СОЕДИНЕНИЕ МЕТАЛЛОВ В ТВЕРДОЙ ФАЗЕ

ТЕХНОЛОГИЯ СОЕДИНЕНИЯ ТИТАНА ВТ1-1 И НИХРОМА Х20Н80 С ПОЛУПРОВОДНИКОВЫМИ КЕРАМИЧЕСКИМИ МАТЕРИАЛАМИ

В современном приборостроении все шире применяются новые материалы, сочетающие специфические электрофизические и высо­кие физико-механические свойства.

Керамические материалы с их стабильными электрическими характеристиками, малой гигроскопичностью, стойкостью к дей­ствию излучений высоких энергий при достаточной механической прочности и надежности позволяют улучшить качество и расширить номенклатуру приборов.

Одним из перспективных материалов является полупроводни­ковая керамика, в частности на основе ZnO—TiO., и Al203 — SiC—Si.

Необходимость соединения указанных керамических материа­лов с металлами обусловлена требованиями промышленности и представляет научный интерес.

Широкое использование полупроводниковых керамических материалов в приборостроении тормозится в настоящее время отсутствием надежных методов их соединения с металлами. В связи с этим особое значение приобретает задача получения надежного соединения полупроводниковой керамики с металлами при сохра­нении исходных электрофизических и механических свойств. Особенностью полупроводниковых керамик является их способ­ность к изменению исходных электрофизических свойств под воздействием высоких температур, особенно в восстановительных средах, ввиду наличия в их составе легко восстанавливающихся окислов (ZnO, ТЮ2) или атмосферно чувствительных компонентов (SiC). Широко распространенные в настоящее время методы соеди­нения металлов с керамикой (пайка предварительно металлизиро­ванной керамики с металлами, пайка посредством гидридов актив­ных металлов, пайка посредством активных металлов), преду­сматривающие проведение процесса в восстановительной атмо­сфере, не могут быть применены для соединения указанных полу­проводниковых керамик.

В последние годы для соединения керамики с металлом стали успешно применять способ диффузионной сварки в вакууме. Способ диффузионной сварки имеет ряд отличительных особенно­стей, благодаря которым он может быть весьма эффективно исполь­зован для соединения полупроводниковой керамики с металлом.

Так, применение в качестве защитной среды вакуума надежно предохраняет металл от окисления и при оптимальном режиме процесса сварки может гарантировать стабильность исходных электрофизических свойств керамики.

Гибкость процесса диффузионной сварки, позволяющая в широ­ких пределах варьировать параметрами режима (давление, время степень вакуума), дает возможность получать равнопрочные соединения при различных температурах, в противоположность процессу пайки, где температура образования соединения опре­деляется плавлением припоя или образованием эвтектики. Осу­ществление соединения по развитой поверхности обеспечивает получение надежного электрического контакта по всей поверх­ности соединения в отличие от процесса пайки, где на величину электрического контакта влияет характер растекания припоя.

Таким образом, для решения вопроса о соединении полупро­водниковых керамик с металлами целесообразно использовать способ диффузионной сварки в вакууме.

Критерием при определении оптимальных параметров диффу­зионной сварки в вакууме была выбрана равнопрочность сварного соединения основному материалу — керамике при испытаниях на срез при температуре 20° С [246]. Для исследования при­менялись керамические образцы в виде цилиндров диаметром 18—20 мм и высотой 5 мм, а также металлические образцы в форме дисков диаметром 18—20 мм и толщиной 0,1 мм.

Для изучения сварных соединений были проведены металлогра­фические исследования, послойный спектральный анализ и рентге­ноструктурный анализ. Ввиду малой изученности исследуемых керамических материалов были экспериментально определены граничные параметры (максимально допустимая температура и время сварки), при которых сохраняются исходные электро­физические свойства этих материалов, в частности их удельное электросопротивление. Последнее измерялось до и после темпера­турного воздействия универсальным ламповым вольтоомметром типа ВК7-7 с помощью серебряных электродов.

Для удаления жировых пленок непосредственно перед сваркой контактные поверхности металлических образцов обезжиривали спиртом.

В ряде экспериментов в качестве промежуточной прокладки использовался никель, который наносили на поверхность ке­рамики или металла путем химического восстановления из хло­ристых или сернокислых растворов его солей гипосульфитом натрия.

