книги / Справочник по пайке

Результаты длительной прочности, при­ веденные в табл. 2, характеризуют статический подход к проблеме разрушения материалов. В настоящее время получило развитие новое направление, учитывающее тепловое влияние атомов и молекул и существенно меняющее представление о физической природе прочно­ сти и механизме разрушения твердых металли­ ческих тел [15]. Этот подход (предложенный Френкелем и называемый кинетическим) позво­ ляет рассматривать систему связанных атомов в постоянном тепловом движении и дает возмож­ ность характеризовать проблему разрушения как процесс, развивающийся во времени.

Согласно [15] время жизни материалов

(или долговечность) подчиняется формуле Журкова:

Ц0 -у а

где т0 - долговечность в полюсе, определяемая экстраполяцией экспериментальных данных: U0 - начальная энергия активации разрушения; у - коэффициент показателя напряжений: R - газовая постоянная Больцмана; Т - температура.

Применимость этой формулы рассмотре­ на в [16] на сплаве ХН67ВМТЮ и стали 06Х15Н6МВФБШ. На основе экспериментов (см. табл. 2) и зависимости lgx = / ( a ) в рабо­

те [16] показано, что долговечность исследуе­ мых материалов при Т = 1190 К имеет линей­ ную зависимость с закономерно изменяющим­ ся наклоном прямых. Полюс lg i0 находится в

точке Igx = —12,5 (сплав ХН67ВМТЮ) и lgx =

= -12,7 (сталь 06Х15Н6МВФБШ). Это справед­ ливо для образцов как без припоя, так и с при­ поем. Положим а в = 0. При 1190 К для сплава ХН67ВМТЮ в исходном состоянии U0 = 430 кДж/моль, при воздействии расплава U0= 380 кДж/моль; для стали 06Х15Н6МВФБШ U0 = 437 кДж/моль в исходном состоянии, при воздействии расплава U0= 408 кДж/моль.

Коэффициент у [16]:

•для сплава ХН67ВМТЮ:

-в исходном состоянии 2,4 (кДж/моль) х х(мм2/кг);

•для стали 06Х15Н6МВФБШ:

-в исходном состоянии 1,6 (кДж/моль) х

х(мм2/кг); - при воздействии расплава

1,9 (кДж/моль) ■(мм2/кг).

Поскольку коэффициент у является пока­ зателем концентрации напряжений, то его ббльшая величина при воздействии расплава свидетельствует о перенапряжении в местах разрушения материалов.

ОДНОВРЕМЕННОЕ ВЛИЯНИЕ ТРЕХ ФАКТОРОВ (РАЗМЕРА ЗЕРНА, ТОЛЩИНЫ НИКЕЛЕВОГО ПОКРЫТИЯ И

ХИМИЧЕСКОГО СОСТАВА ПРИПОЯ Cu-Ag) НА МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СПЛАВА ХН67ВМТЮ

В процессе подготовки деталей под пайку одни параметры (размер зерна и химический состав припоя) подвергаются выборочному кон­ тролю, а другие анализируются по режиму тех­ процесса (например, толщина никелевого по­ крытия). Как показывают результаты металло­ графического исследования, на шлифах, выре­ занных из конструкций, эти параметры иногда имеют отступления от требований технической документации, и при неблагоприятном их соче­ тании металлы могут проявлять склонность к хрупкому разрушению. В [12] предложена мето­ дика расчета совместного влияния величины зерна d, равного 0,01 и 0,11 мм, толщины нике­ левого покрытия Ni, равной 0,01 и 0,045 мм, и химического состава припоя Ag - 83 % (осталь­ ное - Си) на охрупчивание материалов при пайке.

Значения прочности при совместном влиянии трех указанных факторов на сплав ХН67ВМТЮ при Т = 1190 К, припой - медьсеребро, представлены в табл. 3.

Из результатов (табл. 3) следует, что в первой серии экспериментов под воздействием расплава наблюдается резкое снижение проч­ ности сплава. В исходном состоянии величина ств« 450 МПа при Тп= 1190 К. В остальных сери­ ях отмечается ослабление эффекта, на что указы­ вают достаточно высокие значения напряжения разрушения, а в четвертой, помимо этого, наблю­ дается максимальная их стабильность.

Для получения аппроксимирующей функции, позволяющей определить напряже­ ние до разрушения сплава в контакте с припо­ ем, проводили статистическую обработку экс­ периментов по методике [17].

Окончательный вид математической функции:

ст = 211,86-5 5 .15(20*,-1,2) + + 35,15 (5,7*2 - 1,57) + 86,15 (0,04*3 - 2,48),

где Х\ - размер зерна; Х2- толщина барьерного покрытия; * 3 - содержание серебра в припое.

