книги / Справочник по пайке

периоду колебаний т разброс составлял около 0,06 %, а по т0 около 0,01 %. Вязкость припоев вычислялась по уравнению Е. Г Швидковского с поправкой на мениск, предложенной И. С. Армбрюстером:

где

с= 1 -1,5* - 0,375х2 - а + — ------(6 - сх);

ЯЧ Л

темы, масса жидкого металла в стаканчике и внутренний радиус стаканчика при температу­ ре опыта /; 5, 80 - логарифмический декре­

мент затухания соответственно заполненной и пустой системы; И - высота мениска, опреде­

ляемая после эксперимента; Н ' - высота стол­ ба металла при температуре опыта /; т, т0 - периоды колебания соответственно заполнен­ ной и пустой системы; ст - поверхностное на­ тяжение металла; р' - плотность жидкого ме­ талла при температуре /; а, Ь, с - постоянные функции аргумента, определяемые из работы Е. Г Швидковского; п - число торцевых по­ верхностей трения.

Исследование вязкости проводили на четы­ рех бинарных припоях Ag-Cu и одной четырех­ компонентной системы Ag-Cu-Zn-Mn (ПСр37,5). Все использованные в исследованиях сплавы подвергались вакуумной переплавке. Содержа­ ние основных компонентов приведено в табл. 6.

Таблица б

Результаты экспериментального исследо­ вания вязкости указанных композиций пред­ ставлены в табл. 7. Обработка полученных дан­ ных проводилась по уравнению Я. И. Френкеля:

и

т| = AeRT

где г| - динамическая вязкость, г/см2 • с; А -по­ стоянная; U - энергия активации вязкого тече­ ния; R - газовая постоянная (« 2 кал/моль • °С); Т - температура, К.

В системе координат lnr| экспери­

ментальные данные для всех исследованных составов хорошо укладываются на прямые линии (см. рис. 21 ). Коэффициенты уравнения

In ц = a+ для каждой прямой приведены в

табл. 8. Отклонения экспериментальных дан­ ных от этих уравнений не превышают ± 0,8 %.

Рис. 21. Температурная зависимость вязкости медно-серебряных припоев

Вязкость данных медно-серебряных сис­ тем уменьшается с ростом температуры. Для припоев ПСр87 и ПСр37,5 с Zn и Мп ее значе­ ние наименьшее. Следовательно, эти припои наиболее технологичны с точки зрения запол­ нения капиллярных зазоров, так как их жидкотекучесть максимальна.

Растекаемость припоев системы Cu-Ag в условиях пайки и прочность паяного со­ единения. Приведенные теплофизические ха­ рактеристики медно-серебряных припоев пред­ ставляют собой информацию об их поведении в зависимости от температуры. Они необходи­ мы с точки зрения знаний о жидкотекучести припоев и, соответственно, о заполнении ка­ пиллярных зазоров. Однако этого недостаточно при разработке технологии пайки, поскольку в процессе пайки происходит взаимодействие припоя с паяемыми металлами. Поэтому следует ожидать, что процесс взаимодействия повлечет за собой изменение этих характеристик и воз­ можно изменение в формировании паяного шва.

Как известно из [12], эти изменения в значительной мере зависят от химического состава припоя, покрытия, наносимого на паяемые материалы перед пайкой, а также от сродства химических элементов припоя и паяемых металлов.

Применительно к пайке биметаллических конструкций, состоящих из стальной и бронзо­ вой деталей, наиболее приемлемой композици­ ей является сплав медь-серебро. Эти данные хорошо согласуются с результатами вязкости (жидкотекучести). Обусловлено это тем, что данные припои обладают достаточной стойко­ стью при воздействии вибронагрузок и цикли­ ческих нагрузок, агрессивных сред, включая кислоты, щелочи, кислород и т.д. Вместе с тем, рассматривая диаграмму состояния этой ком­ позиции (рис. 22), нельзя однозначно опреде-

Апомн. Z CU

Рис. 22. Диаграмма состояния сплава медь-серебро

лить оптимальный химический состав припоя для пайки биметаллической конструкции, по­ скольку на диаграмме существуют три области, где структура и химический состав их различны. В связи с этим в [12] предложен принципиаль­ ный подход оценки выбора оптимальности хи­ мического состава припоя. В основе подхода - учет диаграммы состояния медь-серебро (см. рис. 22) и экспериментальных данных, включая теплофизические характеристики - вязкость, а также смачиваемость и растекаемость припоя на паяемых металлах и прочность паяного со­ единения, выполненного с использованием этих припоев.

