой «гранат», су-
щественно повышающие к. п. д. и уменьшающие габаритные
размеры приборов. В связи с этим появилась задача соединения
ферритов с металлическими деталями внутренней арматуры при-
боров способом, обеспечивающим хороший теплоотвод, высокую
устойчивость к термическим и динамическим нагрузкам и позво-
ляющим прогревать соединения до температур порядка 600—
262
Рис. 130. Зависимость прочности
соединения от режима сварки
650° С. Применение пайки
и склеивания не обеспечи-
вает удовлетворения этих
требований.
Подбор оптимальных
режимов сварки с метал-
лами затруднен из-за мно-
гокомпонентное™ и широ-
кого разнообразия хими-
ческого состава ферритов,
различных марок. Ферри-
ты-гранаты относятся к
классу магнитных керами-
ческих материалов.
Ионный характер свя-
зей в кристаллической ре-
шетке обусловливает их
хрупкость при комнатной ' в is 22 t,"un
и высоких температурах. Иттрий-гадолиниевые ферриты-гранаты
обладают низкими прочностными свойствами, которые при высо-
ких температурах значительно ухудшаются.
Одно из основных требований, предъявляемых к технологии
изготовления ферритно-металлических узлов, — устойчивость на
заданном уровне магнитных характеристик ферритов. Исследова-
ния влияния термообработки в вакууме при высоких температурах
.на магнитные характеристики ферритов показали, что данный
вид термообработки не вызывает изменений основных магнитных
свойств ферритов-гранатов. Однако в процессе получения сварных
соединений ферритов с металлом изменение магнитных харак-
теристик ферритового элемента может произойти за счет образо-
вания в переходной зоне качественно новых продуктов взаимо-
действия. При этом существенное значение будет иметь химиче-
ский состав и величина переходной зоны.
Диффузионную сварку иттрий-гадолиниевых ферритов-грана-
тов марок ЗОСч-6 и 40Сч-4 с медью МБ выполняют через медную
прокладку толщиной 0,6 мм (рис. 130). Предварительно ферри-
товые образцы обрабатывали кипячением в дистиллированной
воде в течение 3 ч и последующим обжигом на воздухе при тем-
пературе 600° С в течение 15 мин; медные прокладки обезжири-
вали и протравливали.
Магнитные характеристики исследуемых ферритов в процессе
соединения их с медью сохранились. Согласно микроструктурным
исследованиям зона взаимодействия соединяемых материалов
263
невелика. Поэтому судить о характере взаимодействия по данным
исследований не представляется возможным. Оптическая и элек-
тронная фрактографии (см. рис. П-42) поверхности феррита
и меди (после разрушения сварного узла по плоскости соединения)
свидетельствуют о дискретности взаимодействия соединяемых
материалов с преимущественным направлением взаимодействия
по границам зерен феррита. Микрорентгеноспектральным анали-
зом зоны сварного соединения, полученного при оптимальном
режиме сварки, установлено проникновение меди в феррит на
глубину 5—7 мкм. Рентгеноструктурный анализ зоны соединения
не обнаруживал изменения параметра кристаллической решетки
феррита и качественно новых продуктов взаимодействия соеди-
няемых материалов.
Наряду с высокими ферромагнитными свойствами ферриты
обладают высокой твердостью. Однако вследствие хрупкости
ферритов повышенную износостойкость магнитной головки и
высокую стабильность параметров рабочего зазора ее в процессе
эксплуатации можно обеспечить, только получив прочное физико-
химическое соединение феррита с немагнитным материалом,
заполняющим рабочий зазор. Твердость и коэффициент темпера-
турного расширения такого материала должны быть близки
к соответствующим характеристикам феррита.
Достаточно хорошо удовлетворяет указанным требованиям
и широко применяется для этой цели стекло.
Технологический процесс формирования рабочего зазора не
должен вызывать больших изменений физико-механических и
электромагнитных свойств ферритов. Если, например, темпера-
тура процесса соединения превышает 800° С, то возможно изме-
нение химического состава поверхностных областей феррита и
развитие рекристаллизационных процессов. Особенно это отно-
сится к ферритам марганец-цинковой системы.
Одним из наиболее приемлемых путей решения этой задачи
является применение диффузионной сварки в вакууме. Для сварки
использовали высокоплотные никель-цинковые и марганец-цинко-
вые ферриты. Эти ферриты изготовлены по керамической техно-
логии, т. е. прессованием смеси порошков в холодном состоянии
с последующим обжигом. Кроме того, использовали горяче-
прессованные ферриты, физико-механические характеристики ко-
торых значительно превосходят характеристики первых.
В качестве немагнитных прокладок для формирования рабо-
чего зазора магнитных головок применяли пленки алюмомагне-
зиального стекла, фольгу константана и бериллиевой бронзы.
Хотя диффузионные соединения ферритов с металлами имеют
достаточную прочность, ферритовые магнитные головки с метал-
лическим заполнением рабочего зазора, полученные диффузион-
ной сваркой, не обладают достаточной износостойкостью.
Лучшие результаты получены в экспериментах с алюмомагне-
зиальным стеклом, хорошо согласованным с ферритом по микро-
264
твердости и коэффициентам температурного расширения. Пленку
стекла использовали толщиной 1—10 мкм. Перед сваркой сопря-
гаемые поверхности полусердечников обрабатывали до 12—14-го
классов шероховатости.
Все сопрягаемые элементы перед сваркой тщательно обезжи-
ривали в четыреххлористом углероде и спирте. Сопряженные
сердечники со вставленной между ними стеклянной пленкой по-
мещали в вакуумную камеру диффузионной сварочной установки.
Соединяемые элементы предварительно сжимали, затем из камеры
откачивали воздух. Нагрев с заданной скоростью осуществляли
радиационным способом. По достижении заданной температуры
изделия изотермически выдерживали и охлаждали с заданной
скоростью до температуры 50° С, после чего сердечник выгружали.
Во избежание термических напряжений и образования трещин
скорость нагрева составляла не более 40° С/мин, а скорость
охлаждения — 10° С/мин. Этот режим обусловлен низкой тепло-
проводностью феррита.
С .целью определения оптимальных режимов процесса пара-
метры диффузионной сварки варьировали в следующих пределах:
температура изотермической выдержки 550-*-750° С; давление
10—50 кгс/см2; время изотермической выдержки 15—90 мин;
вакуум 10“2н-5-10“3 мм рт. ст.; скорость нагрева 10—40° С/мин;
скорость охлаждения 2—10° С/мин. При выборе основных пара-
метров диффузионной сварки в вакууме преследовали две основ-
ные цели: 1) обеспечение прочного ненапряженного соединения
феррита со стеклом; 2) сохранение электромагнитных свойств
ферритов.
Так, например, давление прижатия феррита к стеклу выбирали
в диапазоне 1—5 кгс/мм2. При таком давлении феррит испытывает
упругую деформацию, тогда как стекло в указанном интервале
.температур сварки находится в вязкоэластичном состоянии и,
пластически деформируясь, обеспечивает контакт по всей сопря-
гаемой поверхности. Интегрирование дифференциального урав-
нения движения вязкой жидкости между двумя сжимаемыми
горизонтальными плоскопараллельными пластинами и анализ
полученного выражения позволяют утверждать, что в зоне ука-
занных температур в процессе сварки геометрия и размеры стек-
лянной прокладки практически не изменяются. Это хорошо
подтверждается экспериментом.
При диффузионной сварке горячепрессованного феррита по-
лучается бездефектное соединение, более прочное и стойкое
к истиранию, чем аналогичное соединение высокоплотного фер-
рита. Это объясняется тем, что упругие и прочностные харак-
теристики у горячепрессованных ферритов вследствие большой
плотности и более высокой прочности межзеренного сцепления
гораздо выше, чем у высокоплотных ферритов. При одинаковой
пористости прочность горячепрессованного феррита почти в 3 раза
выше прочности высокоплотного феррита.
265
Поры служат очагами разрушения феррита. В частности, если
такие поры попадают в область соединения феррита со стеклом,
то они способствуют быстрому разрушению кромок рабочего
зазора. В отличие от высокоплотных ферритов, пористость кото-
рых находится на уровне 1—3%, горячепрессованные ферриты
удается получить с пористостью менее 0,1%.
Параметры оптимального режима диффузионной сварки в ва-
кууме практически не влияют на электромагнитные свойства
ферритов (например, на магнитную проницаемость, измеренную
на частотах 200 кГц). При температурах сварки, превышающих
700° С, наблюдалось снижение магнитной проницаемости на 10—
20%. В ходе экспериментов изготовлены макеты магнитных го-
ловок.
Сварка графита
Графитовые детали, узлы, изделия входят в состав
металлических конструкций, применяются в композиции с самыми
различными металлами. Графит как проводниковый материал
находит широкое применение при создании токоподводящих
устройств различных машин и установок. Химическая промыш-
ленность — довольно крупный потребитель графитизированных
анодов, применяемых главным образом при электролизе поварен-
ной соли. В химической промышленности в последние годы воз-
никла необходимость соединения графита с титаном.
Природа сварного соединения графит—металл при сварке
плавлением и пайке такова, что металл, проникающий в поры
и капиллярные каналы графита, создает металллический каркас
шва. Начало ветвей такого каркаса надежно сварено с металли-
ческой частью контакта, а концы ветвей (усов), проникая в графит
на значительную величину, кроме химических связей с углеродом,
образуют чисто механическую связь. Графитовая часть контакта
оказывается армированной металлом. Поэтому большое влияние
на прочность сварного соединения оказывает величина и характер
распределения пор в графите.
При сварке плавлением и пайке необходимо учитывать такие
вопросы, как смачиваемость графита жидким металлом, возмож-
ность его проникновения в поры и капиллярные каналы графита,
соотношение коэффициентов температурного расширения. Все
это сильно затрудняет или делает невозможным соединение плот-
ного антифрикционного графита с металлами, которые плохо
смачивают его и проникают в поры на значительную глубину.
В этих случаях весьма целесообразно применение диффузион-
ной сварки, при которой отсутствует жидкая фаза. Методом диф-
фузионной сварки можно получить надежное соединение графита
различной пористости с низкоуглеродистыми, легированными,
коррозионно-стойкими сталями, тугоплавкими металлами и их
сплавами.
266
Рис. 131. Разрушенные соединения
титана с графитом
При исследовании сварки
графита с титаном применяли
титан ВТ-1 и графит с пори-
стостью до 80 %.
Сварка графита с тита-
ном (в порядке титан — гра-
фит—титан) проведена тремя
методами: 1) с никелевой
прослойкой толщиной 10—
30 мкм, нанесенной на гра-
фит гальваническим путем;
2) с никелевой фольгой тол-
щиной 10 мкм; 3) графит с ти-
таном непосредственно.
С никелевой прослойкой, нанесенной на графит электро-
химическим методом, сваривали образцы: графит диамет-
ром 30 мм, длиной 30 мм; титан диаметром 30 мм, длиной
30 мм.
Для получения равнопрочного соединения графита с титаном
необходима степень разрежения 10“3 мм рт. ст. и давление не
выше 0,5 кгс/мм2. При этом давлении наблюдалась деформация
со стороны титана. Для ее устранения давление снижено до
0,3 кгс/мм2.
С никелевой фольгой сваривали образцы: графит диаметром
15 мм, длиной 5 мм; титан диаметром 18 мм, длиной 2 мм. Опти-
мальные параметры режима сварки для получения равнопроч-
ного соединения графита с титаном Т = 850° С; р = 0,1 кгс/мм2;
t = 35 мин; В = 10 :t мм рт. ст.
При сварке графита непосредственно с титаном использовали
образцы размерами: графит 50X50X10 мм, титан 80x50x2 мм.
Оптимальные режимы сварки: Т = 1100° С; р = 0,7 кгс/мм2;
t = 45 Мин; В = 10~3 мм рт. ст. Наличие органического свя-
зующего материала в графите затрудняло процесс сварки, поэтому
для его растворения образцы перед сваркой помещали в раствор
четыреххлористого углерода.
Разрушение сварных образцов при механических испытаниях
происходило по графиту (рис. 131). Металлографические исследо-
вания показали полное соединение обоих материалов в зоне кон-
такта (см. рис. П-43, а).
Внедрение сварных контактных соединений титанового токо-
подвода с графитом, стойких к воздействию среды, позволило
увеличить рабочую высоту анода на 20% по сравнению с суще-
ствующей.
