книги / Справочник по пайке

ум) наблюдалось существенное растворение никеля в расплаве припоя [5, 12, 13]. Кроме того, в пользу высказанного предположения об одновременности образования микротрещин на поверхности и внутри объема металла свиде­ тельствуют данные металлографического ана­ лиза образцов. Установлено, что как в сплаве ХН67ВМТЮ, так и в стали 06Х15Н6МВФБШ внутри объема металлов в зонах, отдаленных от места разрушения, образуются пустоты в виде микротрещин [5, 12, 13].

Поскольку разрушение имеет только межкристаллитный характер, то зарождение трещин происходит непосредственно по гра­ ницам зерен. Такое явление можно объяснить, например, меньшей прочностью границ зерен в сравнении с телом вследствие нескомпенсированности атомов и их «уширения» (размер по­ следнего может достигать значения, состав­ ляющего 10 нм). Образованию трещин по гра­ ницам зерен способствует и неоднородная де­ формация. Ее появление в поверхностном слое связано с происходящими физико-химическими процессами при воздействии припоя, приводя­ щими к искажению кристаллической решетки и скоплению дислокаций с образованием «леса» дислокаций, а в объеме металла - преимущест­ венно вследствие присутствия вторичных фаз, твердорастворного легирования и примесей. Последние, например S, Sn, Pb и т.д., распола­ гаясь, как правило, по границам зерен, могут как с основным металлом, так и между собой образовывать легкоплавкие соединения с по­ ниженной температурой плавления. Располо­ жение примесей по границам зерен объясняется их большим атомным радиусом. Например, для Sn, Pb, S, Р он равен 0,1862, 0,1949, 0,1862 и 0,1582 нм соответственно, тогда как для хими­ ческих элементов, например Ni, составляющего основу сплава ХН67ВМТЮ, не превышает 0,1377 нм, Fe в стали 06Х15Н6МВФБШ - 0,1411 нм [22].

Стремясь понизить свою энергию, легко­ плавкие элементы перемещаются в области растяжения, какими являются границы зерен. Появление областей растяжения связано с раз­ личной ориентацией атомов, так как граница зерна представляет собой дислокационную структуру и непрерывный переход между дву­ мя решетками создается за счет линий дисло­ каций, равноудаленных друг от друга.

Докритический рост трещин в материалах в зоне взаимодействия связан с существовани­ ем и образованием точечных дефектов. Ско­ рость движения точечных дефектов велика, особенно вакансий, и составляет до 10 км/ч [23, 24], поэтому при наличии жидкого припоя точечные дефекты могут способствовать под­ растанию микротрещин за очень короткий промежуток времени.

Контролирующим фактором в объясне­ нии докритического подрастания трещин в металлах, вероятно, является дислокационный механизм подпитки трещины, о чем свидетель­ ствует скачкообразное продвижение трещины в начальный момент. При подрастании трещи­ ны до гриффитсовских размеров вся упругая энергия, накапливаемая в металле, поглощает­ ся трещиной. Процессы деформирования ок­ ружающего трещину объема практически пре­ кращаются. Поток энергии идет теперь только на разрыв межатомных связей в вершине тре­ щины. Трещина начинает прогрессировать и переходит в стадию закритического роста. Ин­ тенсивному развитию закритической трещины способствуют трещины и поры, имеющиеся в объеме металла, и малая вязкость припоя при температуре пайки, что увеличивает скорость его проникновения в микротрещину и, следо­ вательно, сокращает время до разрушения об­ разцов. Процесс зарождения и роста трещин значительно ускоряют элементы, которые обра­ зуют с элементами припоя легкоплавкие фазы, а также крупное зерно, концентраторы напряже­ ний в виде рисок и скорость деформации.

Можно заключить, что характер разру­ шения других исследуемых материалов ХН78Т, Н36ХТЮ, 07Х16Н6, 12Х18Н10Т в контакте с припоем заключается в следующем:

-разрушение имеет хрупкий характер, о чем свидетельствует малое относительное уд­ линение, не превышающее 2 %; излом межкри­ сталлитный; воздействие различных факторов на механические свойства проявляется практи­ чески в равной мере;

-на границе раздела основа-припой на­ блюдается как диффузия элементов припоя меди и серебра в металлы, так и растворение никеля - элемента основы в расплаве припоя;

-при температуре пайки материалы имеют ГЦК-решетку с близким атомным ра­ диусом;

-сохраняется неизменная балльность зерна при нагреве до Гп;

-чувствительность к охрупчиванию про­

является в равной степени при температуре, превышающей температуру пайки, т.е. когда структура всех металлов однофазная; излом при этом также межкристаллитный.