Рассмотрим диаграмму состояния медьсеребро, представленную на рис. 22. Из диа­ граммы следует, что данный бинарный сплав (медь-серебро) является эвтектическим. Поми­ мо эвтектики существуют две области с огра­ ниченной растворимостью. Слева - область a -твердый раствор (а-тв.р.), являющийся доэвтектической составляющей, справа - р-твердый раствор (Р-тв.р.) - заэвтектической состав­ ляющей. Все три области имеют разную струк­ туру, причем структура доэвтектического и заэвтектического сплавов меняется еще и в зависимости от температуры, поэтому стано­ вится очевидным необходимость анализа структуры в интервале температур «кристалли­ зация при-поя - комнатная». Оправдан такой анализ и тем, что отдельные паяные биметал­ лические конструкции работают в условиях высоких температур. Рассмотрим структурные изменения в каждой из областей, причем в

доэвтектической и заэвтектической - по два сплава, так как есть ограниченные области твердых растворов, и эвтектический сплав, т.е. всего пять сплавов: I и IIдоэвтектические; III - эвтектический; IV и V - заэвтектические.

Сплав I выше точки Тх находится в жид­ ком состоянии, химический состав - медь-се­ ребро. В процессе охлаждения до Тх из медно­ серебряного расплава начинают выделяться кристаллы а-тв.р. (Си и Ag). В диапазоне тем­ ператур Тх-Т2 сплав состоит из расплава медьсеребро и кристаллов а-тв.р.; концентрация а-тв.р. меняется по линии солццуса (точки 1... 2). В интервале температур Т2-Т 3 закристаллизо­ вавшийся сплав находится в состоянии одно­ фазного пересыщенного а-тв.р. В результате ниже Т3 из сплава одновременно выпадают вторичные кристаллы а-тв.р. и первичные Р-тв.р., образующие эвтектику. Этот процесс происходит до полного охлаждения, т.е. до комнатной температуры. Следует отметить, что растворимость меди в серебре при Т = 779 °С составляет 8,8 %, а при Т = 20 °С не превышает 0,01 %. Таким образом, сплав I представляет собой структуру, состоящую из частиц первич­ ных кристаллов а-тв.р. и эвтектики - механиче­ ской смеси. Количество первичных кристаллов

24 1 а-тв.р. в сплаве будет — - • 100% =85,76 %,

28,1

4 количество эвтектики------100% = 14,24 %.

28,1

Сплав II, так же как и сплав I, является доэвтектическим, однако в нем отсутствует область твердых растворов, как это имеет ме­ сто в сплаве I; в процессе кристаллизации (точ­ ка Тх) из сплава II начинают выделяться пер­ вичные кристаллы а-тв.р. В точке Т2 жидкость полностью кристаллизуется, образуя эвтектику из частиц а-тв.р. состава точки «/» и р-тв.р. состава «g». Количество первичных кристаллов при Т = 20 °С будет составлять 37,72 %, а эв­ тектики - 62,28 %.

Эвтектический сплав III в отличие от спла­ вов I и II кристаллизуется при строго опреде­ ленной температуре, составляющей 779 °С; при 20 °С количество а-тв.р. = 71,8 %, р-тв.р. =

=28,2 %.