267
В предварительных экспериментах по подбору режимов диф-
фузионной сварки графита со сталями СтЗ'и 20Х13 (см. рис. П-43, б)
установлено, что время сварки (при Т = 1000° С; р = 1 кгс/мм2;
В = 10-4мм рт. ст.) практически мало зависит от состояния по-
верхности металла, т. е. был ли металл предварительно очищен
от окисной пленки или не подвергался никакой обработке.
Тщательный анализ известных механизмов удаления окислов
при нагреве металла в вакууме и серия экспериментов показали,
что испарение и диссоциация окислов железа в условиях высо-
ких температур и степени разрежения, обычно применяемых при
диффузионной сварке, — процессы малозначительные или не
имеют места. Однако положение может измениться, если металл
нагревать в присутствии графита. В этих условиях возможны
процессы диссоциации окислов, поскольку углерод связывает
кислород в СО (СО2), в результате чего парциальное давление
кислорода становится намного ниже равновесного. Возможно,
что данные процессы имеют место только на начальной стадии
сварки графита со сталями, иначе протекание их сопровожда-
лось бы увеличением толщины твердых продуктов на графите,
чего не наблюдалось.
Скорость процесса восстановления зависит от многих факто-
ров. Кроме внешних условий (температуры, давления, характера
восстановления), на скорость реакции оказывают влияние и
физико-химические свойства самого восстанавливаемого веще-
ства, его минералогический состав, структура, состояние поверх-
ности и т. д. Учесть одновременно все эти факторы и дать единое
математическое выражение скорости пока не удалось.
Анализируя данные, полученные при исследовании, можно
сделать вывод: удаление окислов при диффузионной сварке
металлов с графитом происходит за короткое время (секунды)
в широком интервале температур (800—1000° С), давлений (0,1—
2 кгс/мм2), степени разрежения (10-1—5-10“Б мм рт. ст.)?и, сле-
довательно, не лимитирует процесса получения равнопрочного
соединения. Поэтому нет необходимости в предварительном уда-
лении окислов с поверхности металла перед сваркой, скорость
образования равнопрочного соединения не должна существенно
зависеть от степени разрежения.
14
Диффузионная металлургия
Порошковая металлургия позволяет получить такое
сочетание служебных свойств материалов, которое нельзя полу-
чить в одном отдельно взятом металле или сплаве; например,
высокую прочность с коррозионной стойкостью, ударную вязкость
с износостойкостью и т. п. Применение биметаллических листов,
многослойной ленты, тормозных устройств, электрических кон-
тактов и т. п. дает значительную экономию в народном хозяйстве
меди, никеля, золота, платины, вольфрама, кобальта и других
дефицитных металлов и сплавов.
Однако получить прочное соединение разнородных металлов,
сплавов и неметаллов, монолитное по всей плоскости соприкосно-
вения, по существующей технологии не представляется возмож-
ным. При сварке, прокатке или спекании на поверхности соеди-
няемых частей детали возникают окисные или адсорбированные
пленки, препятствующие соединению.
При диффузионной сварке в вакууме в процессе нагрева ма-
териала происходит обезгаживание материалов и возгонка или
диффузия внутрь металлов окисных и адсорбированных пленок
с образованием ювенильных поверхностей. В связи с понижением
внешнего давления в вакуумной камере система стремится к равно-
весному состоянию и из металла выделяется газ. В первую оче-
редь газ выделяется из наружных слоев металла, а возникающий
при этом процесс диффузии вызывает перемещение газа от вну-
тренних слоев металла к внешним.
Степень разрежения в рабочей камере 101—10“? мм рт. ст.,
нагрев до температуры 0,6—0,87пл и давление до 3 кгс/мм2 вполне
обеспечивают получение монолитного соединения любых одно-
родных и разнородных металлов и сплавов, в том числе соедине-
ния металлов с неметаллами, например с керамикой, стеклом,
графитом т. п.
Выполненные в ПНИЛДСВ совместно с рядом организаций
исследования позволили внедрить в производство технологиче-
ские процессы получения новых многослойных комбинированных
материалов, обладающих рядом важных специальных свойств.
269
Рис. 132. Контакты, изго-
товленные из драгоценных
металлов
Рис. 133. Металлокерамиче-
ские узлы приборов:
1—триметалл (медь МБ—сталь
12X17—медь МБ); 2 — кера-
мика 22ХС
Например, внедрены в производство технология изготовления би-
металлических контактов, диффузионное соединение заготовок
из бронзы с золотом, платинородиевым сплавом и другими драго-
ценными металлами (всего 25 сочетаний). Соединение заготовок
производится в вакуумной камере, а последующая прокатка —
на воздухе. Это позволяет экономить 50—70% драгоценных
металлов (рис. 132). Освоена технология получения биметаллов,
триметаллов, тетраметаллов и пятислойных материалов, необ-
ходимых для создания принципиально новых высококачественных
электронных приборов (рис. 133—135). Разработана, освоена
и внедрена в производство технология диффузионного соединения
металлов и сплавов между собой и с керамикой из окиси бериллия.
В результате созданы новые и сложные конструкции из много-
слойных (до 27 слоев) материалов.
Диффузионная сварка металлических порошков с низкоугле-
родистой сталью для получения рельефного металлокерамического
270
Рис. 134. Узлы и детали приборов, в которых использованы много-
слойные материалы:
1 — медь МБ 4* сталь 12Х18Н10Т; 2 — сталь 12Х18Н10Т 4* медь МБ 4*
4* сталь 12Х18Н10Т; 3—5 — медь МБ 4* сталь 12X17 4* медь МБ
рисунка позволяет совмещать процессы прессования и спекания
порошков, формирования рельефа и приваривания металлокера-
мики.
На начальной стадии происходит припекание порошков к ком-
пактному материалу, сопровождающееся увеличением площади
контакта отдельной частицы и компактного материала (рис. 136, а),
уменьшением расстояния от центра частицы до границы с компакт-
ным материалом. При нагреве системы компактный материал —
порошок до температуры 0,3—Q,8Tnj, начинается интенсивная
миграция атомов и образование мостиков. Одновременно проис-
ходит рекристаллизация, улучшается металлический контакт
в результате сближения частиц с компактным металлом под дей-
ствием сил поверхностного натяжения. Наблюдается интенсивная
усадка. Эта стадия диффузионной сварки скоротечна и лимити-
руется временем повышения температуры нагрева до оптимальной.
Далее начинается пластическое смятие неровностей на контакти-
рующих плоскостях, вследствие чего формируется истинная
площадь контакта (вторая стадия). При этом прочность контакта
возрастает по мере возрастания- его площади (рис. 136, б). По-
верхность непосредственного контакта в соединении на этой стадии
превращается в границу между зернами, представляющую собой
в основном прямую линию (плоскость) с пустотами или порами,
образовавшимися в местах, где контакт отсутствовал.
На третьей (заключительной) стадии процесса диффузионной
сварки (рис. 136, в, г) на границе контакта порошка с компакт-
ным металлом в основном имеются лишь замкнутые изолированные
271
Рис. 135. Металлокерамический узел вывода энергии:
J — медь МБ; 2 и 4—триметалл: медь МБ + сталь Х18ТФМ + медь МБ;
3 — керамика
поры. Свариваемость порошковых материалов с компактными
и зависимости влияния отдельных технологических параметров
сварки на механические свойства сварных соединений исследовали
на материалах: сталь 15 + ПНЭ (порошок никеля), сталь 15 +
+ РЮ (железный порошок), сталь 15 + ПС1 (серебряный по-
рошок), сталь 15 + ПЖ2М2 (железный порошок), сталь 15 +
+ МН19 (смесь порошков 80% Си; 20% Ni)- Пару сталь
15 + ПС1 сваривали через прослойку МНЮ.
С увеличением длительности сварки предел прочности свар-
ного соединения возрастает до определенного предела для всех
указанных сочетаний, причем в интервале длительности 2—8 мин
разрушение сварных соединений происходит по зоне сварки,
и лишь на восьмой минуте сварные соединения разрушаются
по зоне сварки с частичными вырывами спеченного материала;
при дальнейшем увеличении длительности разрушение происходит
по металлокерамике. Это свидетельствует о том, что в интервале
2—8 мин прочность контакта со временем быстро возрастает
по мере возрастания площади контакта, что соответствует второй
стадии сварки согласно принятой схеме.
В интервале 8—12 мин прочность сварного соединения дости-
гает максимального значения и составляет 49,2 кгс/мм2 для пары
сталь 15+ ПНЭ; 25,1 кгс/мм2 —для пары сталь 15 + ПЭ2М2;
51,4 кгс/мм2—для пары сталь 15 + РЮ; 47,1 кгс/мм2—для
пары сталь 15 + МНЮ; 26,3 кгс/мм2 — для пары сталь 15 + ПС1.
В этом интервале времени активно протекает процесс диффузион-
ного растворения пор, расположенных в зоне стыка.
На режимах, приведенных в табл. 6, сварены партии деталей
ружей. Предварительно детали подвергли электроискровой об-
работке и обезжириванию в четыреххлористом углероде.
272
Рис. 136. Стадии формирования соединения
Получение проката из металлокерамики сводится к двум
основным операциям: получению заготовок и деформации (про-
катки заготовок). Известен целый ряд технологических вариан-
тов формирования изделий: прессование в открытых и закрытых
пресс-формах, гидростатическое прессование, прессование взры-
вом, прокатка порошков и др. В каждом отдельном случае выбор-
метода формообразования определяется свойствами материала,
циклом последующих технологических операций и требованиями-
к будущему изделию. Однако получение крупной заготовки с до-
статочно высокой плотностью и необходимым для прокатки соот-
ношением размеров путем холодного прессования в стальных
пресс-формах или гидростатическим прессованием трудно выпол-
нимо по причине высоких усилий в первом и ограниченности:
объемов камеры во втором случае.
Таблица 6
Сочетание материалов Режим сварки *
7, °C Р, кгс/мм2
Сталь 15 -|- ПНЭ 960 0,9—1
Сталь 15 + ПЖ2М2 1000 1 1.1
Сталь 15 -j- МН 19 , 950 0,9—1
Сталь 15 + ПС1 через прослойку МН 19 400—500 1
* t = 10 мин; В = 10~3 мм рт. ст.
18 н. ф. Казаков
273.
Все большее применение находит в промышленности способ
прокатки порошков как вариант бесслиткового производства
листов и лент, обеспечивающий непрерывный процесс получения
пористой ленты.
Однако этот способ приемлем для получения только тонких
листов толщиной не более 6—9 мм.
В настоящее время прокатку порошков используют в сочета-
нии со спеканием пакета (набора) пористых лент под давлением,
обеспечивая не только увеличение прочности металла, но и сва-
ривание между собой отдельных пластин. Это дает возможность
получать плоские заготовки под деформацию практически любой
толщины.
Исследования проводили на порошках чистого железа, никеля,
упрочненного окисью алюминия, и других материалах.
После прокатки порошков получали ленту толщиной 0,1 —
0,7 мм и шириной 100 мм. Ленту разрезали на карточки длиной
200 мм и составляли пакеты требуемой высоты. Пакеты уклады-
вали в стопу, разделяя их между собой пластинами слюды для
предотвращения приваривания их друг к другу. Стопу пакетов
общей высотой до 15 мм подвергали спеканию и одновременно
диффузионной сварке на установке СДВУ-30. Установка позво-
ляет обеспечить общее давление до 60 тс, вакуум 10 4 мм рт. ст.,
нагрев токами высокой частоты. Для равномерного прогрева
составляющих пакетов с обеих сторон стопы располагали также
нагреваемые графитовые пластины толщиной 30 мм. Спекание
и диффузионную сварку проводили при Т = 1000-^ 1200° С;
р = 1,25 кгс/мм2.
При спекании карбонильного никеля с 2,5% А1 при Т =
= 1200° С; р = 1,25 кгс/мм2; t = 10 мин усадка пакетов по
высоте достигала 30% и более, относительная плотность спечен-
ных пакетов — до 65—70%. При более низких значениях давле-
ния требуется увеличение длительности процесса. Так, при
р = 0,3 кгс/мм2 и Т = 1000° С для достижения того же уровня
плотности (—70%) продолжительность спекания должна быть
увеличена до t = 60^-80 мин. Уширения пакетов в результате
сварки-спекания не наблюдали. Металлографические исследова-
ния изломов показали, что в пакетах, спеченных при указанных
режимах, расслой и даже границы раздела отдельных пластин,
как правило, отсутствовали.