Некоторые металлы имеют отличия в ха­ рактере разрушения:

- для сплава ХН78Т и стали 12Х18Н10Т на поверхности, контактируемой с расплавом, свойственно множество микротрещин, запол­ ненных припоем;

копления в них упругой энергии. Такое явление наблюдается вплоть до 1190 К. Неравномерное ее накопление приводит к локализации напря­ жений, и в момент, когда напряжения в отдель­ ных участках превысят предел прочности, про­ исходит образование трещин, приводящих в конечном итоге к разрушению образцов.

Подтверждением того, что в этих сплавах при испытаниях до Тп процесс накопления уп­ ругой энергии превалирует над ее затратами, свидетельствует малая растягивающая нагруз­ ка, при которой происходит разрушение образ­ цов и незначительная работа разрушения, а

твердеющих сплавов существенно выше, чем гомогенного и сталей;

-вязкость разрушения дисперсионнотвердеющих сплавов существенно ниже, чем гомогенного и сталей;

-работа разрушения дисперсионнотвердеющих сплавов несколько меньше, чем гомогенного и сталей.

Указанные отличия в характере разруше­ ния сплава ХН78Т и стали 12Х18Н10Т при Гп объясняются тем, что при воздействии припоя упругая энергия, накапливаемая в поверхност­ ных слоях металлов в контакте с припоем, час­ тично релаксируется в объеме за счет пласти­ ческой деформации (структура их однофазная), совершаемой, например, путем внутризеренного скольжения и скольжения по границам зерен

исубзерен, миграции зерен и т.д. Возможность для этого в данных металлах благоприятная, поскольку как при комнатной температуре, так

ипри Тпони однофазные.

Отличия в скорости, вязкости и работе разрушения дисперсионно-твердеющих спла­ вов от других исследуемых материалов обу­ словлены напряженным их состоянием, так как эти сплавы с нагревом претерпевают фазовые изменения, вследствие чего их деформацион­ ная способность резко падает. Отсюда, при воздействии припоя, релаксация упругой энер­ гии затруднена как с поверхности, так внутри металлов.

Следовательно, повышенная чувстви­ тельность дисперсионно-твердеющих сплавов к охрупчиванию связана с ограниченной пла­ стической их деформацией в процессе пайки, в результате которой создаются условия для на­

Т = 1270 К, когда эти сплавы являются одно­ фазными. Чувствительность их к охрупчива­ нию резко ослабевает, и потеря прочности в процентном отношении такая же, как и для других исследуемых материалов (см. рис. 5).

Природа разрушения всех исследуемых материалов при воздействии припоя Cu-Ag аналогична, а отличия связаны лишь с фазовы­ ми или структурными изменениями, порож­ дающими уменьшение пластичности материа­ лов, и чем больше эти изменения, тем в боль­ шей мере наблюдается усиление эффекта ох­ рупчивания.

Изложенная модель механизма разруше­ ния конструкционных материалов при высоко­ температурной пайке биметаллических конст­ рукций свидетельствует о том, что природа зарождения и развития трещин в материалах имеет существенные отличия от известных: зарождение трещин вызвано появлением растя­ гивающих напряжений в материалах при их резкой потере деформационной способности под воздействием расплава припоя. Уровень возникающих напряжений в локальных объе­ мах может превышать предел прочности мате­ риалов, при этом пластичность практически снижается до нуля.

Появлению внутренних напряжений пре­ имущественно способствуют: фазовый наклеп, увеличивающийся с появлением расплава при­ поя; твердорастворное легирование; искажен­ ная кристаллическая решетка вследствие рас­ творно-диффузионных процессов; скопление водорода и дислокаций в поверхностном слое материала на границе с расплавом припоя.

Рост трещин происходит в две стадии: на первой стадии - дискретно, на второй - мгно­ венно. Прерывистость подрастания трещины на первом этапе связана с повторяющимися процессами накопления и расхода упругой энергии в вершине трещины при ее продвиже­ нии и останове соответственно, а мгновенное - со слиянием магистральной поверхностной трещины с трещинами, образующимися во внутреннем объеме материала.