Всплаве IV на начальной стадии кри­ сталлизации из жидкости при Г, выделяются

кристаллы Р-тв.р. (Ag и Си), а при Т2 жидкий

расплав полностью кристаллизуется, образуя эвтектику из частиц а-тв.р. + Р-тв.р., причем частицы Р-тв.р. являются вторичными. Коли­ чество первичных Р-тв.р. кристаллов будет составлять 43 %, а эвтектики - 57 %.

В сплаве V, так же как и в сплаве IV, при достижении температуры Тх начинают выде­ ляться кристаллы Р-тв.р. Концентрация жидкой фазы при этом меняется по линии ликвидуса, а состав р-тв.р. - по линии солидуса. При Т2 сплав представляет собой пересыщенный од­ нофазный Р-тв.р., из которого при Т3 начинает выделяться эвтектика (а + Р). При комнатной температуре сплав состоит из первичных кри­ сталлов p-тв.р. и эвтектики (а + Р). Раствори­ мость серебра в меди при Т = 290 К очень мала и составляет 0,1 %. Количество первичных кристаллов Р-тв.р. при Т - 20 °С будет 93,17 %, а эвтектики - 6,83 %.

Для наглядности приведенных расчетов сведем данные в табл. 9, из которой следует, что доэвтектический и эвтектический сплавы состоят из а-тв.р. и эвтектики, заэвтектические - из эвтектики и частиц p-тв.р. В первых трех сплавах структура преимущественно состоит из серебра, а в последних двух - из меди. Ана­ лиз структуры в зависимости от температуры показал, что такие изменения имеют место только в сплавах I и IV, причем в сплаве I на­ блюдается увеличение растворения меди с повышением температуры (предельная раство­ римость при 779 °С составляет 8,8 %); в сплаве V отмечается аналогичная тенденция, но толь­ ко с серебром (предельная растворимость се­ ребра в меди при Т = 779 °С составляет 8 %).

Из анализа структуры сплавов следует, что оптимальными для пайки биметаллических конструкций являются сплавы III и IV, т.е. эвтектический и заэвтектический. Обусловлено это тем, что структура этих сплавов практиче­ ски не претерпевает изменений вплоть до тем­ пературы их плавления, а значит, структура не повлияет на изменение прочности паяного соединения при его нагреве.

Доэвтектические сплавы и заэвтектиче­ ский сплав V использовать нецелесообразно. Для доэвтектических сплавов первой причиной является высокая стоимость, так как сплавы преимущественно состоят из серебра; вторая причина - низкая прочность как самого сереб­ ра, так и паяного соединения; третья - возмож-

ность эрозии бронзы из-за взаимодействия серебра с медью - основой бронзы. Отсутствие интереса к сплаву V связано с тем, что его структура практически состоит из кристаллов чистой меди, а медь в сравнении с серебряны­ ми сплавами хуже смачивает поверхность ста­ ли, особенно при капиллярной пайке, и, кроме того, медь может вызывать охрупчивание и растрескивание сталей. Таким образом, для определения характеристик смачиваемости и растекаемости были предложены сплавы III и IV; в данном случае оценку смачиваемости и растекаемости выбранных припоев проводили по краевому углу смачиваемости.

В процессе растекания расплава по твер­ дому телу условия равновесия определяются

°1,3 = ст2.3 +0|,2 (COS0),

где а 13 - поверхностное натяжение между

твердым телом и газовой средой; ст2 3 - по­

верхностное натяжение расплава на границе с твердым телом; а, 2 - поверхностное натяже­

ние жидкости на границе с газовой средой.

Из условия равновесия следует, что cos0 = (а, з -ст2 3)/ст, 2 Отсюда видно, что при

cosG > 0 или 0 < 90° жидкий расплав смачивает

поверхность твердого тела, растекаясь по его поверхности.