Подставляя в эту формулу значения па­ раметров, находим, что полученные значения а в мало отличаются от средних.

Проведенные испытания на образцах по­ зволили получить аппроксимирующую функ­ цию напряжения а в до разрушения сплава. Расчетные результаты а в совпадают с резуль­ татами эксперимента.

Полученная зависимость позволяет вы­ брать значения входящих в нее технологиче­ ских параметров так, чтобы возникающие в паяемой конструкции растягивающие напря­ жения не приводили к ее разрушению.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ СНИЖЕНИЯ ПРОЧНОСТИ МАТЕРИАЛОВ С ТРЕЩИНОЙ

Дисперсионно-твердеющие сплавы на ос­ нове никеля под воздействием медно­ серебряного припоя резко ухудшают свои ме­

ханические свойства. При этом предел прочно­ сти их может уменьшаться в несколько раз.

Разрушение имеет хрупкий характер (5 не пре­ вышает 1 2 %) [2-4, 12, 13]; снижение пла­ стичности наблюдается и у сталей, хотя сни­ жение предела прочности менее заметно и нс превышает 25 % [12]. Трещина имеет клинооб­ разную форму с острием на атомарном уровне в вершине трещины (рис. 9). В зоне взаимодей­ ствия металлов с припоем наблюдаются корро­ зионно-диффузионные процессы - в сплавах (см. рис. 6, а - г и 7, а - в) и в сталях (см. рис. 10, а) [2, 4, 5, 12].

Наличие трещин в материале спаянной конструкции влияет на ее прочностные харак­ теристики. С целью оценки влияния трещин на прочность материалов [18, 19] предложена следующая методика: образец для испытаний выполняют плоским с V-образным надрезом,

ломе, облуженной расплавом припоя, опреде­ ляют размер трещины (ее протяженность), а по величине разрушающей нагрузки - влияние длины трещины на прочность металла.

РАСЧЕТНАЯ ОЦЕНКА НАПРЯЖЕНИЙ В ПАЯЕМОЙ ПАРЕ

Как показано в [2, 4, 12, 13], эффект хрупкого разрушения проявляется только при наличии растягивающих напряжений. Для ка­ ждой группы материалов существует критиче­ ская величина напряжений, при которой заро­ ждается трещина. С целью оценки критических напряжений, а также предотвращения их появ­ ления авторами [18, 19] предложена следую­ щая методика, которая относится к паяемой паре, состоящей из двух колец, выполненных из разнородных материалов: наружное кольцо - дисперсионно-твердеюший сплав на основе никель-хрома, внутреннее - бронза (основа - медь).

На рис. 11 представлена схема паяемой конструкции. Радиальный зазор А между коль­ цами равен нулю. Пайку осуществляют припо­ ем медь-серебро при температуре пайки Тп = = 1190 К; выдержка составляет 5 мин. Размеры колец обусловлены конструкторскими и техно­ логическими соображениями так, чтобы 52//?< 0,1.

Для обеспечения работоспособности кольца 1 в процессе пайки, т.е. предотвраще­ ния разрушения конструкции, должно выпол­ няться условие а, < [а ,]. Здесь CTJ - тангенци­

альное напряжение в кольце /; [<j|] - допусти­ мое напряжение в кольце 1 при температуре пайки, определяемое как

где а 1дл - предел длительной прочности мате­ риала кольца I в контакте с припоем в течение

времени, соответствующего времени выдержки при Гп; К - коэффициент, характеризующий изменение прочности материала кольца 1 при воздействии припоя в зависимости от площади поперечного сечения (масштабный фактор); п -

ментальным путем. С этой целью на цилинд­ рических образцах (рис. 12) из материала коль­ ца 1 строили зависимости ств = / ( D (рис. 1“3) в случае отсутствия припоя и в контакте с ним, где ств - кратковременная прочность материала кольца /; Т - температура испытания. Испыта­ ния проводили в интервале температур начала плавления припоя (1050 К) - температура Тп согласно [18, 19]. Из рис. 13 видно, что в ин­ тервале 1120 1190 К прочность материала кольца 1 с припоем резко снижается в сравне­ нии с прочностью без припоя. Учитывая, что минимальная длительная прочность под воз­ действием припоя составляет 50 МПа в диапа­ зоне температур 1120 1190 К, а пайку кольца проводят при температуре Тп = = 1190 К с вы­ держкой 5 мин, критическую темпе­ ратуру Г| принимали равной Тп. Затем при Тп для образцов, облуженных припоем.