При определении оптимальных параметров и отработке техно­логии сварки конкретных изделий использовались специальные приспособления, изготовленные из стали 12Х18Н9Т.

Разработке технологии диффузионной сварки в вакууме кера­мических материалов на основе ZnO—ТЮ, и А1203—SiC—Si с титаном ВТ1-1 и нихромом Х20Н80 предшествовали эксперименты

по определению граничных параметров сварки (максимально допустимых значений температуры сварки и времени выдержки), при которых не происходит изменения исходных электрофизи­ческих свойств исследуемых керамик.

Кроме того, были определены максимально допустимое давле­ние и оптимальное значение вакуума для керамических материа­лов.

В табл. 26 приведены определенные опытным путем предельно допустимые значения параметров диффузионной сварки, которые использованы в дальнейшем при расчетах и в технологических экспериментах.

Расчет времени образования полного физического контакта для белой керамики с металлами при граничных параметрах сварки показал, что это время составляет весьма большую вели­чину (в расчетах использовали значения скорости ползучести титана ВТ 1-1 и нихрома Х20Н80, так как скорость ползучести керамик намного меньше, чем у металлов). Это объясняется тем, что титан ВТ1-1 и нихром Х20Н80 даже при предельно допустимых для белой керамики значениях температуры и давления имеют низкие скорости ползучести, что практически не дает возможности получить достаточную площадь физического контакта между свариваемыми поверхностями. Проведенные с целью проверки расчета эксперименты по сварке белой керамики с металлами при граничных условиях режимов (см. табл. 26) подтвердили невоз­можность непосредственного соединения этих материалов.

В связи с этим возникла необходимость в использовании промежуточной прокладки, основным свойством которой должна быть высокая скорость ползучести при максимально допустимых для белой керамики температуре и давлении. В качестве такой прокладки был использован никель, нанесенный на керамику

или металл химическим способом. Скорость ползучести химиче­ского никеля в 15 раз выше, чем у титана ВТ1-1 (при 800е С и

1,5 кгс/мм2), и намного превышает скорость ползучести нихрома Х20Н80. Известно также, что окись цинка ZnO и закись никеля NiO могут образовывать соединение типа шпинели, что должно значительно облегчить процесс образования связей на границе керамика—металл. Поэтому в дальнейшем все расчеты по опре­делению длительности образования физического контакта велись, исходя из условия ползучести химического никеля. Расчет пока­зывает, что время, необходимое для образования полного физи­ческого контакта, исходя из условия ползучести химического никеля при температуре 600° С и давлении 1,5 кгс/мм2, составляет 15 200 с, при температуре 650° С 5100 с, при 700° С 1770 с и т. д. (с учетом условий ползучести титана это время будет составлять 15 200 с вплоть до температуры 750° С). Расчеты по определению длительности активации всей контактной поверхности при сварке белой керамики с металлами производились, исходя из условия разрыва связей окисла ZnO (в тех случаях, когда по термодинами­ческим условиям окисная пленка на химическом никеле отсут­ствовала). Принималась также во внимание возможность образова­ния соединения типа шпинели ZnO-NiO в тех случаях, когда по термодинамическим условиям оказывалось возможным суще­ствование окисной пленки на химическом никеле.

Расчетная длительность активации всей контактной поверхно­сти при любых значениях параметров сварки составляет ничтожно малую величину по сравнению с экспериментально установлен­ными значениями длительности процесса диффузионной сварки. Следовательно, образование соединения в процессе диффузионной сварки белой керамики с металлами через промежуточную про­кладку химического никеля на основании расчетов должно лими­тироваться стадией развития физического контакта.

На основании проведенных расчетов обработка оптимальных технологических параметров сварки белой керамики с титаном ВТ1-1 и нихромом Х20Н80 проводилась при температурах 600— 800 С, давлении 0,5—1,5 кгс/мм2 и времени сварки 5—30 мин.

Исходя из условия получения равнопрочного соединения, опре­делены следующие оптимальные параметры сварки, которые хо­рошо согласуются с расчетом (табл. 27).

При соединении титана ВТ1-1 с белой керамикой возникает необходимость в предварительной металлизации последней. Учиты­вая способность окислов данной керамики к частичному или пол­ному восстановлению в восстановительной атмосфере, металлиза­цию осуществляли методом химического никелирования — восста­новлением никеля из растворов его солей гипофосфитом.