Проведенные исследования по определе­ нию cos0 на стали и бронзе в вакууме 10~2 мм рт. ст. (1 мм рт. ст. « 133 Па) показали, что сплавы III и IV плохо смачивают поверх­ ность стали и бронзы, так как имеющийся в них хром образует окисную пленку Сг20 3 тол­

щиной более 30 А . Силы взаимодействия ме­

жду атомами расплава и твердого тела возни­

кают лишь при ее толщине менее 10 А , по­ этому оценить смачиваемость этих сплавов на стали и бронзе можно лишь при условии безокислительного нагрева при низком парциаль­ ном давлении кислорода (высокий вакуум) или при наличии покрытий на стали и бронзе, окислы которых, в случае их образования, лег­ ко диссоциируют при высоком парциальном давлении кислорода (неглубокий вакуум со степенью разряжения 10"2 мм рт. ст.).

Из числа покрытий, применяемых в про­ мышленности, например золото, серебро, медь, никель, железо и др., наибольший интерес с практической точки зрения представляют медь и никель. Отсутствие интереса к остальным покрытиям обусловлено тем, что золото и се­ ребро являются дорогостоящими элементами, а железо практически нерастворимо как в меди, так и в серебре, и, соответственно, прочность сцепления припоя со сталью будет низкой.

Проведенные исследования по определе­ нию cos 0 на стали и бронзе как с медным, так и с никелевым покрытием показали, что угол 0 = 0 для обоих медно-серебряных сплавов. Однако пятно растекания имеет большую пло­ щадь на медном покрытии. В то же время из двух исследованных сплавов большей площа­ дью растекания по медному покрытию облада­ ет сплав III. Меньшая площадь растекания на никелевом покрытии в сравнении с медным связана с увеличением содержания серебра в припое вследствие избирательного растворе­ ния меди - элемента припоя в никеле (они об­ разуют неограниченные твердые растворы). Серебро же, наоборот, имеет слабое химиче­ ское сродство с никелем, что и обусловливает

меньшую смачивающую способность. Прису­ щее данным элементам взаимодействие (медьникель) объясняется еще и тем, что на внешних их подуровнях «d» - Ni и «s» - Си существует незаполненность электронами, что энергетиче­ ски выгодно для обмена атомов.

Большая площадь растекания сплава III по меди объясняется тем, что в нем содержится 72 % серебра (остальное - медь) (см. рис. 22). При наличии химического сродства между ними обеспечивается лучшая растекаемость этого сплава по медному покрытию. Установ­ лено, что оптимальным покрытием является медь, а припоем - сплав III эвтектического состава.

Для исследования прочности паяного со­ единения проводили экспериментальную рабо­ ту с учетом выбранных видов покрытия, нано­ симых на сталь и бронзу и припоя медь-сереб­ ро (сплав III), оптимального по химическому составу. Исследования проводили на цилинд­ рических образцах. В процессе пайки образцов создавали вакуум КГ2 мм рт. ст. Эксперимен­ тальной проверкой установлено, что макси­ мальная прочность паяного соединения с ис­ пользованием в качестве припоя сплава III при Т - 20 °С составляет 200 220 МПа при зазо­ ре 0,1 мм. При увеличении зазора до 0,2 мм прочность паяного соединения уменьшается и составляет менее 150 МПа (по техническим условиям она должна быть не ниже 200 МПа). Уменьшение прочности паяного соединения при увеличении зазора до 0,2 мм объясняется образованием карбидной фазы и a -железа в стали на границе с паяным швом, ослабляю­ щим сцепление медно-серебряного припоя со сталью. Появление карбидной фазы и а-железа на поверхности стали, граничащей с распла­ вом, связано с избирательным растворением никеля - элемента стали в медно-серебряном припое, и увеличением в 2 раза содержания в этом слое хрома - элемента стали.

Таким образом, анализ диаграммы Cu-Ag и учет экспериментальных данных - вязкости, смачиваемости и растекаемости - показал, что

наиболее оптимальными для пайки биметалли­ ческих конструкций с учетом достижения прочности паяемого соединения являются эвтектические и близкие к эвтектике по хими­ ческому составу припои, а для уменьшения их влияния на охрупчивание паяемых материалов предложен ряд технических приемов.