Рис. 12. Образец для определения механических свойств металлов

О 5 10 Время, мин

Рис. 14. Длительная прочность сплава ХН67ВМТЮ в контакте с медно-серебряным припоем при Т = 1190 К

строили зависимость длительной прочности от времени (рис. 14). Минимальная длительная прочность при выдержке 5 мин (время пайки колец при Т п) составляет 45 МПа. Проведенные исследования в [12] показали, что предел крат­ ковременной прочности образцов с площадью поперечного сечения S = 3,2; 19; 27 мм2 прак­ тически одинаков, поэтому коэффициент К принимали равным 1. Подставляя значения

а 1дл = 45 МПа; К = 1 и принимая п = 2, получа­

ем [Ст|] = 22,5 МПа.

Так как растягивающие напряжения в кольце У создаются за счет большего КТР ма­ териала кольца 2, толщину последнего рассчи­ тывали таким образом, чтобы уровень напряже­

ний в кольце Уне превышал [CTJ . Д ля этого ис­ пользовали равенство радиальных перемещений U поверхности контакта колец Уи 2:

упругости материалов колец Уи 2 при темпера­ туре Т п\ \х2 - коэффициент Пуассона материала кольца 2; а ь а 2 - коэффициенты линейного расширения материалов колец У и 2;

Т п - температура пайки; R - радиус поверхно­ сти контакта; г2 - внутренний радиус кольца 2; 8j - толщина кольца У.

Чтобы напряжения в кольце У не превы­

чим соотношение для определения допустимой величины внутреннего радиуса г2кольца 2:

Л - 1

превышать величины [Ст|]. Формула (5) выве­ дена в предположении упругого состояния кольца 2, но может оказаться, что кольцо 2 целиком или частично работает в области пла­ стических деформаций, поэтому необходимо проверить уровень максимальных напряжений в кольце 2 при г = г2:

\ ~ к \ R (\~ K \)

где K2 =r2l R .

Если ст2тах < a v2 (av2 - предел текучести материала кольца 2 при температуре Гп), то определение г2 по (5) верно.

В случае a 2max > a v2 в проведенный ранее расчет следует ввести коррективы, учитываю­ щие пластическое состояние кольца 2. Для этого сначала определяют интенсивность на­ пряжений в кольце 2 при г = R:

где Я = (1 + / ф / ( 1 - / ф .

Если a /2 > а л2, то кольцо 2 целиком нахо­ дится в пластическом состоянии, т.е. напряже­ ния в нем по всей толщине ст2 = -стЛ.2 .

Тогда из условия равновесия тангенци­ альных усилий

Отсюда

При СТ/2 < CJj2 часть кольца находится в упругом состоянии (при R > г > r v), а часть - в пластическом (гд > г > г2). Радиус г = rs является границей между упругой и пластической зона­ ми. В этом случае упругую часть кольца 2 можно рассматривать как толстостенное коль­ цо, нагруженное наружным давлением р к и внутренним давлением:

„

К, •

где К5 =r2/rs .

Так как при г = гд интенсивность напря­ жений ст/2 = с д2, то

_ № . [ 1 _ Ц2 + А:|(1 + Ц2) | + а2Гп. (12)

Система уравнений (10) и (12) позволяет определить искомые неизвестные КЯ9К2, а сле­ довательно, и Гу, г2. Рассмотрим два примера.

Пример 1. Пусть внутреннее кольцо 2 выполне­ но из коррозионно-стойкой стали, которая при темпе­ ратуре Тп = 1190 К имеет следующие необходи­

мые для расчета характеристики: а 2 = 21,0 • КГ6 1/К;

б,мпа

напряжение в кольце 1 не будет превышать допусти­

мую величину [CTJ] = 22,5 МПа.

Наибольшее напряжение в кольце 2 определя­

ется по формуле (6):

Озтах ^ 33,2 МПа.

Так как

®2тах < =75 МПа,

то предположение об упругом поведении кольца 2, сделанное в начале расчета, справедливо и дальней­ шие исследования не нужны.

Пример 2. Когда кольцо 2 выполнено из медного сплава, для которого при Тп= 1190 К, а 2 = 22,0- 1(Х* 1/К;

Е2 = 7 104 МПа; ал = 1 МПа; |i2 = 0,3.

В этом случае при тех же параметрах и геометрии коль­ ца / из формулы (5) получим А = 68,2; г2 > 93,6 мм

и S 2 < 1,4 мм. Определяя по формуле (6)

tf2max = 82,3 МПа,

убеждаемся, что ст2тах > сгл2 = 7 МПа. Из формулы

(7) следует, что при г = R

СТ/2 = 7,73 > стд2.