Спеченные пакеты толщиной —10 мм, состоящие из никеля
с 2,5% А12О3, вначале подвергали горячей прокатке при тем-
пературе 1100° С. Прокатку проводили в три-пять проходов
с суммарной степенью деформации около 60%, затем до заданной
толщины прокатывали при комнатной температуре.
Описанная технология получения металлической заготовки
с использованием установок диффузионной сварки представляет
интерес для получения слоистых порошковых материалов. В этом
случае пакет может быть составлен из пластин, отличающихся
274
друг от друга составом, толщиной и конфигурацией (например,
чередованием пластин и сеток). Составляющие пакета могут быть
использованы как в пористом, так и в компактном состоянии.
Изготовление термобиметаллов с заданными физико-механи-
ческими свойствами имеет важное народнохозяйственное значение.
Термобиметаллы широко используют в приборостроении для
изготовления реле времени, терморегуляторов, автоматических
предохранителей, выключателей с тепловой защитой и т. п.
Основная проблема при производстве термобиметаллов — по-
лучение прочной связи составляющих, так как физико-механиче-
ские свойства термобиметаллбв находятся в прямой зависимости
от прочного схватывания составляющих пакетов, характера зоны
соединения и т. д.
Существующие промышленные способы изготовления массив-
ных пакетов термобиметаллов имеют ряд недостатков — процесс
их получения трудоемок, почти не автоматизирован, появляется
значительный расслой, составляющие в зоне соединения смеши-
ваются, границы размываются, что отрицательно влияет на ста-
бильность физических свойств термобиметалла.
В этой связи развитие диффузионной металлургии как одного
из направлений диффузионной сварки в вакууме представляет
особый интерес. В ПНИЛДСВ отработаны оптимальные режимы
сварки термобиметаллов некоторых марок (ТБ2013, ТБ1613):
Т = 850° С; р = 2 кгс/мм2; t = 10 мин; В = 5-10“4 мм рт. ст.
Прочностные свойства сварных термобиметаллов: on = 32,5-4-
4-34,5 кгс/мм2, 6 = 20-4-22,5%; ф = 31,4%. Последующая про-
катка заготовок, сваренных диффузионной сваркой, показала
хорошую механическую прочность полученных соединений. Сва-
ренные пакеты выдержали прокатку без расслоений.
Диффузионную металлургию использовали для формирования
механической слоистой композиции на основе фольги из никеля
толщиной 0,05 мм и покрытого графитом волокна вольфрама диа-
метром 0,3 и 0,05 мм. После сварки соединение подвергали про-
катке.
Предварительную подготовку материалов проводили по трем
вариантам: по первому — химическая обработка в кипящем вод-
ном растворе NaOH, по второму — обезжирование в спирте, по
третьему — без какой-либо предварительной подготовки. Укладка
сетки заключалась в последовательном чередовании нужного
числа слоев сетки и фольги. После укладки фольги и сетки или
волокна пакет зачехляли для предохранения его от окисления
и повреждений.
Верхний предел температуры процесса и длительность выби-
рали таким образом, чтобы волокно .не рекристаллизовалось.
Давление выбирали выше предела текучести материала при тем-
пературе технологического процесса. Степень разрежения в ка-
мере 10~3 мм рт. ст. — достаточная для предохранения от окисле-
ния. Удаление окислов с соединяемых поверхностей происходило
18* 275
в течение 10 мин перед приложением давления при температуре
процесса, для исследованных режимов влияние окислов не ска-
зывалось.
После сварки в вакууме пакеты прокатывали, нагревая в му-
фельной печи до температуры 1150° С. Степень деформации за
проход и суммарную деформацию выбирали на основании пред-
варительных экспериментов. Оптимальным считали режим, при
котором композиция не расслаивалась при механической обра-
ботке, а волокно вольфрама не изменяло своего состояния и свой-
ства. Механические свойства определялись на плоских образ-
цах. Испытание на растяжение при повышенных температурах
проведено в вакууме при комнатной температуре.
Оптимальный режим формирования композиции выбирали по
данным микроскопических исследований и результатам механи-
ческих испытаний. Так, для композиции с объемным содержанием
армировки (сетки) 24% оптимальным оказался следующий режим:
Т — 1150° С; р = 4,2 кгс/мм2; t = 25 мин; В — 10~3 мм рт. ст.;
прокатка с обжатием за проход 5%; суммарное обжатие 30%;
нагрев между проходами до 1150° С в течение 5—6 мин.
15
Контроль качества
сварных соединений
Контроль качества сварного соединения имеет важное
значение и может быть обеспечен только путем организации
контроля качества на всех стадиях процесса диффузионной сварки,
трудность выполнения которой связана со сложностью сварных
конструкций — резким различием геометрических размеров и
т. п., несоответствием тепло- и электропроводности, модулей
упругости, химического состава деталей; строгой взаимосвязью
параметров сварки, спецификой подготовки свариваемых поверх-
ностей, применением промежуточных прокладок и т. п.
Процесс не может быть прерван для контроля качества сварки,
вследствие чего обнаруженный брак, как правило, оказывается
неисправимым. Основные дефекты в сварных соединениях —
непровары, трещины, деформации. Анализ выполненных работ
по контролю сварных соединений диффузионной сварки в вакууме
позволил установить зависимость дефектов от причин их возник-
новения (табл. 7).
Дефекты в сварном соединении могут возникнуть в результате
влияния одной, любой из перечисленных для данного дефекта
причин или их совокупности.
Одни и те же причины могут привести к появлению различных
дефектов, поэтому в сварном соединении могут встретиться сразу
несколько дефектов, что, естественно, значительно ухудшает
качество изделия. В связи с тем, что непровары и слипание вы-
зываются воздействием наибольшего количества причин, причем
некоторые из них иногда бывает трудно сразу обнаружить (на-
пример, загрязнение свариваемых поверхностей из-за заброса
масла в сварочную камеру), эти дефекты чаще всего образуются
в сварном соединении.
Анализ причин, приведших к возникновению дефектов в свар-
ном соединении, позволяет отнести ту или иную причину в за-
висимости от времени ее возникновения к различному периоду.
Например, причины, обнаруживаемые до сварки, — недоста-
точная механическая обработка свариваемых поверхностей; обна-
руживаемые только во время сварки — чрезмерная величина
277
Таблица 7
Дефект Основные причины возникновения дефектов
Непровар Недостаточная величина нагрева, усилия сжатия, выдержки, разрежения. Неправильная конструкция сварочного при- способления или неправильная установка их в сварочной камере. Недостаточная подготовка свариваемых по-
Слипание Трещины верхностей Причины те же, что и для непровара Чрезмерная величина скорости нагрева, скорости охлаждения, усилия сжатия, нагрева, выдержки Недостаточная подготовка свариваемых по-
Остаточная деформация Чрезмерная величина нагрева, усилия ежа-
Оплавление тия, выдержки Чрезмерная величина нагрева, выдержки. Неправильная конструкция нагревательного устройства или неправильная установка его относительно свариваемых деталей
Смещение Неправильная конструкция сварного при- способления или неправильная установка их в сварочной камере. Вибрация уста- новки
сжимающего усилия; появляющиеся во время сварки, но обна-
ружение которых в этот момент либо невозможно, либо весьма
затруднено, — загрязнение свариваемых поверхностей из-за за-
броса масла в вакуумную камеру из паромасляного насоса.
Некоторые причины могут возникнуть как до сварки, так
и в период сварки. Так, недопустимая вибрация установки может
появиться и быть обнаружена еще до сварки при наладочных
работах, но может и возникнуть только в период сварки.
Контроль качества сварного соединения проводят на всех
стадиях получения соединения диффузионной сваркой в вакууме
и подразделяют на предварительный (или входной), текущий
и окончательный (или выходной). Предварительный (или входной)
контроль должен обеспечить сварку на проведенных и отрегули-
рованных установках, подачу на сварку только правильно изго-
товленных и обработанных деталей, применение при сварке пра-
вильно изготовленных приспособлений и т. д.
Текущий контроль должен обеспечить соблюдение технологи-
ческих режимов сварки и нормальной работы сварочной уста-
новки.
Окончательный (или выходной) контроль должен дать по ре-
зультатам проверки и испытания оценку качества изделия.
При создании системы контроля исходят из требований, предъ-
являемых к сварному соединению по условиям его эксплуатации.
278
Сварные конструкции
Требования к соединению и конструкции
Рис. 137. Схема выбора способов контроля соединений, полученных диффузион-
ной сваркой
Общеизвестно, что идеальных случаев бездефектности не бы-
вает, поэтому в технических условиях должны быть оговорены
допустимые отклонения от предъявленных требований.
На заключительном этапе применяют неразрушающие физиче-
ские способы контроля, при которых оценивают показатели, лишь
косвенно характеризующие прочность или надежность соединений
(рис. 137).
Все неразрушающие физические способы контроля разде-
ляют на две группы по термодинамическому признаку: а) способы,
связанные с использованием передачи энергии через зону сварки;
способы, при которых используется движение вещества через
зону сварки.
Чувствительность к обнаружению дефектов для каждого
способа колеблется в широких пределах в зависимости от кон-
струкции сварных соединений (типа, размеров, формы и т. п.),
материала изделия, требований к сварному соединению и всему
узлу. Эти факторы в значительной мере определяют оптимальность
применения того или иного способа, их сочетания для контроля
качества сварных соединений.
При выборе способов контроля качества сварных соединений
необходимо руководствоваться следующим: 1) для выявления
поверхностных дефектов применять цветную, люминесцентную
или магнитопорошковую дефектоскопию; 2) для контроля свар-
ных соединений на герметичность использовать вакуумирование,
279
водоэлектрические течеискатели, испытания сжатым воздухом
с обмазкой шва мыльной водой, испытания керосином; 3) для
внутренних дефектов применять ультразвуковую дефектоскопию,
рентгенографирование, гаммаграфирование.
Ультразвуковой контроль основан на способности ультразвука
отражаться от поверхности разделяющей среды с различными
акустическими свойствами; его используют для обнаружения
малых дефектов: непроваров и трещин. С помощью ультразвука
можно с достаточной достоверностью обнаруживать структурные
изменения материала в зоне свариваемых поверхностей.
Для контроля сварных соединений диффузионной сваркой
в вакууме используют способы, основанные на капиллярных
явлениях,— люминесцентную и цветную дефектоскопии. Их при-
меняют для выявления поверхностных дефектов. Чувствитель-
ность люминесцентного способа контроля зависит от многих
факторов: рода применяемого люминесцентного вещества; тол-
щины его слоя; способности проникать в мельчайшие полости
дефектов; вида и мощности источника люминесценции и т. п.
Перед люминесцентным контролем сварные узлы очищают
ацетоном или бензином. Для полного заполнения дефектов на
всю глубину люминесцирующим веществом сварные узлы подо-
гревают до температуры 50—60° С, затем покрывают люминесци-
рующим веществом.
За счет охлаждения воздуха холодным люминесцирующим
веществом его объем в полости дефекта уменьшается и еще более
заполняется люминофором.
После выдержки в ванне с люминофором в течение 20—40 мин
сварные узлы вынимают и промывают поверхность водой. После
сушки их покрывают «проявляющим» порошком — тальком и
после выдержки 10—15 мин подвергают ультрафиолетовому облу-
чению. Осматривают детали в затемненном помещении. Чувстви-
тельность способа: раскрытие дефектов более 0,010—0,005 мм,
глубина дефектов более 0,03—0,04 мм.
При цветном способе контроля на контролируемую поверх-
ность наносят слой подкрашенной жидкости, например смеси
керосина с легким минеральным маслом. Жидкость проникает
в трещины, после чего, как и при люминесцентном способе, ее
удаляют с поверхности изделия. На чистую поверхность наносят
адсорбирующий порошок. Подкрашенная жидкость выходит
на поверхность и выявляет тем самым место расположения
дефекта.
Контроль непроницаемости проводят с целью проверки плот-
ности и прочности сварных швов. При гидравлических испыта-
ниях создают давления, равные 1,5—2 рабочим. Жидкость за-
полняет весь объем изделия без воздушных мешков, опасных
при возможном разрушении изделия в процессе испытания.