С П И С О К Л И Т Е Р А Т У Р Ы

1.Семенов В. Н., Черницын А. И., Сагалович В. В. Влияние структуры сплава ЭП202 на склонность к растрескиванию при пайке // Сварочное производство. 1975. № 12.

С.33-35.

2.Семенов В. Н., Сипягина Л. Е., Со­ рокина Л. П. Влияние технологического про­ цесса пайки на фазовый состав сплава ХН58МБЮД // МиТОМ. 1993. № 1. С. 29-31.

3.Семенов В. Н., Черницын А. И., Сагалович В. В. Влияние термического цикла пайки на структуру сплава ХН67ВМТЮ и склонность его к растрескиванию под воздей­ ствием жидкого припоя // Сварочное производ­ ство. 1976. № 1. С. 36-37.

4.Семенов В. Н. Природа зарождения и развития трещины в дисперсионно-твердею- щем сплаве под воздействием жидкометалли­ ческого медно-серебряного расплава // Ми­ ТОМ. 2001. № 12. С. 4-7.

5.Семенов В. Н. и др. О механизме раз­ рушения сплава ХН67МВТЮ под воздействи­ ем медно-серебряного припоя // МиТОМ. 1982.

№8. С. 47-51.

6.Губин А. И. Пайка нержавеющих ста­ лей и жаропрочных сплавов. М.: Машино­ строение, 1964.

7. Справочник по пайке / Под ред. С. Н. Лоцманова и др. М.: Машиностроение. 1975.

8.Петрунин И. Е., Лоцманов С. Н., Ни­ колаев Г. А. Пайка металлов. М.: Металлур­ гия, 1973.

9.Ребиндер П. А. Новые проблемы фи­ зико-химической механики / Доклады на по­ стоянном коллоквиуме по твердым фазам пе­ ременного состава совместно с Московским коллоидным коллоквиумом.-М., 1956.

10.Василенко И. И., Мелехов Р. К. Кор­ розионное растрескивание сталей. Киев: Наукова думка, 1977.

11.Никитин В. И. Физико-химические явления при воздействии жидких металлов на твердые. М.: Атомиздат, 1967.

12.Семенов В. Н. Влияние расплава медно-серебряного припоя на свойства высо­ копрочных и жаропрочных сплавов и сталей // МиТОМ. 1999. № 10. С. 6-12.

13.Семенов В. Н. Закономерности уп­ рочнения и охрупчивания паяемых сталей и сплавов при нагреве их по термическому циклу пайки // МиТОМ. 1999. № 10. С. 20-24.

14.Семенов В. Н. Зарождение и развитие трещины в сплаве ХН67ВМТЮ в процессе пайки биметаллической конструкции // МиТОМ. 1992. № 4. С. 20-21.

15.Журков С. Н., Томашевский Э. И. //

ЖТФ. 1955. №25; 66.

16.Семенов В. Н., Сипягина Л. Е., Дуб­ ровский К. Е. Влияние трещин, заполненных закристаллизовавшимся расплавом припоя, на прочность конструкционных материалов // Проблемы прочности. 1990. № 2. С. 21-23.

17.Гришин В. К. Статистические мето­ ды анализа и планирования эксперимента. М.,

1975.

18.Семенов В. Н., Чулков Ю. П., Ко­ маров Л. Н. Определение допустимых на­ пряжений в процессе пайки // Сварочное про­ изводство. 1981. №3. С. 11-13.

19.Комаров Л. Н., Семенов В. Н., Чул­

ков Ю. П. // Проблемы прочности. 1981. № 9.

20.Семенов В. Н. Диплом на открытие

№88 (приоритет - ноябрь 1991) // Бюлл. ВАК России. 1998. № 2. С. 43-46.

21.Семенов В. Н. Особенности разруше­ ния материалов при пайке конструкций // МиТОМ. 1999. № 10. С. 17-19.

22.Физическое металловедение / Под ред. Р. Кана. М.: Мир, 1967. Т. 1.

23.Финкель В. М. Физика разрушения. М.: Металлургия, 1973.

24.Бокштейн Б. С. Диффузия в метал­ лах. М.: Металлургия, 1970.