Обеспечение прочности паяного соеди­ нения. Важная проблема, заключающаяся в разрушении соединения по спаю и относящая­ ся к конструкциям типа цилиндра или с конфи­ гурацией, подобной соплу с критическим сече­ нием, вызвана низкой прочностью сцепления по спаю вблизи стали (см. рис. 3). В соответст­ вии с литературными данными по пайке появ­ ление низкой прочности в подобном сочетании паяемых материалов припоем медь-серебро казалось маловероятным. Вместе с тем повто­ ряющиеся разрушения спаянных конструкций при давлениях ниже требуемых являлись осно­ ванием [25] для проведения ряда работ по изу­ чению проблемы преждевременного разруше­ ния паяных конструкций.

Паяная конструкция состояла из двух оболочек: наружная изготовлена из высоко­ прочной стали, внутренняя - из сплава на ос­ нове меди. Паяли оболочки между собой по вершинам ребер, выполненных на наружной поверхности внутренней оболочки. Для пайки использовали припой медь-серебро; наносили его на паяемые поверхности гальванически. Образование расплава припоя происходило за счет контактно-реакционного плавления при­ поя при 1050 К.

Металлографическим анализом шлифов, вырезанных из зоны, расположенной вблизи дефектного участка, установлено, что спай имеет ширину до 100 мкм, тогда как в местах с прочноплотным швом (на цилиндрической части) он не превышает 2 мкм. Отрыв проис­ ходит на границе раздела спай - основной ме­ талл (см. рис. 3, в). В диффузионной зоне стали в местах отрыва наблюдалась полоска толщи­ ной 10 15 мкм, отличающаяся по цвету от основного металла (см. рис. 3, б). Увеличенный размер спая свидетельствовал о невыбранном зазоре между оболочками в процессе пайки конструкции (в местах повышенной жесткости,

какими являются граница перехода цилиндра в конус и сама коническая часть). Наличие по­ лоски в стали указывало на образование слоя с иной структурой по сравнению с основным материалом.

Для разработки технологии пайки, позво­ ляющей получить паяные соединения с доста­ точной прочностью, возникла необходимость в изучении причины разрушения конструкции. В [25] исследованы химическая неоднород­ ность в поверхностном слое стали, контакти­ рующая с расплавом припоя, скопившимся в невыбранном зазоре, и влияние зазора на обра­ зование химической неоднородности и проч­ ности паяного соединения. С этой целью про­ ведены металлографический, микрорентгеноспектральный, фазовый физико-химический и рентгеноструктурный анализы, а также меха­ нические испытания. Работу проводили на образцах-имитаторах и образцах, вырезанных из зоны разрушения паяной конструкции.

Конструктивно образец-имитатор состоял из двух дисков, которые соединяли между со­ бой с помощью пайки медно-серебряным при­ поем. Припой на паяемые поверхности наноси­ ли гальванически. Геометрия оребренного уча­ стка на диске из сплава на основе меди соответ­ ствовала геометрии ребер, выполненных на внутренней оболочке паяемой конструкции. Зазор между дисками в процессе пайки устанав­ ливали в одном случае 0,05, а в другом - 0,1 мм. Для сравнения использовали паяное соедине­ ние, собранное под пайку без зазора. Вид и толщина покрытий, а также режим пайки соот­ ветствовали условиям подготовки деталей под пайку и пайки конструкции.

Механическими испытаниями установле­ но, что паяные соединения, собранные без за­ зора под пайку, разрушаются по основному металлу - по ребрам, собранные с зазором - по спаю; прочность паяного соединения уменьша­ ется с увеличением зазора.

Результаты металлографии показали, что в соединениях, паяемых без зазора, полоска в стали не наблюдается, тогда как в соединениях с зазором полоска в стали существует. Протя­ женность ее по глубине при зазоре 0,1 мм со­ ставляла 10 15 мкм, и располагалась она подобно имеющейся в стали разрушившейся конструкции (см. рис. 3).

При микрорентгеноспектральном анализе установлено, что полоска как в образцеимитаторе, так и в разрушенной конструкции состояла из 68 % железа, 29 % хрома, 1 % нике­ ля, остальное - ниобий, вольфрам и молибден. В то же время в объеме стали содержание желе­ за, хрома и никеля составляло 78, 14 и 5 % соот­ ветственно. В спае на границе с полоской обра­ зовалась эвтектика, состоящая из меди и серебра; из элементов основы здесь наблюдались никель и частично хром. Растворения железа, являюще­ гося основой стали, в спае не обнаружено.