Время выдержки изделий под давлением также определяется пра-
вилами приемки.
280
При пневматических испытаниях изделия наполняют возду-
хом до установленного техническими условиями давления. Зону
сварки смачивают мыльной водой (раствор 250—300 г 60%-ного
хозяйственного мыла на 10 л воды) и по появлению пузырей
в зоне сварки определяют неплотности.
Масс-спектрометрический способ применяют для проверки
изделий на вакуумную плотность; он основан на способности
обнаруживать присутствие гелия в воздухе, проникающем через
неплотности сварного соединения, с помощью гелиевых течеиска-
телей. Для проверки изделия, представляющие собой замкнутый
объем, присоединяют к течеискателю и обдувают пробным газом.
Частицы пробного газа, проникшие через течь, попадают в ка-
меру масс-спектрометра, где регистрируются приборами. Масс-
спектрометрический контроль возможно проводить при комнат-
ной и повышенных температурах.
677
16
Промышленное применение
Диффузионную сварку наиболее целесообразно при-
менять в следующих случаях: для изготовления деталей в виде
композиций из различных материалов, часто резко различаю-
щихся своими составом и свойствами и поэтому трудно подда-
ющихся соединению или вовсе не сваривающихся с помощью
других видов сварки и пайки; при изготовлении деталей, узлов
и изделий сложной конфигурации из разнородных материалов —
металлы с керамикой, керметами, стеклом, кварцем, графитом,
полупроводниками, ситаллом и т. п., которые невозможно ка-
чественно соединить ни одним из известных способов сварки,
а во многих случаях и пайки; в процессе получения соединений
с большой размерной точностью, исключающей последующую
механическую обработку; при создании новых композитных
материалов и более сложных многослойных композиций,
сочетающих в себе разнообразные свойства составляющих их
металлов, сплавов и неметаллов; в диффузионной металлургии,
совмещающей диффузионную сварку со спеканием порошков
или прокаткой; при изготовлении составной металлической
детали с целью экономии более дефицитного и более дорогого
материала.
Оборудование для диффузионной сварки сравнительно не-
сложное и недорогое. В индивидуальном, мелкосерийном и опыт-
ном производстве используют универсальные сварочные диффу-
зионные вакуумные установки (СДВУ). Их сравнительно легко
йереналаживать при изменении размеров свариваемых деталей.
Процесс диффузионной сварки — высокопроизводительный. Ма-
ксимальный экономический эффект от его внедрения может быть
получен в массовом или крупносерийном производстве при изго-
товлении деталей относительно крупными партиями или группо-
вым методом (без значительной переналадки-установки). В этих
случаях необходимо использовать многоместные приспособления,
полуавтоматы или автоматы.
Для иллюстрации возможностей диффузионной сварки ниже
приведены примеры ее промышленного использования.
282
Рис. 138. Прибор для газожидко-
стного анализа
Рис. 139. Длинномерные пористые
трубы
| Рис. 140. Каркасы электромагнит-
ных катушек:
а—сталь ЭЮ 4" 12Х18Н10Т; б—сталь
ЭЮ 4- Бр.Х0,8 4- 12Х18НЮТ
Разработана технология диффузионного соединения пористого
спеченного изделия из никеля с коррозионно-стойкой сталью
для создания пористого фильтра, применяемого в приборе газо-
жидкостного анализа. Ранее в приборе газожидкостного анализа
стоял сетчатый фильтр саржевого сплетения. Замена его на по-
ристое спеченное изделие позволила создать принципиально
новый прибор. Пористый элемент устанавливают в оборудование
взрывозащиты, обеспечивающее взрывобезопасность загазован-
ных производственных помещений (рис. 138).
На нефтеперерабатывающих и химических комбинатах для
очистки жидкостей и газов применяют патронные фильтры, осна-
щенные спеченными пористыми трубами (рис. 139). Для получе-
ния длинномерных (от 1 м и более) труб с равномерно распреде-
ленной пористостью по всей длине требуется сложное и дорого-
стоящее оборудование. Наиболее распространенные методы соеди-
нения спеченных фильтрующих элементов — сварка, иногда
пайка, склеивание, завальцовка. Существующие методы не обес-
печивают надежности соединения пористых спеченных элементов.
Пористые трубы разрушаются из-за контакта соединяемых эле-
ментов, наличия окисной пленки в зоне нагрева, нарушения по-
ристости. Избежать этого позволяет способ диффузионной сварки
в вакууме. Внедрен технологический процесс диффузионной
283
Рис. 141. Пуансоны пресс-форм, армированные твердым сплавом:
I — твердый сплав; 2 — сталь
сварки в вакууме материалов стали ЭЮ со сталью 12Х18Н10Т
и бронзой Бр.Х0,8 применительно к каркасам магнитных катушек.
Совершенно одинаковые или аналогичные каркасы электромагни-
тов указанных сочетаний материалов широко применяются на мно-
гих предприятиях (рис. 140). Подобные узлы изготовляют аргоно-
дуговой сваркой, методом заливки бронзы или пайкой медью Ml.
При этом в связи с неудовлетворительной свариваемостью
указанных сочетаний материалов плавлением брак по пористости,
некачественному никелевому покрытию (которое наносят на
.поверхность в зоне сварного соединения) составлял 50—70%.
Внедрение диффузионной сварки позволило исключить брак по
качеству сварки, уменьшить массу заготовок под сварку, улуч-
шить условия труда сварщика, снизить трудоемкость изготовле-
ния за счет совмещения операций термообработки и сварки и
уменьшения транспортных расходов.
До применения диффузионной сварки твердосплавную и сталь-
ную части пуансонов пресс-форм для развальцовки втулок тяг
.подвески заднего моста автомобиля «Жигули» соединяли пайкой.
Опыт эксплуатации таких пуансонов показал, что большинство их
преждевременно выходило из строя из-за низких механических
свойств припоев, трещин, поломок и разрушения в месте соедине-
ния. Кроме того, почти при всех видах пайки инструмента наблю-
далось окисление твердого сплава. Применение диффузионной
сварки при армировании твердым сплавом указанных пуансонов
позволило не только в 15 раз повысить стойкость ранее использо-
вавшегося на операции развальцовки втулок тяг инструмента, но
и существенно сэкономить дорогостоящий твердый сплав (рис. 141).
284
Рис. 142. Детали, получаемые
методом ударного выдавливания
Рис. 148. Комбинированный,
штамп:
1 — матрица; 2 — пуаисон-матрица
Применение диффузион-
ной сварки в вакууме для
изготовления стальных
штампов, армированных
твердым сплавом ВК20,
при ударном выдавлива-
нии алюминиевых аэро-
зольных баллонов с уси-
лием удара 230—250 тс
и частоте 50 ударов в ми-
нуту показало их высо-
кую стойкость (480 тыс.
ударов) по сравнению со
штампами с механическим
креплением твердосплав-
ной части или методом
пайки (рис. 142).
энные штам-
пы для вырубки и вы-
тяжки деталей типа «кол-
пачок» выполнены сбор-
ными. При применении
для изготовления их штам-
пов пайки твердосплавная
часть пуансона-матрицы
выходила из строя по при-
чине отслаивания твердого
сплава от стальной осно-
вы. Штампы, изготовленные с использованием диффузионной
сварки, находятся в эксплуатации более двух лет, вырубили
до 100 000 деталей и пригодны к дальнейшей работе (рис. 143).
Применение диффузионной сварки в вакууме при изготовле-
нии вырубных штампов наряду с повышением работоспособ-
ности штампов позволяет улучшить их технологичность и сокра-
тить трудоемкость их изготовления. Высокостойкие штампы для
вырубки листов магнитопроводов электродвигателей имеют хо-
рошие технико-экономические показатели за счет выполнения
режущих элементов из металлокерамических твердых сплавов.
Изготовлением твердосплавных штампов в настоящее время за-
285
Рис. 144. Биметаллические
детали штампов для вырубки
листов магнитопроводов эле-
ктродвигателей
няты такие известные
фирмы, как «Мицуи»
(Япония), «Вайнгартен»
(ФРГ), «Коррада» (Ита-
лия), «Сем» (Франция)
и др. Годовая програм-
ма выпуска каждой из
перечисленных фирм со-
ставляет 100—350 штам-
пов в год, износостой-
кость — в 15—20 раз
выше аналогичного
стального штампа. Оте-
чественные твердосплав-
ные штампы для вырубки листов магнитопроводов электродвигате-
лей отличаются от зарубежных конструкций режущих элементов,
которые выполнены в биметаллическом варианте диффузионной
сваркой в вакууме.
Для изготовления биметаллических деталей спроектирована
и изготовлена специализированная установка для диффузионной
сварки УДС-3. При этом были учтены конструктивные особен-
ности твердосплавного штампа и технология изготовления его
рабочих элементов: после проведения сварки величина припуска
на последующую обработку сваренных деталей должна быть
минимальной (0,3—0,5 мм), иначе возникают трудности при
обработке биметаллических деталей алмазным инструментом.
Жесткие ограничения на последующую обработку припусков
требуют обеспечения точной сборки деталей под сварку, их фик-
сации по отношению друг к другу до момента приложения на-
грузки и получения минимальных деформаций после сварки.
Подготовленные под сварку детали собирают в пакет. Собранный
пакет закрепляют с помощью центрирующих лепестков, выре-
занных из ленты пермаллоя толщиной 0,1 мм, путем приварки
их к боковым поверхностям стального основания и твердого сплава.
Материалы для биметаллических деталей штампа выбраны
с учетом конструктивных особенностей работы детали штампа
и особенностей диффузионной сварки твердого сплава со сталью.
В качестве рабочей режущей части выбран сплав ВК20, для
стальных оснований деталей типа пуансонов — сталь 5ХГСВ
(5ХНВ, 5ХНМ). Для компенсационной прокладки использовали
пермаллой 50НТ, толщиной 0,1 мм. Стальные основания деталей
286
Рис. 145. Биметаллический
пуансон (ВК20 + сталь
5ХНМ) для выдавливания
аэрозольных баллонов
Рис. 146. Последовательный
многопозиционный штамп
в сборе для вырубки магни-
топровода электродвигателя
типа матриц изготовляли из стали 45. В качестве компенсационных
прокладок применяли никелевую ленту НП-1. По указанной техно-
логии изготовлены несколько сотен биметаллических деталей штам-
пов для вырубки магнитопроводов электродвигателей (рис. 144).
Минимальная площадь свариваемых поверхностей таких дета-
лей в настоящее время составляет 50—60 мм2 (рис. 145, а),
максимальная 16 000 мм2 (рис. 145, б).
При изготовлении одного штампа для вырубки магнитопровода
электродвигателя необходимо сварить 200—300 деталей (рис. 146).
На рис. 147 показаны заготовки после их вырубки из активного
электротехнического железа.
Изготовленные биметаллические твердосплавные штампы для
вырубки листов магнитопроводов прошли промышленные испы-
287
Рис. 147. Заготовки из активного железа после их вырубки
Рис. 148. Сборные биметаллические фильеры
тания и показали высокие эксплуатационные свойства. Опыт
изготовления и эксплуатации штампов показал следующие основ-
ные преимущества использования биметаллических режущих
элементов: сэкономлено до 70% дорогостоящего и дефицитного
твердого сплава, в 3—4 раза снижена толщина твердого сплава,
что при спекании резко уменьшило в нем количество дефектов
и, как следствие, повысило надежность и износостойкость инстру-
мента: повысилась надежность крепления режущих элементов
к стальным держателям штампа.
При обработке цветных металлов внедрены сборные биметал-
лические фильеры для волочения коллекторной меди. Стойкость
сборных фильер с учетом двух реставраций составляет 600 т
меди, в то время как стойкость ранее применяемых цельнотвердо-
сплавных фильер — 60 т. Применение диффузионной сварки для
изготовления фильер позволило сократить расход твердого сплава
в 15,5 раз (рис. 148). От внедрения сборных биметаллических
фильер с применением диффузионной сварки получена большая
экономия.
Нагреватели из дисилицида молибдена впервые созданы в Со-
ветском Союзе. Их промышленное производство освоено на Москов-
ском комбинате твердых сплавов. Печи с такими нагревателями при-
меняют при проведении различных технологических процессов:
спекании и обжиге специальной керамики и металлокерамики,
изготовлении ферритов, нагреве под обработку давлением сплавов
на основе молибдена, ниобия, ванадия и т. п., выращивании
монокристаллов, варке специального стекла и др. (см. рис. 118).