25.Семенов В. Н. Влияние неоднородно­ сти структуры материала на прочность паяного соединения //МиТОМ. 1999. № 10. С. 13-16.

26.Дубровский К. Е., Семенов В. Н.

Расчетная оценка давления газа для поджатия медно-стальных конструкций при пайке // Сва­ рочное производство. 1982. № 5. С. 23-24.

ЭЛЕМЕНТЫ МАТЕМАТИЧЕСКОЙ МОДЕЛИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЦЕССА ПАЙКИ

В математически записанных условиях должно быть дано краткое и достаточно точное выражение существа производства паяных изделий. Рассмотрим эти условия.

Температурное условие. Стремление по­ высить эксплуатационные температуры паяных конструкций потребовало учета ряда темпера­ турных факторов, составляющих основное ус­ ловие процесса пайки, названное температур­ ным. Процесс пайки происходит без оплав­ ления материала детали: плавится лишь припой, а паяемый металл подогревается до температу­ ры пайки, которая несколько выше температуры плавления припоя, но всегда ниже температуры плавления материала детали. При этом темпера­ тура начала плавления припоя должна быть выше рабочей температуры паяного изделия в эксплуатации. В противном случае при доста­ точно высокой рабочей температуре паяное изделие окажется неработоспособным.

Таким образом, это условие можно запи­ сать в виде (температура, °С)

где /| - температура начала плавления (точка солидуса) материала детали; /2 - температура нагрева детали при пайке или температура пайки; /3 - температура начала плавления (точка солидуса) припоя; /4 - рабочая темпера­ тура паяного соединения при эксплуатации.

Сведения о значениях txряда паяемых ста­ лей и сплавов приведены в работах [6, 10, 16].

Расчет t\ (°С) для конструкционных, кор­ розионно-стойких сталей и жаропрочных паяемых сталей в зависимости от химического состава может быть выполнен с помощью формулы А. Г. Лифшица [16]:

п

где Д/„ к = 30 50 °С - интервал кристаллиза­

ции стали, т. е. разность между температурами ликвидуса и солидуса; с, концентрация /-го легирующего элемента в стали, %; Ы, - изме­

нение температуры плавления железа от введе­ ния 1 % /-го элемента, °С/%; п - число леги­ рующих элементов в стали. Значение 1530 °С

означает температуру плавления технически чистого железа с учетом имеющихся в нем постоянных примесей серы, фосфора, кислоро­ да, азота и водорода.

Подобным образом была получена фор­ мула для расчета /1 (°С) никелевых сплавов:

В последних двух формулах значения А/и к рекомендуется выбирать в тех же преде­

лах, что и в случае для сталей. Значения Д/и к

для оценки влияния легирующих элементов в сталях, в никелевых и титановых сплавах при­ ведены в табл. 1. Знак «минус» указан в тех слу-

1. Значения Д/, (°С/%)

для химических элементов в сталях, никелевых и титановых сплавах

чаях, когда легирующий элемент повышает температуру плавления, сплава в отличие от остальных, когда легирующие элементы сни­ жают /|.

Формула для расчета t\ (°С) имеет вид:

медных сплавов

Д/, для учета влияния легирующих элементов

в медных, алюминиевых и магниевых сплавах приведены в табл. 2.

Точность расчета t\ по приведенной ме­ тодике вполне приемлема для инженерной практики. Рассогласование экспериментальных

и расчетных данных не превышает ±5 % и даже ниже. Значения t2 обычно согласуются со зна­ чениями t3 [1, 10, 11 ,13 ,16]. Вместе с тем зна­ чение /2 не может быть выбрано произвольно без учета tu как это видно из (1).

Рекомендован метод расчета значений /3 по известным данным о химическом составе припоев путем моделирования на ЭВМ [4] в общем случае:

h = а0+ а,*, + а2х2+ а3х3 +... + а„х„ +

где а0, alt а2,..., а(„_1)п - постоянные коэффи­ циенты; JC,, х2, *3,..., х„ - содержание каждого

химического элемента в припое, %; п - общее число элементов.