В результате фазового физико-хими­ ческого послойного и рентгеноструктурного анализов выявлено, что в имеющейся полоске наблюдалось вкрапление карбидной фазы М2зС6 - Сг23С6, содержание которой составляло

0,58 %; параметр решетки 2,865 А В то же время в объеме металла концентрация ее со­

ставляла 0,48 %, а параметр решетки - 2,875 А

(1 А = 0,1 нм).

На границе раздела полоска - закристал­ лизовавшийся расплав припоя зафиксированы фазы типа Ci^Sn, NiSn, FeSn, CuO и Cuj ^S. Аналогичные типы фаз образуются в зоне раз­ рушения паяной конструкции (в полоске стали).

Можно заключить, что при пайке конст­ рукций с «невыбранным» зазором происходят сложные физико-химические процессы, спо­ собствующие: образованию химической неод­ нородности, представляющей собой полоску, граничащую с припоем; увеличению в этой же полоске содержания карбидной фазы; появле­ нию легкоплавких соединений на границе раз­ дела сталь - расплав припоя. Адекватность результатов исследований на образцах и пая­ ной конструкции позволили сделать вывод, что разрушение в области сталь - спай связано с этими аномальными явлениями. Появление полоски в стали можно объяснить тем, что при пайке конструкций в сохранившемся зазоре между оболочками скапливались излишки рас­ плава припоя. В процессе контактирования жидкой фазы с поверхностью стали при пайке на границе раздела между твердым телом и жидкой средой происходит взаимная диффузия химических элементов: из стали в расплав диффундирует преимущественно никель, а в сталь - медь.

Наблюдаемое растворение никеля в рас­ плаве приводит к перераспределению содер­ жания железа и хрома в полоске. Кроме того, сопутствующим фактором, приводящим к из­ менению концентраций железа и хрома в по­ лоске, является повышенное содержание кар­ бидной фазы Сг23С6, в состав которой входят железо и хром. Появление избытка карбидной фазы связано с тем, что в поверхностном слое стали при взаимодействии с расплавом припоя возникал градиент напряжений (напряжения интенсифицируют выпадение упрочняющих фаз). Появление градиента напряжения вызва­ но искажением кристаллической решетки по­ верхностных слоев стали вследствие внедрения в решетку твердого раствора железо-никель- хром атомов меди, имеющей больший атомный радиус в сравнении с никелем.

Влияние полоски, карбидной фазы и лег­ коплавких соединений на прочность паяного соединения можно объяснить исходя из сле­ дующих соображений. Железо и хром, состав­ ляющие основу полоски, имеют слабое сродст­ во с серебром и медью - элементами припоя. Серебро нерастворимо в твердом железе, а растворимость меди составляет примерно 1 %. Со вторым элементом полоски - хромом - компоненты припоя также не образуют ника­ ких соединений до температуры пайки. Кар­ бидная фаза, содержащаяся в виде вкраплений в полоске, является хрупким соединением и не образует химических связей как с серебром, так и с медью.

Действие легкоплавких химических со­ единений на поверхности полоски объясняется тем, что их прочность невысока по сравнению с металлом, полученным диффузионным сра­ щиванием через медь-серебро в процессе пай­ ки конструкции при отсутствии зазора между соединяемыми оболочками.

Все три фактора: увеличение концентра­ ции железа и хрома, далеких от сродства к элементам припоя, наличие карбидной фазы и легкоплавких соединений, - дополняя друг друга, влияют на прочность связи атомов ре­ шетки металла на границе раздела полоска - закристаллизовавшийся расплав, что приводит, в конечном итоге, к разрушению паяной конст­ рукции при меньшей нагрузке в процессе испытаний.

В паяных соединениях без зазора между контактирующими поверхностями при пайке полоска не образуется, и прочность такого со­ единения существенно выше, чем при наличии полоски в соединении. Данный факт указывает на то, что для обеспечения необходимой проч­ ности спая следует предотвратить появление полоски в стальной оболочке при пайке конст­ рукции, и этого можно достичь лишь при усло­ вии выбора зазора при нагреве оболочек, при­ чем в тот момент, когда припой еще находится в твердом состоянии, т.е. в виде покрытия. Поэтому на стадии нагрева конструкции для выбора зазора использовано явление ползуче­ сти материала оболочек. Для этого при темпе­ ратуре ниже начала плавления припоя осуще­ ствляют изотермическую выдержку и создают избыточное давление за счет вакуумирования полости между паяемыми деталями и давления снаружи. Время выдержки устанавливают на основании предела текучести материала обо­ лочек, их размеров, коэффициента термическо­ го расширения, температуры, при которой про­ водится выдержка. После выбора зазора про­ должают дальнейший нагрев конструкции до температуры пайки.