Применение пайки для соединения элементов нагревателя
исключено в связи с эксплуатацией нагревателей в диапазоне
температур 1600—1700° С. Из-за недостаточной термостойкости
288
Рис. 149. Рабочее колесо малоразмерных турбин
Рис. 150. Металлокерамические детали:
а — диаметр 135 мм, высота 240 мм; б — диаметр 250 мм, высота 120 мм
при сварке плавлением нагреватели разрушаются. В результате
разработки и внедрения диффузионной сварки для соединения
элементов нагревателя из дисилицида молибдена получена высо-
кая экономическая эффективность.
Внедрение в производство технологии диффузионной сварки
герметичных электрических вводов, состоящих из тугоплавкого
стекла марки ЗС5К с металлическими (сплав «ковар») корпусами
и металлическими контактами, позволило получить конструкции
гермовводов, обеспечивающих полную герметичность и надеж-
ную эксплуатацию изделий в условиях высокого нагрева (до
+350° С) и глубокого охлаждения (до —60° С) при давлении
рабочей жидкости 200 кгс/см2 (см. рис. 124).
Для целого ряда турбомашин радиального типа возникает
потребность в применении рабочих колес турбины закрытого
типа с так называемыми покрывными дисками. Применяемые
в практике турбостроения способы крепления покрывного диска
к рабочим колесам турбины имеют ряд недостатков. При клепке
возникает необходимость засверливания отверстий по кониче-
ской поверхности в каждой лопатке рабочего колеса. При малой
толщине покрывного диска неизбежно утонение материала под
заклепками. Пайка не обеспечивает требуемой прочности кон-
струкции. Литье также не обеспечивает необходимой конструк-
ции и не позволяет получить поверхности внутренних каналов
высокого качества. Разработка и внедрение диффузионной сварки
в вакууме при изготовлении рабочих колес малоразмерных турбин
позволили получить конструкции с требуемыми параметрами
(рис. 149).
Применение пайки в производстве металлокерамических узлов
не обеспечивает требуемых герметичности и технологического
выхода годной продукции ряда конструкций. Разработанные и
19 Н. Ф. Казаков 289
Рис. 151. Режу-
щий инстру-
мент
Рис. 152. Сател-
лит дифферен-
циала:
а — до сварки;
б — после сварки
внедренные в производство металлокерамические секционирован-
ные трубы сильноточного ускорителя (рис. 150), выполненные
диффузионной сваркой керамики 22ХС с медью, позволили созда-
вать конструкции без указанных выше недостатков.
Разработана и внедрена в производство технология диффу-
зионной сварки в вакууме рабочей и хвостовой частей режущего
инструмента. Применение диффузионной сварки в производствен-
ных процессах, где другие виды сварки (аргонодуговая, контакт-
ная, трением и др.) неприемлемы с точки зрения качества свар-
ного соединения и производительности, позволяет решить труд-
ные технологические задачи в отношении качества сварного
соединения и экономии металла (рис. 151).
Тормозная лента для трактора МТЗ-50 (металлокерамика
М16 и сталь 45), полученная диффузионной сваркой, выдержи-
вает 3000 торможений, в то время как приклеенная к металлу кера-
мика — выдерживает всего 800—1000 торможений.
290
Рис. 153. Левая и правая стороны ружья ЮР-54. Рельефный рисунок получен
при приварке железного порошка ПЖ.2М2
Устранить заедание сателлитов дифференциала на осях вслед-
ствие схватывания материалов деталей можно введением проме-
жуточного антифрикционного материала (бронзы). Получить та-
кое соединение невозможно ни одним способом сварки или пайки.
Задача соединения сателлитов с тонкостенными бронзовыми втул-
ками решена с помощью диффузионной сварки в вакууме
(рис. 152). Внедрение диффузионной сварки для изготовления
сателлитов обеспечило высокую экономическую эффективность.
Диффузионной сваркой в вакууме проведено спекание порош-
ковой металлокерамики и соединение порошка с компактной
сталью, из которой изготовлено ружье. В результате диффузионной
сварки получен декоративный рисунок на ружье (рис. 153).
Внедрение диффузионной сварки для создания на ружье деко-
ративного рисунка вместо операции, выполняемой до этого вруч-
ную, позволило отказаться от ручного труда и снизить трудоем-
кость изготовления ружья.
Керамические сопротивления в конструкциях для внутреннего
делителя напряжения фотоэлектронных умножителей соединяются
с металлическим контактом механически или пайкой. Механиче-
ское соединение металлических контактов с керамическими не
обеспечивает требуемого по условиям эксплуатации контакта
между деталями. Пайка также не решает полностью требований
эксплуатации. Кроме этого, применением пайки предусматривают
предварительную металлизацию керамики в среде водорода или
с использованием активных металлов, что невозможно или за-
труднено для указанных материалов. Применение механического
соединения или пайки приводит к неоправданному увеличению
размеров и массы фотоэлектронных умножителей. Разработка и
внедрение в производство диффузионной сварки для изготовления
фотоэлектронных умножителей с внутренним делителем напря-
жения позволили получить высококачественные конструкции
(рис. 154).
Диффузионной сваркой в вакууме выполнен штамп из стали
S138 с твердым сплавом HG 40 (88% WC и 12% Со) через никель
19* 291
Рис. 154. Фотоэлектрон-
ный умножитель, изго-
товленный по старой тех-
нологии (а) и с помощью
диффузионной сварки (б)
Рис. 155. Технологическая
схема сварки вырубного
штампа
НП-1 (электронно-лучевой плавки). Испытания сваренного штампа
показали высокие результаты (рис. 155).
При изготовлении угольников поворотных соединений из
стали 20X13 аргонодуговой газовой сваркой качественное соеди-
нение получить было трудно. Сталь 20X13 при нагреве выше
1000° С склонна к трещинообразованию в зоне сварки, а также
к самозакалке. Кроме того, создаваемые внутренние напряжения
из-за неоднородности структуры вызывали микротрещины.
Угольники, изготовленные из стали 20X13, работают на
вибрационные и динамические нагрузки при большом давлении,
при которых микротрещины недопустимы. Окалина, образу-
ющаяся при обычных методах сварки, трудно удаляется. При диф-
фузионной сварке угольников перечисленные выше недостатки
были устранены (см. рис. 89).
Операция изготовления втулки вильчатого наконечника фре-
зерованием очень трудоемка. Диффузионная сварка позволяет
раздельно изготовить вильчатый наконечник и втулку и прива-
рить ее (рис. 156).
Диффузионная сварка серого чугуна со сталью не требует
специальной технологии. Отсутствие грата и шлака исключает
последующую механическую обработку, отпадает необходимость
в применении дефицитных электродов, появляется возможность
получения деталей с точными размерами, повышаются культура
292
Рис. 156. Вильчатые наконечники
производства и санитарные условия труда. Задача изготовления
стрелок подвесных путей успешно решена в результате применения
промышленной сварочной диффузионной вакуумной установки
СДВУ-15.
Мерительные поверхности инструмента, контактируя с про-
веряемым изделием, быстро срабатываются, теряют размеры,
вследствие чего дорогостоящий мерительный инструмент через
определенное количество промеров приходит в негодность. В целях
повышения долговечности инструмента мерительные поверхности
его необходимо оснащать твердым сплавом. Основное требование
к инструменту, оснащенному твердым сплавом, — стабильность
размеров — может быть выполнено только диффузионной сваркой
в вакууме.
Установка СДВУ ТОРз-39 служит для сварки мерительного
инструмента, армированного твердым сплавом, а также пуансонов
для горячего выдавливания корпусов вращающихся центров и
калибров-пробок. Установка компактна, позволяет получить
надежное соединение свариваемых заготовок. Температура сварки
1150° С, вакуум КГ3 мм рт. ст. Армирование мерительных по-
верхностей и инструмента (рис. 157, 158) твердым сплавом с по-
мощью диффузионной сварки увеличивает долговечность инстру-
293
Рис. 157. Концевая мера
длины;
1 — сталь 45; 2—пластины
из твердого сплава В К-6
Рис. 158. Приспособление
и индуктор для сварки
концевых мер длины:
1 — прижимные пластины;
2 — плитки; 3 — болты
Рис. 159. Пуансон для
горячего выдавливания
Рис. 160. Восстановление первичного
валика машины ЗИЛ-164:
а — изношенный венец; б — изношен-
ный веиец удален; в — к валику при-
варен новый венец
мента в 100 раз по сравне-
нию с существующими спо-
собами крепления (механи-
ческим, пайкой, склейкой
и т. п.).
Вследствие замены целых
пуансонов ’ из дорогостоящей
стали ЗХ2В8 биметалличе-
скими из менее дорогой ста-
ли 4X13 с рабочей частью из
стали ЗХ2В8 (рис. 159) полу-
чена большая годовая эко-
номия.
Диффузионную сварку
успешно применяют при вос-
становлении первичных вали-
ков автомашины. У валиков
в основном изнашиваются
зубья венцов прямой пере-
дачи. Для их восстановле-
ния разработана технология,
при которой удаляют изно-
шенный венец и диффузионной сваркой в вакууме соединяют
вновь изготовленный венец с валиком .(рис. 160) или удаляют
изношенный венец, изготовляют заготовку без предварительной
нарезки зубьев и диффузионной сваркой в вакууме соединяют
заготовку с валиком. После сварки обтачивают и нарезают
зубья (рис. 161).
В процессе работы шестеренчатого масляного насоса изнаши-
ваются торцовые части и отверстия бронзовых втулок. Вследствие
этого втулки выбраковываются и идут на переплавку.
Разработанная технология изготовления втулок по новому
методу позволяет выполнять корпус втулки стальным, а к торцу,
о который трется шестерня, приваривать бронзовую шайбу тол-
щиной 2—3 мм. В отверстие запрессовывают тоже бронзовую
втулку (рис. 162), причем для заготовки шайб используют выбра-
кованные втулки. Стоимость восстановления втулки в 4 раза
ниже стоимости изготовления новой бронзовой.
На рис. 163 показан чугунный рычаг металлорежущего станка,
сломанный около рукоятки и восстановленный диффузионной
сваркой в вакууме без механической подготовки.
295
Рис. 161. Восстановление первичного
валика машины Г АЗ-69:
а — валик после восстановления; б —
синхронизатор удален для замены;
в — заготовка для приварки нового
синхронизатора
Условия работы элек-
тронных приборов требуют
высокой надежности свар-
ного соединения с точки
зрения статической и дина-
мической прочности, элек-
тропроводности, вакуумной
плотности и термостойкости,
а также отсутствия сле-
дов малейшего окисления и
загрязнения соединяемых
деталей. Необходимость соз-
дания новых приборов с вы-
сокой надежностью и боль-
шим сроком службы, а так-
же требования к сокраще-
нию сроков их разработки
потребовали введения в тех-
нологический цикл изгото-
вления приборов новой прогрессивной технологии — диффузи-
онной сварки деталей и узлов этих приборов.
Разработана технология диффузионной сварки более двадцати
однородных и разнородных пар металлов и сплавов наиболее
Рис. 162. Втулка шестеренчатого насоса после восстановления:
а — стальной корпус; б — бронзовая шайба; е — бронзовая втулка
Рис. 163. Чугунный рычаг металлорежущего станка после ремонта
296
Рис. 164. Катод и его детали
Рис. 165. Замедляющие системы
широко применяемых в производстве электровакуумных при-
боров.
Внедрение диффузионной сварки в серийное производство
катодных узлов (рис. 164) позволило использовать специальные
биметаллы и триметаллы в конструкции электронных приборов,
увеличить производительность изготовления катодных узлов за
счет применения многопозиционной технологической оснастки
и значительно снизить брак. Выход годных узлов при изготовле-
297
a)
Рис. 166. Холодные катоды
б)
Рис. 167. Детали, изготовленные из биметаллов и триметаллов (а), и много-
слойные (б)
нии их по новой технологии составляет 95—100% вместо 30—40%
при ранее существовавшей технологии соединения их контактной
сваркой. Все это обеспечило высокую надежность таких приборов.