Следовательно, кольцо 2 целиком находится в пластическом состоянии. Этот вывод позволяет ре­ шить поставленную задачу - найти допустимую толщину кольца 2 с помощью формулы (9):

ра с очередным выделением частиц у'-фазы. Такой вывод сделан на основе:

-прерывистого подрастания трещины на начальной стадии ее продвижения;

-роста трещины в виде клина с острым надрезом на уровне атомного расстояния в вершине ее (см. рис. 9);

-увеличения содержания частиц у'-фазы

всплаве ХН67ВМТЮ на границах с расплавом припоя, в том числе и по берегам трещины. Подобная картина поведения обнаружена на сплаве ХН58МБЮД [4].

Встали 06Х15Н6МВФБШ появлению внутренних напряжений в процессе пайки спо­ собствуют:

-искаженная кристаллическая решетка;

-несколько увеличенное содержание во­ дорода и дислокаций в зоне контакта с припоем;

-твердорастворное легирование при начавшемся растворении карбидной фазы при

Г> 1130 к.

Так как на начальной стадии взаимодей­ ствия процессы искажения кристаллической решетки, скопления дислокаций и водорода происходят на поверхности и в приповерхно­ стных слоях материалов, поэтому первона­ чально рост внутренних напряжений наблюда­ ется в этих зонах. Вследствие указанных про­ цессов затрудняется пластическая деформация поверхностных слоев, что приводит к интен­ сивному деформационному упрочнению. Соче­ тание локальных концентраций напряжений с заторможенностью пластической деформации создает условия для накопления упругой энер­ гии в поверхностных слоях материала.

Рост упругой энергии в исследуемых ме­ таллах наблюдается вплоть до температуры 1190 К. Такой вывод сделан на основе анализа механических свойств сплава ХН67ВМТЮ и стали 06Х15Н6МВФБШ, поскольку до этой температуры обнаружено усиление чувстви­ тельности материалов к разрушению под воз­ действием расплава припоя, особенно диспер- сионно-твердеющего сплава ХН67ВМТЮ, а при Т= 1270 К - резкое ослабление.

Благоприятным местом для зарождения дефектов являются участки:

- скопления дислокаций вблизи барьеров, какими являются сидячие дислокации в иска­ женной решетке, граница зерна с включениями

упрочняющей /-фазы в сплаве ХН67ВМТЮ и карбидной - как в сплаве ХН67ВМТЮ, так и в стали 06Х15Н6МВФБШ;

-перегибы термического происхождения, облегчающие слияние дислокаций и возникно­ вение зародышевой микротрещины;

-встречи двойника деформации с проч­ ными барьерами, какими являются границы зерен с частицами упрочняющих фаз, напри­

мер у'-фаза и карбидная в сплаве ХН67ВМТЮ;

-границы на стыках перемещающихся друг относительно друга кристаллов, напрйЫер на стыке трех зерен. Это зафиксировано на сплаве ХН67ВМТЮ [5, 12, 13];

-места появления вакансий вследствие избирательного растворения никеля в жидко­ металлическом расплаве.

Встали 06Х15Н6МВФБШ, поскольку она при температуре свыше 1190 К становится практически однофазной, не исключена веро­ ятность появления трещин благодаря межзеренному проскальзыванию вдоль границы со ступенькой, а также из-за образования и разви­ тия пор с помощью механизма конденсации вакансий, возникновение и рост которых сов­ падают как с понижением пластичности метал­ лов при пайке, так и с началом незначительно­ го проскальзывания по границам зерен. Кроме того, процесс порообразования может быть связан с диффузией элементов основы, в част­ ности никеля в расплав припоя. Реализация последней схемы возможна также и в сплаве ХН67ВМТЮ с началом появления расплава припоя.

Трещины зарождаются одновременно как

споверхности металла, так и внутри него, о чем свидетельствуют следующие факты:

- разрушение образцов происходит при значительно меньшей нагрузке в сравнении с разрушением в неактивной среде, особенно в сплаве ХН67ВМТЮ;

- наличие разветвленности трещин, а также отсутствие растворения элементов осно­ вы в расплаве припоя при дорыве на конечной стадии разрушения.

Последний факт является наиболее убе­ дительным, поскольку даже при нагреве образ­ цов из сплава ХН67ВМТЮ токами высокой частоты в индукторе (время нагрева не превы­ шало 50 с) в контакте с припоем (среда - ваку­