Таким образом, изотермическая вы­ держка на стадии нагрева конструкции под пайку и избыточное давление позволяют пре­ дотвратить появление химической неоднород­ ности в стали на границе с расплавом припоя и обеспечить качественное формирование пая­ ного шва и необходимую прочность спая.

РА С ЧЕТ ДА ВЛЕН И Я РА Б О Ч Е Г О ГАЗА

ВО БЪ ЕМ Е П Е Ч И Д Л Я П О Д Ж А ТИ Я (ВЫ БО РА ЗАЗОРА) П А Я ЕМ Ы Х Д ЕТА Л ЕЙ

В[25] показано, что преждевременное

разрушение (отрыв оболочек) паяных конструк­ ций (см. рис. 3) происходит вследствие низкой прочности сцепления на границе «сталь - пая­ ный шов». Повышение прочности спая было достигнуто за счет избыточного давления, соз­ даваемого в процессе пайки [26].

При расчете давления исходили из сле­ дующих предположений и допущений.

1. Внутренняя оболочка обладает сущест­ венно меньшим пределом текучести, чем на­

ружная, т.е. стv2(1) > о л2(2) •

2.Оболочки тонкие, т.е. Я, = R2

3.При расчете напряженно-деформиро­ ванного состояния справедлива безмоментная теория.

4.Условие качественной пайки - кон­ тактное давление рк в местах сопряжения обо­ лочек должно быть не менее 0,1 МПа.

Принятые допущения соответствуют ши­ роко распространенному на практике случаю пайки внутренней бронзовой и наружной стальной оболочек, применительно к которому проводится рассмотрение.

Впроцессе пайки можно выделить два важных этапа: нагрев оболочек до температуры пайки и охлаждение их после пайки до ком­ натной температуры. Рассмотрим каждый из этих этапов. При нагреве оболочек исходный монтажный зазор между оболочками выбира­ ется за счет различного увеличения диамет­ ральных размеров оболочек. Полная деформа­ ция наружной оболочки

Знак перед еп1 определяется напряженным

состоянием оболочки: при растяжении «+», при сжатии «-».

Полная деформация внутренней оболочки

Здесь ес1, ес2 - силовая деформация деталей 1

и 2; ем, е,2 - температурная деформация дета­

лей У и 2; еп|, е п2 - деформация, вызванная

ползучестью металлов наружной и внутренней оболочек; р - избыточное давление; Е\, Е2 -

модули упругости металлов наружной и внут­ ренней оболочек; А Ь А2- коэффициенты, зави­ сящие от ползучести металлов оболочек; т -

время; /п - температура пайки; / 0 - комнатная температура; а | , а 2 - коэффициенты термиче­

ского расширения металлов наружной и внут­ ренней оболочек; 8 ^ 8 2 - толщина стенки обо­

лочек, наружной и внутренней соответственно.

сферное давление) и решая полученное выра­ жение относительно р, получим формулу для расчета необходимого давления рабочего газа:

в случае ее растяжения принимается «+», в случае сжатия «-». Из двух значений р, полу­ ченных по формулам (16) и (17), выбирается наименьшее. После проведения расчета следу­ ет определить напряженное состояние внешней оболочки, пользуясь, например, формулой (13), и сравнить его с допустимым.

Рассмотрим пример пайки конструкций из двух оболочек: внутренняя оболочка - брон­ за БрХ0,8; наружная - сталь 06Х15Н6МВФБШ.

= 0,1 мм, а л2(2) = 7 МПа. Для упругого состоя­

ния внутренней оболочки, пренебрегая в нуле­ вом приближении ползучестью оболочек, из (16) находим:

Р = Рко ± [-(а2 ” Ctl ) ( /n - / о ) - е п2 “ е п1 ± е м ] ^ 2 5 2

( 16)

где 5(, 52 - толщина стенки наружной и внут­

ренней оболочек.

При учете ползучести материала оболо­ чек расчеты по (16) проводятся методом по­ следовательных приближений. В нулевом при­ ближении следует положить еп1 = е п2 = 0. При

положительном знаке разницы ( р - рко ) на­ ружная оболочка находится в сжатом состоя­

наоборот. После этого расчет проводится с учетом ползучести в первом приближении, далее нагрузка уточняется и расчет проводится во втором приближении и т.д.