Замена ранее применяемых методов пайки диффузионной
сваркой в вакууме позволила изготовлять замедляющие системы
(рис. 165) с высокой надежностью электрических контактов между
элементами замедляющих систем и необходимой степенью одно-
родности.
Использование для изготовления холодных катодов диффузион-
ной сварки дало возможность заменить ненадежное механическое
крепление рубашки катода; решить вопрос об эффективности их
охлаждения и, следовательно, о возможности использования
в электронных приборах; значительно увеличить надежность
приборов (рис. 166).
Возможность изготовления биметаллов, триметаллов и много-
слойных (80 слоев из меди МБ) деталей и узлов электронных при-
боров (рис. 167) позволила получить изделия высокого качества
и сэкономить дорогостоящие материалы.
298
Биметаллические волъфрамомолибденовые электроды сочетают
высокую температурную стойкость вольфрама (в зоне максималь-
ного разогрева) со значительной теплопроводностью и хорошей
обрабатываемостью молибдена (в зоне, где рабочая температура
ниже). Задача создания биметаллического электрода успешно
решена с помощью диффузионной сварки (рис. 168).
Получение гильзы цилиндра механической обработкой из
целой поковки (ребра охлаждения вытачивают на токарном станке
набором отрезных резцов) имеет много недостатков — большая
трудоемкость, 'отходы металла (сталь 38ХМЮА), малый тепло-
отвод ребер, большой вес и высокий процент брака. Комбиниро-
вание металлов (сталь 38ХМЮА + сплав АМц) позволило зна-
чительно снизить вес узла при сохранении его несущей способ-
ности, улучшило теплоотвод через алюминиевые ребра, умень-
шило расход дорогостоящей стали (рис. 169). Изделия имеют
хорошие рабочие характеристики.
При создании вибробезопасных электродинамических молотков,
изготовляемых из магнитной хромистой стали 40Х и немагнитной
аустенитной стали 12Х18Н9Т, необходимо было решить проблему
надежного соединения ствола молотка, состоящего из десяти
элементов.
Изготовленные диффузионной сваркой изделия успешно ис-
пользуют на предприятиях инструментальной, химической, нефте-
перерабатывающей и других отраслей промышленности (рис. 170).
При изготовлении арматуры для ответственных трубных систем
кольца из стеллитового сплава ВЗК приваривают к деталям шту-
церной арматуры из стали 08Х18Н10Т вместо ручной наплавки
стеллитовым электродом, что позволило механизировать процесс
соединения, уменьшить расход стеллита, снизить трудоемкость
Рис. 169. Биметаллическая гильза цилиндра:
U — сталь; 6 — АМц
Рис. 168. Биметаллическая вольфрамомолибденоеая заготовка электрода и элек-
трод в сборе с колпачком
299
Рис. 170. Электродинамиче-
ский молоток
Рис. 171. Стеллитовые де-
тали :
а — диски; -i б — -кольца;
в — наконечники шпинделей
300
Рис. 172. Поршень двигателя, изго-
товленный диффузионной сваркой —
в центре медное кольцо (а) и по
старой технологии — в центре
видна сетка трещин (б)
Рис. 173. Изделие из компактного
(1) и пористого (2) никеля
изготовления, повысить качество и долговечность уплотнительных
поверхностей, улучшить условия труда, повысить культуру про-
изводства (рис. 171).
При эксплуатации в химической и нефтяной промышленности
двигателей, изготовленных их хромокремнемарганцевой стали,
в результате давления газов или жидкости возникают высокие
температуры и в середине верхней части поршня образуются
трещины. Диффузионную сварку использовали для соединения
медных колец, имеющих более высокую теплопроводность. В ре-
зультате создания биметаллического поршня брак устранен и
срок работы двигателей повышен (рис. 172).
При изготовлении изделий, предназначенных для очистки и
дозирования жидких и газовых сред, возникает проблема соеди-
нения пористых порошковых материалов (средний радиус пор
0,5 мкм, пористость 30—35%) с металлами без нарушения пори-
стости в околошовной зоне, появления трещин и ухудшения меха-
нических свойств. Для соединения пористого и компактного ни-
301
Рис. 174. Макет аппарата;
1 — стальной корпус; 2 — плакирую-
щий слой — серебро; 3 — мешалка,
плакированная серебром
Рис. 175. Образцы после испыта-
ния
келя пакетом по 20 изделий одновременно использована диффу-
зионная сварка в вакууме (рис. 173).
Аппараты для химической промышленности, плакированные
изнутри коррозионно-стойким металлом — серебром, поставляли
из ФРГ. Аппараты изготовляли методом наплавки серебра на
стальные листы с последующей прокаткой. После того как фирмы
ФРГ отказали в поставке указанного оборудования нашим пред-
приятиям химической промышленности, была поставлена задача
освоить изготовление аппаратов из биметалла сталь + серебро
в рашей стране.
Применение диффузионной сварки позволило организовать
промышленное изготовление аппаратов, плакированных серебром.
302
Предложенным способом осуществляется плакирование как вну-
тренних, так и наружных поверхностей деталей и узлов, причем
конфигурация может быть самой различной (рис. .174). Различные
испытания образцов подтвердили высокое качество сцепления
плакирующего слоя с основным металлом и сохранение его чистоты
в готовом изделии (рис. 175).
Спроектированная и изготовленная специальная электриче-
ская компрессионная печь позволяет плакировать (сваривать)
аппараты диаметром до 1800 мм и высотой 3000 мм. Способ обес-
печивает экономию серебра, так как серебро не уходит в металло-
лом вместе со стружкой при механической обработке и при раскрое
заготовок в случае изготовления их из биметалла. Отзывы пред-
приятий-потребителей свидетельствуют о хорошем качестве аппа-
ратов, о модернизации технологических линий благодаря включе-
нию в них аппаратов.
Fla предприятиях проводят работы по плакированию химиче-
ской аппаратуры медью и другими металлами.
Приведенных примеров достаточно для того, чтобы убедиться
в технической и экономической целесообразности применения
диффузионной сварки на предприятиях различных отраслей
п р омышл енности.
Заключение
За годы, прошедшие с момента фактического рождения
диффузионной сварки — нового способа соединения без расплав-
ления материалов, в области его разработки, развития и совер-
шенствования, а также в области промышленного применения
этого прогрессивного процесса ПНИЛДСВ — головной органи-
зацией в Советском Союзе по диффузионной сварке и другими
организациями и предприятими проделана весьма плодотворная
работа. Созданы основы теории процесса, разработаны общая и
конкретная технология, основные параметры процесса (темпера-
тура, давление, продолжительность сварки, степень разрежения
и подготовка поверхности под сварку), методика подбора режима
процесса в зависимости от состава и свойств материалов, конфи-
гурации деталей и изделий.
Разработано универсальное и специализированное оборудова-
ние и организовано его серийное производство. Применение диф-
фузионной сварки позволило создать новые приборы, станки,
изделия, машины и принципиально новые технологические про-
цессы. Открытие и развитие науки и техники диффузионной сварки
обеспечили Советскому Союзу в этой области неоспоримый при-
оритет. Эти успехи во многом обусловлены тем, что партия и пра-
вительство уделяют большое внимание данному перспективному
направлению в науке и технике. Принято специальное постановле-
ние о широком применении диффузионной сварки в промышлен-
ности.
Вслед за Советским Союзом диффузионная сварка стала рас-
пространяться и за рубежом.
Однако несмотря на значительные успехи в развитии диффу-
зионной сварки еще остаются нерешенными вопросы дальнейшего
развития теории диффузионной сварки разнородных металлов
и, что особенно важно, металлов с неметаллами, прежде всего
изучения механизма сварного соединения при диффузионной
сварке, создания инженерных методов выбора и расчета режимов
сварки по заданным свойствам сварного соединения, использова-
ния условий диффузионной сварки новых материалов в различных
соединениях. Не менее актуальными являются задачи создания
304
Таблица 8
Основные сравнительные особенности
сварки плавлением, диффузионной сварки и пайки
Показатель При сварке При пайке
плавлением диффузионной
Создание контакта Автономным Давлением (без Контактным пла-
Сцепление плавлением, автономным плавлением и давлением, да- влением и ав- тономным плавлением Когезионное плавления) до 2 кгс/мм2 Адгезионное, влением, кон- тактным пла- влением и да- влением, давле- нием и контакт- ным плавлением Когезионное, ад-
Нагрев Местный диффузионное Местный, общий гезионное Местный, общий
Температура Точка плавления Обычно 0,5—0,7 Точка плавления
основного ме- температуры I припоя
Подготовка по- талла Менее тщатель- плавления ос- новного ме- талла Тщательная Тщательная
верхности Сборка ная, чем при пайке и диф- фузионной сварке Менее точная, Точная С капиллярными
Соединяемые ма- чем при диф- фузионной сварке и пайке Металлы, сплавы Металлы, сплавы зазорами; более точная, чем при сварке плавле- нием ' Металлы, сплавы
тер налы Образование шва Постепенное и неметаллы Одновременное и неметаллы Одновременное,
Очистка шва Требуется Не требуется постепенное Тщательная
Возможность со- Ограниченная Неограниченная Неограниченная
единения разно- родных материа-
лов Склонность к об- Возможна очень Нет Малая
разованию кри- ста ллизацион- . большая
ных трещин •
Пористость Усадочная, газе- Отсутствует Газовая, усадоч-
Совмещение на- вая Невозможно Неограниченно ная, диффузи- онная Ограниченно
грева при тер-
мообработке со-
единений
Возможность ко- Большая Очень малая или Малая
робления малая
20 Н. Ф. Казаков
305
Продолжение табл. 8
Показатель При сварке При пайке
плавлением диффузионной
Преимуществен- ный тип соеди- нения Стыковой Стыковой, на- хлесточный, конусный, сфе- рический Нахлесточный
Возможность со- единения в Весьма ограни- ченная Неограниченная Неограниченная
скрытых местах
Прецизионность изделий Ниже, чем у пая ных Весьма высокая Ниже, чем при диффузионной сварке
Возможность Невозможно Невозможно Возможно
разъема шва плавлением при общем нагреве изделий
Вибрационная Ниже, чем у пая- Выше, чем у Выше, чем при
стойкость ного шва паяного шва сварке плавле- нием
Коррозионная стойкость Удовлетвор итель- ная Высокая Ниже, чем при сварке плавле- нием
Прочность соеди- Близка к проч- Равна прочности Ниже прочности
нения ности основ- ного материала основного ме- талла основного ме- талла
новейших машин (установок) для диффузионной сварки, а в связи
с этим разработка новых кинематических схем оборудования, раз-
работка типовых узлов машин для сборки из них машин спе-
циального назначения (типов роторного, шлюзования, перенос-
ных, передвижных и т. п.).
Следующий этап развития диффузионной сварки в вакууме
должен быть направлен на расширение номенклатуры сваривае-
мых материалов (например алмазов, графита, стекла, керамики
с металлами, окиси бериллия со сталью, нитрида бора с ниобием
и др.), на максимально широкое применение ее во всех отраслях
промышленности при сварке сталей, чугунов, жаропрочных спла-
вов и других материалов. Это позволит решить задачи сварки
кристаллических материалов быстрее, прочнее и экономичнее,
чем при других способах соединений (табл. 8).
Диффузионная сварка может быть эффективным способом соеди-
нения металлоконструкций в условиях космического пространства.
Основанием для такой оценки является наличие естественного
сверхвысокого вакуума (10-13 мм рт. ст.) уже на высоте 22 000 км,
возможность использования солнечной энергии для подогрева
деталей при сварке.
306
Список литературы
1. Абрамцев А. В., Ничушкин В. В.
Влияние подготовки поверхности на процесс образования соединения из
сплава ВНЗ при диффузионной сварке в вакууме. — «Сварочное производ-
ство», 1972, № 5, с. 23.
2. Айвазян С. А.
Статистическое исследование зависимости. М., «Металлургия», 1968. 127 с.
3. Архаров В. И.
Окисление металлов при высоких температурах. М., Металлургиздат, 1945.
171 с.
4. Астров Е. И.
Плакированные многослойные металлы. М., «Металлургия», 1965, 239 с.
5. Ахматов А. С.
Молекулярная физика граничного трения. М., Физматгиз, 1963. 472 с.
6. Бакши О. А., Шрон Р. 3.
Прочность при статическом растяжении сварных соединений с мягкой про-
слойкой. — «Сварочное производство», 1962, № 5, с. 6—10.