Проверка работоспособности уравнения

(8) и оценка точности данного метода прово­ дились на обширном массиве эксперименталь­ ных данных t3для т = 388 припоев. При разбие­ нии общей выборки т на ряд частных, относя­ щихся, например, к медным, никелевым, сереб­ ряным и другим припоям, достигается вполне приемлемая точность совпадения расчетных и

экспериментальных данных. Так, в выборке серебряных припоев по ГОСТ 19738-74 с учетом в уравнении (8) членов, отражающих парное взаимодействие, получено, что около 50 % зна­ чений имело относительную погрешность, %:

(*3э ~*Зт)Ю0 ^ |

*3

и не было ни одного значения с 6/3 > 8 %.

Средняя относительная погрешность при этом составила ±2 %.

Рассмотренный метод позволил практи­ чески начать формирование автоматизирован­ ной системы управления проектированием технологии пайки (АСУ ПТП) припоями с за­ данными свойствами [3, 4].

Температура паяного соединения в усло­ виях эксплуатации t4 и диапазон ее изменения назначаются при проектировании паяных изде­ лий, исходя из специальных расчетов [16]. До­ пускаемые значения t4 для конструкционных материалов и припоев указаны в [13, 16].

В последние десятилетия существенно возросли значения /4, назначаемые при созда­ нии новых изделий, в результате чего диапазон - /4 для паяных изделий стал сравнительно

узким.

Параметры, входящие в выражение (1), могут быть найдены по следующим формулам:

плавления материала над температурой пайки, необходимое из условия сохранения формы изделия при нагреве в процессе пайки, °С; Д/2 - технологический фактор, учитывающий

необходимость перегрева расплавленного при­ поя выше точки ликвидуса для лучшего смачи­ вания конструкционного материала и затекания в зазоры между соединяемыми деталями, °С; А/3 - интервал кристаллизации припоя, т.е.

разность между температурой конца /3 и нача­

ла /3 плавления припоя или между температу­ рами ликвидуса и солидуса припоя, °С; Д/4 -

минимальный температурный запас работоспо­ собности припоя, °С.

Решая совместно выражения (1) и (9) от­ носительно /3 и учитывая необходимость ис­

ключения погрешностей измерения темпера­ тур, получаем

Чтобы исключить отсюда величины, не под­ дающиеся строгому учету, введем коэффициенты

где Г3 и Т4 - абсолютные температуры*, К. От­ ношение температур, выражаемое коэффициен­ том К2, называют гомологической (сходствен­ ной) температурой сплава (в данном случае припоя) и нередко используют для расчета прочности и упругости сплавов.

После подстановки (11) в выражение (10)

инекоторых преобразований имеем

К,/,- A t2 - Д /3 > /3 > /4 +

ется выбирать возможно большее значение К\,

указывается в инструкциях и справочниках по пайке, но для эвтектических припоев и чистых металлов Д/3 = 0. Значения коэффициента К2,

как показывает опыт, следует выбирать в пре­ делах 0,5 0,8, причем меньшие значения К2 соответствуют большему запасу прочности.

Зная марку конструкционного материала и, следовательно, температуры /| и /4, можно рассчитать или определить по номограмме (рис. 1), при выбранных коэффициентах К\ и К2 пределы допускаемых температур /3 и , по

которым, пользуясь справочной литературой, нужно выбрать тот или иной припой. По (12) можно определить любой из параметров, если известны остальные. Например, если имеем определенный припой, то, зная температуру начала его плавления /3 и задавшись Къ можно вычислить допускаемую эксплуатационную температуру /4 по формуле

t4 =K2t3- 273(1 - К 2).

Учитывая, что в ряде расчетных формул ис­ пользуются только абсолютные температуры, в дан­ ном разделе приняты обозначения температуры как по шкале Цельсия (/, °С), удобной из соображений практики, так и по шкале Кельвина (Г, К).