Формула (16) получена в предположении, что внутренняя оболочка находится в упругом состоянии. Если внутренняя оболочка находит­ ся в пластическом состоянии, требуемое дав­ ление рабочего газа

Знак в формуле (17) определяется напря­ женным состоянием внутренней оболочки:

= -4,5 МПа.

Для пластического состояния внутренней оболочки по формуле (17) находим

р =0,1 - — = -0,5 МПа.

У50

Отрицательное значение р показывает, что в рассмотренном примере плотное поджатие оболочек обеспечивается только за счет различ­ ного теплового расширения оболочек, без пода­ чи в печь рабочего газа. Также нетрудно понять, что абсолютное значение полученной величины р есть превышение контактного давления над требуемым значением рко= 0,1 МПа.

При охлаждении оболочек от температу­ ры пайки внутренняя оболочка стремится со­ кратиться в размерах быстрее наружной, что может привести к нарушению требуемого кон­ такта между оболочками. Этап охлаждения состоит из двух подэтапов:

-охлаждение от температуры пайки до температуры полной кристаллизации /кр паяно­ го шва;

-охлаждение от полной кристаллизации паяного шва до комнатной температуры.

Для расчета давления рабочего газа на первом подэтапе охлаждения можно восполь­ зоваться ранее представленными уравнениями (16), (17) с соответствующими изменениями уравнений (13) и (14), а именно:

Ел = - а 1 ( ' п - ' к р ) и е<2 = - а 2 ( ' п - ' к р ) .

где /кр - температура кристаллизации припоя,

атакже положим ем = 0.

Сучетом этих дополнений получены сле­ дующие выражения для определения давления рабочего газа в процессе охлаждения оболочек от температуры пайки до температуры кри­ сталлизации шва. При упругом состоянии внутренней оболочки

Р = Рко + [-(а2 - а ,)(/п - / Кр ) _ е п1 “ е п2 + е м1 ^ 2 5 2 .

(18)

В отношении ползучести оболочек в об­ щем остается справедливым замечание к фор­ муле (18), но знаки перед еп1 и еп2 меняются на противоположные. При пластическом со­ стоянии внутренней оболочки

опыт, создание в печи для пайки давления ра­ бочего газа, превышающего 0,55 МПа, пред­ ставляет трудную задачу. Поэтому для под­ держания плотного контакта между деталями учтем ползучесть внутренней оболочки.

Воспользуемся формулой (18), определим из нее требуемую деформацию ползучести внутренней оболочки. Поскольку она находит­ ся в растянутом состоянии (р > рко), в формуле (13) перед 6П| следует взять знак «+». С уче­

том этого, а также с помощью выражения (13) из формулы (18) получим необходимое время выдержки оболочек при температуре кристал­ лизации для обеспечения плотного контакта между оболочками:

Ползучесть оболочек снижает требуемое давление рабочего газа. Этот факт является благоприятным, поскольку, как показывает

где q - прочность спая шва. Расчетная формула для определения давления рабочего газа примет вид:

мулу (20) входит текущее значение температу­ ры /. Расчеты по (20) следует проводить, сни­ жаясь по температуре ступенчато и полагая неизменность q на каждой ступени. В рассмат­ риваемом примере пайки бронзовой и стальной оболочек прочность спая при температуре составляет q = 40 МПа. Полагая, что при сни­ жении температуры до 870 К величина q оста­ ется неизменной, и пренебрегая ползучестью оболочек, получим из формулы (15):

Р = З-КГ6 100-3,6 1 0 4 - 4 0 = -39,7 МПа. 50 1,32

Отрицательное значение р свидетельству­ ет о том, что рабочий газ не нужен. При даль­ нейшем охлаждении оболочек прочность пая­ ного шва возрастает сильнее, чем отрывающая нагрузка, вызванная различием коэффициентов линейного расширения. Отсюда следует, что до кристаллизации паяемого шва в рассматривае­ мом примере проводить поджатие оболочек рабочим газом не нужно. На всех этапах опре­ деления давления рабочего газа необходимо проверять внутреннюю оболочку на местную прочность, т.е. несущую способность участка оболочки, заключенного между соседними ребрами. Таким образом, применение методики расчета давления рабочего газа для выбора зазора между соединяемыми поверхностями позволило обеспечить качественную пайку конструкций, состоящих из оболочек, приве­ денных выше.