7. Бакши О. А., Шатов А. А.
О напряженном состоянии и деформации твердого материала в сварном
соединении с твердой и мягкой прослойками. — «Сварочное производство»,
1966, № 5, с. 7—10.
8. Балакин В. И., Хренов К- К-
Роль вакуума при холодной сварке. — «Автоматическая сварка», 1966,
№ 2, с. 7—9.
9. Батыгин В. Н., Метелкин И. И., Решетников А. М.
Вакуумно-плотная керамика и ее спаи с металлами. М., «Энергия», 1973.
409 с.
10. Биметаллические соединения. М., «Металлургия», 1970. 280 с. Авт.: К. Е. Ча-
рухина, С. А. Голованенко, В. А. Мастеров, Н. Ф. Казаков
11. Бокштейн Б. С., Бокштейн С. 3., Жуховицкий А. А.
Термодинамика и кинетика диффузии в твердых телах. М., «Металлургия»,
1974. 280 с.
12. Боуден Ф., Тейбор А.
Трение и смазка твердых тел. М., «Машиностроение», 1968.
13. Бурыкина А. Л., Евтушенко О. В.
Диффузионная сварка в вакууме металлоподобных карбидов с тугоплав-
кими металлами. — «Порошковая металлургия», 1965, № 1, с. 87—95.
14. Билль В. И.
Сварка металлов трением. М.—Л., «Машиностроение», 1970. 176 с.
15. Ворончев Т. А., Соболев В. Д.
Физические основы электровакуумной техники. М., «Высшая школа», 1967.
352 с.
16. Волкова Э. П., Хотин В. М.
Технология электровакуумных материалов. Л., «Энергия», 1972. 216 с.
17. Гегузин Я. Е.
Очерки о диффузии в кристаллах. М., «Наука», 1974. 254 с.
18. Гельман А. С.
Основы сварки давлением. М'., «Машиностроение», 1970. 312 с.
20*
307
19. Голованенко С. А., Меандров Л. В.
Производство биметаллов. М., «Металлургия», 1966. 304 с.
20. Горофало Ф.
Законы ползучести и длительной прочности металлов. М., «Металлургия»,
1970. 392 с. '
21. Горелик С. С.
Рекристаллизация металлов и сплавов. М., «Металлургия», 1967. 402 с.
22. Данилин Б. С., Михайчев В. Е.
Основы конструирования вакуумных систем. М., «Энергия», 1971. 392 с.
23. Демкин Н. Б.
Контактирование шероховатых поверхностей. М., «Наука», 1970. 277 с.
24. Диффузионная сварка биметаллических платинотитановых анодов. — «Тех-
нология судостроения», 1966, № 9—10, с. 61—64. Авт.: Р. Ю. Воронин,
Н. Ф. Казаков, В. В. Ничушкин, В. Н. Тимофеев
25. Дубинин Г. Н., Авраамов К). С.
Конструкционные проводниковые и магнитные материалы. М., «Машино-
строение», 1973. 296 с.
26. Дэшман С.
Научные основы вакуумной техники. М., «Мир», 1964. 715 с.
27. Елютин В. П., Павлов Ю. А.
Высокотемпературные материалы. М., «Металлургия», 1972. 264 с.
28. Ерошев В. К.
Металлокерамические вакуумно-плотные конструкции. М., «Энергия», 1970.
160 с.
29. Жоке П.
Электролитическое и химическое полирование. М., Металлургиздат, 1969.
148 с.
30. Зайт В.
Диффузия в металлах. Изд-во иностр, лит., 1968. 381 с.
31. Закиров Ф. Г., Николаев С. Н.
Откачник вакуумщик. М., «Высшая школа», 1973. 248 с.
32. Золотых Б. Н.
Преодолев несовместимость материалов. — «Изобретатель и рационализа-
тор», 1974, № 7, с. 34—36.
33. Измерение температуры в объектах новой техники. Пер. с англ, под ред.
д-ра техн, наук А. Н. Гордова. М., «Мир», 1965. 225 с.
34. Казаков Н. Ф.
Диффузионная сварка в вакууме. М., «Машиностроение», 1968. 332 с.
35. Казаков Н. Ф., Бачин В. А.
Микросварка пленочных схем в защитной среде. — «Автоматическая сварка»,
1969, № 4, с. 57—59.
36. Казаков Н. Ф.
О процессе образования соединения материалов при диффузионной сварке. —
«Сварочное производство», № 9, 1973, с. 48—50.
37. Казаков Н. Ф.
Способ соединения керамических и металлических деталей, например режу-
щих пластинок с державками. Авторское свидетельство № 112460. — Бюл-
летень изобретений, 1958, № 4. 106 с.
38. Казаков Н. Ф., Копылов Ю. Н.
Соединение плавленого кварца с медью методом диффузионной сварки в ва-
кууме. — «Электронная техника», 1968, сер. 14, вып. 3, с. 94—100.
39. Казаков Н. Ф.
Диффузионная сварка в вакууме. М., «Знание», 1966. 48 с.
40. Каминский М.
Атомные и ионные столкновения на поверхности металла. Под ред. акад.
Л. А. Арцимовича. М., «Мир», 1967, 506 с.
41. Касаткин Б. С., Кораб Г. Н.
Формирование соединения при сварке без оплавления. — «Автоматическая
сварка», 1967, № 4, с. 33—36.
308
42. Квасницкнй В. Ф., Кох Б. А., Сафонов А. И.
Технология диффузионной сварки жаропрочных сплавов. Л., «Знание»
1969. 24 с.
43. Конструирование и расчет вакуумных систем. М., «Энергия», 1970. 504 с.
Авт.: А. И. Пипко, В. Я- Плисковский, Е. А. Пенчко.
44. Конюшков Г. В., Мусин Р. А., Казаков Н. Ф.
Эффективность различных средств создания вакуума при диффузионной
сварке. — «Автоматическая сварка», 1973, № 12, с. 29—33.
45. Коиюшков Г. В., Копылов Ю. Н.
Диффузионная сварка в электронике. Под ред. проф. Н. Ф. Казакова. М.,
«Энергия», 1974. 168 с.
46. Кораб Г. Н., Касаткин Б. С., Назаручук А. Т.
Образование физического контакта при сварке без оплавления. — «Автома-
тическая сварка», 1968, № 2, 6—8 с.
47. Корнилов И. И.
Состояние и перспектйвы исследований в области металлидов. — Сб. Металло-
ведение, М., «Наука», 1971. 246 с.
48. Королев Б. И.
Основы вакуумной техники. М., «Энергия», 1967. 480 с.
49. Кочергин К. А.
Сварка давлением. Л., «Машиностроение», 1972. 216 с.
50. Крагельский И. В., Любарский И. М., Гусляков А. А.
Трение и износ в вакууме. М., «Машиностроение», 1973. 216 с.
51. Красулин Ю. Л.
Взаимодействие металла с полупроводником в твердой фазе. М., «Наука»,
1971. 120 с.
52. Кришталл М. А., Миркин И. П.
Ползучесть и разрушение сплавов. М., «Металлургия», 1966. 192 с.
53. Макара А. М., Назарчук А. Т.
Повышение ударной вязкости соединений при диффузионной сварке. —
«Автоматическая сварка», 1969, № 6, с. 29—34.
54. Макара А. М., Назарчук А. Т.
О механизме диффузионной сварки и повышения качества соединения. —
«Автоматическая сварка», 1969, № 4, с. 23—28.
55- Малевский Ю. Б., Маркашова Л. И., Несмик В. С.
Влияние структуры поверхностных слоев на образование соединений в твер-
дой фазе. — «Автоматическая сварка», 1970, № 12, с. 29—32.
56. Мовчан Б. А., Тихановский А. Л., Куранов Ю. А.
Электронно-лучевая плавка и рафинирование металлов и сплавов. Киев,
«Наукова думка», 1973. 240 с.
57. Назаренко О. К.
Электронно-лучевая сварка. М., «Машиностроение», 1966. 128 с.
58. Николаев Г. А., Ольшанский Н. А.
Специальные методы сварки. М., «Машиностроение», 1975. 232 с.
59. Ничушкин В. В.
Изготовление калиброванных цепей методом диффузионной сварки в ва-
кууме. — «Дефектоскопия», 1972, № 5, с. 142.
60. Орлов К- Н., Николаев Е. А., Коновалов Е. Г.
Пост камерной откачки крупногабаритных электровакуумных приборов. —
«Электронная промышленность», 1971, № 1, с. 99—102.
61. Патон Б. Е.
Сварка будущего. — Сб. «Наука и человечество». Т. Ill, М., «Знание», 1963,
с. 504—513.
62. Патон Б. Е.
Комплексная механизация — важнейший фактор ускорения технического
процесса в производстве сварйых конструкций. — «Автоматическая сварка»,
1971, № 1, с. 1—7.
63. Прилепская И. В., Мастеров В. А., Кузнецов Г. М.
Пластическая деформация металлов и сплавов. _М., «Металлургия», 1969,
133 с.
309
64. Прохоров Н. Н.
Физические процессы в металлах при сварке. М., «Металлургия», 1968,
696 с.
65. Процессы взаимной диффузии в сплавах. М., «Наука», 1973. 360 с. Авт.:
И. Б. Боровский, К. П. Гуров, И. Д. Моргунова и др.
66. Прочность сварных соединений твердых сплавов типа В К в зависимости
от толщины промежуточной прокладки и технологии ее нанесения. Элек-
тронная обработка материалов. Кишинев, АН Молдавской ССР, № 5, 1972.
26 с. Авт.: И. М. Муха, М. Н. Довбищук, А. Л. Беликовец, В. С. Вишнев-
ский.
67. Розенберг В. М.
Ползучесть металлов. М., «Металлургия», 1967. 276 с.
68. Рыкалин Н. Н., Клебанов Т. Н.
Новое в обработке и соединении материалов. — Сб. Химия — творец новых
материалов, М., «Знание», 1965, с. 44—48.
69. Самсонов Г. В., Бурыкина А. Л., Евтушенко О. В.
Электронный механизм диффузионной сварки. — «Автоматическая сварка»,
1966, № 10, с. 30—34.
70. Справочник по сварке. Под ред. д-ра техн, наук проф. А. И. Акулова. Т. 4.
М., «Машиностроение», 1971. 416 с.
71. Спринг С.
Очистка поверхности металлов. М., «Мир», 1966. 349 с.
72. Теоретические основы сварки. М., «Высшая школа», 1970. 592 с. Авт.:
В. В. Фролов, В. А. Винокуров и др.
73. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением. Под ред.
акад. Б. Е. Патона. М., «Машиностроение», 1974, 768 с.
74. Тренделенбург Э.
Сверхвысокий вакуум. М., «Мир», 1966. 286 с.
75. Тугоплавкие металлические материалы для космической техники. М., «Мир»,
1966. 420 с.
76. Ушакова С. Е., Рожкова А. А.
Соединение вольфрама и молибдена с медью диффузионной сваркой. —
«Автоматическая сварка», 1968, № 6, с. 73—74.
77. Уэрт Ч., Томсон Р.
Физика твердого тела. Под ред. С. В. Табликова. М., «Мир», 1966. 567 с.
78. Фридель Ж-
Дислокации. М., «Мир», 1967. 626 с.
79. Харрисон У.
Теория твердого тела. М., «Мир», 1972. 616 с.
80. Химушин Ф. Ф.
Жаропрочные стали и сплавы. М., «Металлургия», 1969. 749 с.
81. Хирст Д., Паунд Г.
Испарение и конденсация. М., «Металлургия», 1966. 196 с.
82. Хренов К. К.
Сварка, резка и пайка металлов. М., «Машиностроение», 1973. 408 с.
83. Хренов К. К. Холодная сварка металлов. — «Автоматическая сварка», 1973,
№ 5, 1—5 с.
84. Худышев А. Ф.
Диффузионная сварка в вакууме деталей и узлов электровакуумных при-
боров. Л., «Знание», 1965, 23 с.
85. Чалмерс Б.
Физическое металловедение. М., Металлургиздат, 1963. 435 с.
86. Черепнин Н. В.
Основы очистки, обезгаживания и откачки в вакуумной технике. М., «Совет-
ское радио», 1967. 408 с.
87. Шенк X.
Теория инженерного эксперимента. М., «Мир», 1972.
88. Эспэ В.
Технология электровакуумных материалов. Т. II. М., «Энергия», 1968. 448 с.
310
Оглавление
Предисловие 5
1 ОСОБЕННОСТИ
1. ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ 8
Q ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ
Z. ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ 16
О ОСНОВНЫЕ ПАРАМЕТРЫ
о. и РЕКОМЕНДУЕМЫЕ РЕЖИМЫ 53
Л ОБОРУДОВАНИЕ
ДЛЯ ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ 78
Общие сведения по основам технологии вакуума 78
Вакуумные камеры 84
Классификация установок 87
Установки с индукционным нагревом 89
Установки с электронно-лучевым нагревом 100
Установки с радиационным нагревом 102
Установки с использованием солнечной энергии 105
Установки с нагревом электросопротивлением 106
Установки с электроконтактным нагревом в газовых
средах 106
К ОСНОВНЫЕ ПУТИ
ПОВЫШЕНИЯ ПРОИЗВОДИТЕЛЬНОСТИ.
МЕХАНИЗАЦИЯ И АВТОМАТИЗАЦИЯ
ОБОРУДОВАНИЯ 108
Производительность установок 108
Загрузка, установка и выгрузка изделий 109
Применение приспособлений ПО
Сокращение времени откачки 113
Непрерывность передачи давления 113
Сокращение длительности нагрева и охлаждения 115
Совмещение операций 116
Автоматическое регулирование режима 119
311
6. СВАРКА СТАЛЕЙ 122
7 СВАРКА ЧУГУНА
' • И ЧУГУНА СО СТАЛЬЮ 142
Q СВАРКА НИКЕЛЯ
о. И НИКЕЛЕВЫХ СПЛАВОВ 148
Q СВАРКА РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ
V. и СПЛАВОВ 162
Сварка алюминия и его сплавов со сталью 163
Сварка меди и ее сплавов с другими металлами 166
Сварка тугоплавких и активных металлов и их сплавов 176
Ю- СВАРКА МАГНИТНЫХ СПЛАВОВ 201
П СВАРКА ТВЕРДЫХ СПЛАВОВ
• И МЕТАЛЛОКЕРАМИКИ С МЕТАЛЛАМИ 204
12. СВАРКА ПОРИСТЫХ МЕТАЛЛОВ 221
1Q СВАРКА НЕМЕТАЛЛИЧЕСКИХ МАТЕРИАЛОВ
Ю. с МЕТАЛЛАМИ 231
Сварка стекла и стеклообразных материалов 235
Сварка керамики 245
Сварка оптической керамики 255
Сварка полупроводниковых материалов 257
Сварка ферритов 262
Сварка графита 266
14. ДИФФУЗИОННАЯ МЕТАЛЛУРГИЯ 269
1С КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА
СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ 277
16. ПРОМЫШЛЕННОЕ ПРИМЕНЕНИЕ 282
Заключение 304
Список литературы 307
Приложение (см. в конце книги)
Николай Федотович Казаков
ДИФФУЗИОННАЯ СВАРКА МАТЕРИАЛОВ
Редактор издательства Т. Е. Черешнева
Технический редактор Л. П. Гордеева
Корректоры О. Е. Мишина и Ж. Л. Суходолова
Переплет художника А. >7. Михайлова
Сдано в набор 2/XII—1975 г. Подписано к печати 10/V—1976 г. Т-08929
Формат 60X90l/ie Бумага типографская № 1 Усл. печ. л. 22,5
(вт. ч. приложение 3,0 л.) Уч.-изд. л. 23 (в т. ч. приложение 2,5 л.)
Тираж 15 000 экз. Заказ 677 Цена 1 р. 58 к.
Издательство «Машиностроение», 107885, Москва, Б-78, 1-й Басманный пер., 3
Ленинградская типография № 6 Союзполиграфпрома при Государственном
комитете Совета Министров СССР по делам издательств, полиграфии
и книжной торговли 193144, Ленинград, С-144, ул. Моисеенко, 10
Приложение
2
1*
г)
3
4
ж)
Рис. П-1. Микроструктура зоны сварки однородных материалов:
а — компактный вольфрам; б — пористый вольфрам; в — медь М-1; г — ти-
тановый сплав ВТ5-1; д, е — сталь 20X13; ж — чугун
5
Рис. П-2. Микроструктуры зоны
сварки металлокерамики:
а — X 100; б, в — X 1500
б)
Рис. П-3. Микроструктура зоны
сварки сплава ВК8 со сталью
18ХГТ; Х1500
1 — сталь; 2 — твердый J сплав; 3 <=•
новая фаза
6
(а б)
в) (г
Рис. П-4. Микроструктура зоны сварки армко-железа со
сталью 45; У.200 „
а — t - 0,5 мни; б — t = 1 мин; в — t = 2 мин,; г — I — 5 мин
7
a)
б)
Рис. П-5. Микроструктура проникновения углерода в армко-железо при сварке!
а — со сталью У7; Х200; б — со сталью Р18; ХЗОО
•8
а) б)
в)

Рис. П-6. Отпечатки при замере микротвердости в зоне диффу-
зионной сварки в зависимости от длительности выдержки; армко-
железо сварено со сталью 45; X 200; режим сварки Т = 1000° С,
р = 2 кгс/мм2:
а — t — 0,5 мии; б — t = 1 мин; в — 1 = 2 мин; г — t — 5 мии
9
10
ь-
Рис. П-7. Структура науглероженного армко-железа при сварке:
а — со сталью 45; X 600; б—со сталью У7; X 100; в — с чугуном; Х600;
структурные участки отмечены прямоугольниками
L1
Рис. П-8. Микроструктура зоны сварки стали с медью; У.250
Рис. П-9. Микроструктура зоны соединения стали Р18 и стали 45:
а — X 200; б — ХЮ00
12

a)
б)
Рис. П-10. Микроструктура зоны сварки разнородных металлов
14
в)
г)
15
в)
Рис. П-11. Микроструктура зоны сварки разнородных металлов, образующих
интерметаллические фазы; X 900
Рис. П-12. Микроструктура воны сварки разнородных металлов с применением
промежуточной прокладки
16
2 Н. Ф. Казаков
17
Рис. П-13. Микроструктуры зон сварки разнородных ме-
таллов с применением промежуточной прокладки
Рис. П-14. Микроструктуры зон сварки разнородных ме-
таллов с применением промежуточной прокладки; X1500:
а — сплав ВК8 со сталью 45; X 1500; б — сплав Т15К6 со сталью
У8; Х1500; в — сплав ВК20 Со сталью 18Х2Н4ВА
18
а) б)
в)
2*
19
Рис. П-15. Микроструктура сварного соединения деталей из стали
20; У 200
Рис. П-16. Микроструктура зоны соединения стали Р18
20
Рис. П-17. Микроструктура сварного соединения стали 45Х14Н14В2М (Т =
= 1075 °C; р — 1,75 кгс/мм2; t— 10 мин; В - 10~Л мм рт. cm.); Х500
Рис. П-18. Микроструктура соединения сталей 12Х18Н9Т и 12X13, сваренного
по режиму Т = 1050° С, р — 1,5 кгс/мм2, t = 20 мин, В = 10 2 мм рт. ст.
и прошедшего последующую термообработку
21
22
Рис. П-19. Микроструктура сварного соединения Р18 со сталью
45 через никелевую прокладку:
а — X 100; б — Х500; в и г—Х4000
23‘
Рис. П-20. Микроструктура сварного соединения стали Cm3 с чугуном
СЧ 00; X100
Рис. П-21. Микроструктура сварного соединения стали 50 с чугуном
СЧ 21-40; Х500
24
a)
б)
Рис. П-22. Микроструктура зоны сварки чугуна ЧНМХ со сталью 10 (Х100):
а) Т = 1000° С; р = 2 кгс/мм2; t = 1 мин; б) Т = 900° С; р = 2 кгс/м№; t = 5 мин
Рис. П-23. Микроструктура зоны сварки ковкого чугуна
КЧ 30-6 со сталью 12Х18Н9Т
приконтактных зон сварных сое-
Рис. П-24. Микроструктура
динений
23

I; xlOO a) I; >400
I; xlOO б) I; x400
Рис. П-25. Микроструктуры сплавов до сварки (а) и после сварки (б):
1 — инконель 713С; II — сплав S-816; III — ТД-никель
26
II; xlOO
a)
II; 400
II; 100
II; 400
6)
\zr
«3
82
OOt* ;III (9
001X .'///
OOP -III (V
001 -III
в)
30
Рис. П-26. Микроструктуры зоны соединения алюминия
с армко-железом; Х500:
а — без прокладки; б — через плавленую фольгу алюминия
в — через прокладку никеля; г — через наплавленный слой
меди; д — через прокладку меди и никеля
31
a)
Рис. П-27. Микроструктура зоны соединений; X 300:
а — 12Х18Н10Т + Бр.Х0,8; б — I4X17H2 + Си + Бр.Х0,8
32
б)
3 Н. Ф. Казаков
33
Рис. П-28. Микроструктура зоны соединения молибдена с вольфрамом:
а — непосредственно. X 500; б — через фольгу молибдена, X 300
34
Рис. П-29. Микроструктура сварного сое-
динения сплава ЮНДК-24 с армко-железом
с медной промежуточной прокладкой (Т —
= 700° С; р = 2 кгс/мм2; t = 10 мин и
В — 10~s мм рт. ст.)
Рис. П-30. Микроструктура зоны соедине-
ния ВК15 4 - сталь 45 без никелевой про-
кладки; X1200
Рис. П-31. Микроструктура зоны соединения ВК15 -|- Ni + сталь 45; X 300
3* 35
Рис. П-32. Микроструктура сварного соединения (80% TiB2 + 20%TiC) +
+ Cm3; У, 400
36
Рис. П-33. Микроструктура сварного соединения пористого них-
рома со сталью Х21Н5Т (ЭИ811); Х200
Рис. П-34. Микроструктура сварного соединения стекла с нио-
бием; Х500
37
Рис. П-35. Микроструктура соединения кварцевого стекла с медью;
X 500:
I — кварц; 2 — промежуточный слой; 3 — медь
Рис. П-36. Соединение ситалл—алюминий—ситалл
38
Рис. П-37. Соединение ситалл—алюминий—медь—ситалл
Рис. П-38. Поверхность керамики 22ХС после взаимодействия с медью
(/20 000)
39
Рис. П-39. Микроструктура зоны соединения кремния с молибденом; У. 500
Рис. П-40. Микроструктура зоны соединения кремния с молибденом, покрытым
серебром
40
Рис. П-41. Микроструктура сварного соединения кремния с вольфрамом
Рис. П-42. Фрактография поверхности разрушения сварного соединения фер-
рита с медью; X 3500
41
Рис. П-43. Микроструктура сварного соединения с графитом титана (а) и
стали 10 (б)
42
Рис. П-44. Микроструктура зоны соединения; феррита
с ферритом через стекло; X 500
Рис. П-45. Микроструктура исходного
феррита; X1980
Рис. П-46. Микроструктура зоны
соединения феррит—стекло; X1980
43.
Рис. П-47. Микроструктура пьезокерамики ЦТС-19 (а) и зоны
соединения (б) ее с медью, полученной при температуре 500° С; X 3100
44
Рис. П-48. Микроструктура зоны соединения титановых
сплавов ВТ 15 и 0Т4, полученной при Т = 800° С, р =
= 0,2 кгс/мм2, t — 120 мин:
о — X 500; б — Х3100
45
Рис. П-49. Микроструктура зоны соединения титановых
.сплавов ВТ 15 и 0Т4, полученной при Т — 900° С, р =
= 0,2 кгс/мм2, t = 60 мин:
<а — Х500; б — X 1980
46
Рис. П-60. Микроструктура зоны соединения сплавов 0Т4-\-ВТ1-\-
ВТ15, полученной при Т = 850° С; р — 0.1 кгс/мм2, t = 60 мин; У. 500
Рис. П-51. Микроструктура зоны соединения алюминиевого сплава А К. 4-1
с никелем через слой технически чистого алюминия (Т = 550° С, р =
= 0,6 кгс/мм2, t—5 мин)-, У. 500
47
а) б)
Рис. П-52. Микроструктура зоны соединения алюминиевого
сплава АК4-1 с техническим титаном через слой алюминия
(Т= 500° С);
а — X 100: б — Х500; в — X 1980
48