На практике возможны случаи, когда для выбора зазора (при его завышении) требуется давление газа, превышающее допустимое в паяемой печи, т.е. 0,55 МПа. В этом случае достичь плотного контакта можно также с по­ мощью ползучести материала внутренней обо­ лочки. Для этого до начала плавления припоя в работах предложена выдержка в процессе пай­ ки (до плавления припоя). Время выдержки

и,

(a 2 a l)(^n ^кр)"

( Р - Р к о ) Я 1+ Е ф Л

Е А )

Е2Ь2

Разработанная методика расчета давления рабочего газа может быть полезна для других сочетаний металлов независимо от градиента температур, ползучести металлов, интервала кристаллизации припоя и т.д.

ОПТИМИЗАЦИЯ ХИМИЧЕСКОГО

СОСТАВА ПРИПОЯ И ПРОЧНОСТИ

ПАЯНОГО СОЕДИНЕНИЯ

Поведение жидкого припоя на поверхно­ стях паяемых металлов характеризуется смачи­ ваемостью и растекаемостью. Смачиваемость - чисто физический процесс, определяемый по­ верхностным натяжением, свободной поверх­ ностной энергией на единицу поверхности и краевым углом смачивания; является необхо­ димым, но недостаточным условием доброка­ чественного паяного шва и предшествует более сложной характеристике - растекаемости, ко­ торую можно определить как свойство мате­ риала изменять свою форму в жидком состоя­ нии на поверхности твердого тела или зазоре.

Поскольку смачиваемость и растекаемость являются определяющими в достижении качественного формирования паяного шва, изучение поведения расплава припоя очень важно как в гидродинамическом, так и в ме­ таллургическом аспектах. Однако такое изуче­ ние является недостаточным условием получе­ ния оптимального по качеству паяного соеди­ нения. Наряду с этим требуется исследование прочностных характеристик паяного соедине­ ния. Как указано в [12], только одновременное изучение указанных выше характеристик мо­ жет быть близким к оптимальному варианту в обеспечении качественного формирования паяного шва и прочности паяного соединения. В [12] предложен методический подход к изу­ чению вышеуказанных характеристик в сле­ дующих направлениях.

Плотность и поверхностное натяжение припоя ПСр37,5. Выбор этой композиции припоя был связан с его широким использова­ нием в различных областях техники, в том числе и при пайке конструкций ЖРД. Изучение характеристик проводили в ИВТ РАН (авторы В. А. Фомин, В. В. Качалов, С. Н. Сковородько и В. Н. Семенов). Плотность и поверхностное натяжение определяли методом Сагдена. При­ менение двух капилляров различных диамет­ ров, погруженных на разную глубину в иссле­ дуемый жидкий металл, позволяло получить большой набор экспериментальных данных для расчета плотности, а при расчете поверхност­ ного натяжения снимало неопределенность в глубине погружения капилляров в жидкий ме­ талл и учете кривизны мениска в тигле.

Zn - 5,37 %. Предварительно рабочий участок подвергался горячей очистке в печи при мак­ симальной температуре эксперимента и вакуу­ ме 5 10"* мм рт. ст. (1 мм рт. ст. » 133 Па) в течение 5 ч. После очистки рабочего участка штабик металла загружался в тигель на 1 ч для удаления остатков газа при температуре не­ сколько выше температуры плавления. Затем проводилось заполнение печи и рабочего уча­ стка гелием. На каждом температурном режи­ ме измеряли максимальное давление образова­ ния пузырей на 8-10 уровнях погружения. Для проверки воспроизводимости замеры проводи­ лись при подъеме и опускании капилляров.

Скорость образования пузырей выбира­ лась одинаковой на всех режимах и соответст­ вовала образованию одного пузыря за 10 с; при такой скорости можно было легко регистриро­ вать положение менисков манометрической жидкости на всех этапах образования пузыря. Продолжительность проведения эксперимента

была приемлемой, и отсутствовало искажение величины максимального давления за счет гидравлического сопротивления в газовых ма­ гистралях. Были проведены измерения на пяти температурных режимах в интервале от темпе­ ратуры плавления припоя 1080 К до темпера­ туры пайки 1340 К при прямом и обратном температурных ходах.

Плотность исследуемого сплава рассчи­ тывалась методом наименьших квадратов по уравнению Сагдена. По экспериментальным значениям плотности методом наименьших квадратов подобрано уравнение

р(г/см3) = 11,410-0,003359/.

Втабл. 4 приведены экспериментальные значения плотности и отклонения этих значе­ ний от подобранного уравнения.

Поверхностное натяжение рассчитыва­

лось по формуле Сагдена а = а2рж/2 , где

а2 - капиллярная постоянная. Капиллярную постоянную находили методом последователь­ ных приближений с использованием таблиц Сагдена:

I/*, - Мх2

где Д р у, Арш - максимальное давление обра­

зования пузыря в узком и широком капилля­ рах; А/, - расстояние между плоскостями сре­

зов капилляров с учетом температурного рас­ ширения; х ,,* 2 - функции радиусов капилля­

ров и капиллярной постоянной (приведены в таблице Сагдена).

По полученным значениям методом наи­ меньших квадратов подобрано уравнение

ст = 725,0 + 0,2577 / [дин/см].

Таблица *

В табл. 5 представлены эксперименталь­ ные значения поверхностного натяжения и отклонения этих значений от аппроксимирую­ щего уравнения.

Анализ погрешностей дал величину отно­ сительной предельной погрешности изменения поверхностного натяжения при доверительной вероятности 0,95, равную 2 %. Полученные данные показали:

-зависимости плотности и поверхност­ ного натяжения от температуры в исследован­ ном интервале температур линейные;

-что положительный температурный ко­ эффициент поверхностного натяжения в иссле­ дованном температурном интервале является следствием перераспределения компонентов сплава между поверхностным слоем и объем­ ной фазой.

Уход поверхностно-активного компонен­ та в объемную фазу при повышении темпера­ туры приводит к росту поверхностного натя­ жения в некотором температурном интервале. Совпадение результатов химического анализа, проведенного до и после эксперимента, кос­ венно подтверждает такую возможность. Ука­ занные предложения по перераспределению химических элементов припоя согласуются с исследованиями, полученными на микроанали­ заторе «Хитачи», анализ которых показал, что компоненты припоя ПСр37,5 (в частности, медь и марганец) избирательно адсорбируются на поверхности образовавшейся трещины в сплаве ХН67ВМТЮ при пайке.

Впервые явление перераспределения эле­ ментов обнаружили и объяснили П. А. Ребин­ дер и А. Б. Таубман при исследовании органи­ ческих жидкостей. Для двухкомпонентных металлических систем Cu-Ag это явление на­ блюдали Краузе, Зауэрвальд, Михальке; для систем Cu-Sn и Cu-Sb - Драт и Зауэрвальд; для системы Sn-Bi - Пугачевич и др.

Вязкость припоев системы Cu-Ag. Вяз­ кость этой системы изучали в ИВТ РАН (авто­ ры В. А. Фомин, В. В. Качалов, С. Н. Сковородько и В. Н. Семенов). Исследования вязко­ сти высокотемпературных припоев проводили методом затухающих крутильных колебаний стаканчика с расплавом. При проведении экс­ перимента на каждом температурном режиме определяли логарифмический декремент зату­ хания крутильных колебаний и период колеба­ ний подвесной системы. Логарифмический дек­ ремент затухания рассчитывался по формуле

где п - число периодов колебаний подвесной системы; А0 и Л„ - половины амплитуд соот­ ветственно начальной и конечной, отсчиты­ ваемые визуально от нулевого положения по миллиметровой шкале, отстоящей на 1 м от зеркала подвесной системы.

За время проведения эксперимента сме­ щения нулевого положения подвесной системы не наблюдалось. После первоначального кру­ тящего импульса пропускались 5-8 колебаний для установления квазистационарного гидро­ динамического поля скоростей, а затем прово­ дилась регистрация амплитуд, причем для ис­ ключения возможных случайных и системати­ ческих ошибок на каждом температурном ре­ жиме число периодов колебаний п было раз­ личным и изменялось при проведении опытов на жидком металле от 7 до 10; при тарировке пустой подвесной системы и в опытах по опре­ делению момента инерции фиксировалось 100 колебаний. Период колебаний вычислялся по времени п колебаний в пределах 0,1 с.

На каждом температурном режиме про­ изводилось 4-6 записей. Разброс полученных значений логарифмического декремента зату­ хания 8 не превышал 0,4 % и составлял в ос­ новном 0,2 0,3 %; разброс 80 - до 0,5 %. По