В процессе химического никелирования керамики создаются благоприятные условия для образования физического контакта, так как никель заполняет на поверхности керамики микропустоты и микронеровности.

На границе керамика—никель со стороны никеля отсутствуют какие-либо окисные и адсорбционные пленки. В дальнейшем в процессе диффузионной сварки под действием температуры и давления, естественно, будет происходить образование химической связи типа — Ni—О—Zn—. Образование такой связи, как это показано выше, происходит за тысячные доли секунды. Таким образом, прочность соединения химически никелированной белой керамики с титаном ВТ1-1 будет предопределяться процессами, протекающими между химическим никелем и титаном. Характер разрушения соединений белой керамики с титаном, полученных при различных режимах, подтверждает данное предположение: разрушение, как правило, происходит или по границе титан— никель, когда прочность соединения титан—никель ниже, чем прочность сцепления никеля с керамикой, или с частичными выры - вами керамики, когда прочность соединения титан—никель пре­восходит прочность сцепления никеля с керамикой.

Следовательно, процесс сварки химически никелированной белой керамики с титаном ВТ1-1 по характеру должен быть близок к процессу сварки металла с металлом.

Эксперименты показали, что при низких параметрах диффу­зионной сварки получаемые соединения непрочны, что может быть объяснено низкой скоростью ползучести химического никеля в этих условиях, а следовательно, и неполным физическим кон­тактом между химическим никелем и титаном.

Повышение температуры и давления сварки вызывает увеличе­ние скорости ползучести химического никеля и соответственно величины физического контакта при постоянном времени, что приводит к увеличению прочности соединения.

При сварке белой керамики с нихромом Х20Н80 химическому никелированию подвергался нихром.

В процессе химического никелирования нихрома создаются благоприятные условия для образования физического контакта между нихромом и химическим никелем. Аналогично сказанному выше, процесс химического никелирования является как бы первой стадией процесса образования соединения, так как никель заполняет все микронеровности на поверхности нихрома. На границе нихром—химический никель отсутствуют какие-либо окисные и адсорбционные пленки. На нихроме это достигается химической обработкой, предшествующей процессу никелирова­ния. В дальнейшем в процессе диффузионной сварки между нике­лем и нихромом образуется металлическая связь.

Время процесса образования металлической связи на границе химический никель—нихром должно быть меньше, чем длитель­ность процессов, протекающих на границе химический никель— керамика.

Под действием температуры и давления между керамикой и химическим никелем происходит образование химической связи типа —Ni—О—Zn— так же, как в случае сварки химически нике­лированной белой керамики с титаном. Образование такой связи происходит за тысячные доли секунды и меньше.

Послойный спектральный анализ соединения, полученного при Т = 800° Си Р р = 1,0 кгс/мм2, показал, что никель диффун­дирует в керамику до глубины около 45 мкм. Такое глубокое проникновение никеля в керамику, имеющую зерна диаметром 10—20 мкм, может быть объяснено диффузией никеля по границам зерен керамики. Распределение концентрации никеля в керамике по глубине показано на графике (рис. 120).

Рентгеноструктурный анализ этого соединения показал, что рентгенограммы последовательно сошлифованных шести слоев одинаковы. В табл. 28 приводятся результаты рентгеноструктур­ного анализа.

Основной фазой керамики является титанат цинка, имеющий структуру шпинели. Параметр кубической элементарной ячейки а0 = 8,458 А. Наряду с титанатом цинка в керамике присутствует некоторое количество окиси цинка ZnO. Примеси свободной окиси титана ТЮ2, а также шпинели ZnO-NiO не обнаружено. Это дает основание полагать, что при рабочих параметрах диффузионной сварки происходит растворение

поверхностной окисной пленки 1пС------------------------------------- —-------

никеля в маточном металле. 2,5 При этом образование шпинели 35

влена процессами, происходящими между химическим никелем и керамикой.

Это подтверждается характером разрушения соединений, полу­ченных при различных параметрах сварки. Разрушение, как правило, происходило или по границе никель—керамика, с очень незначительными вырывами керамики, когда площадь физического контакта была недостаточной, или с частичными, значительными и полными вырывами керамики, в зависимости от величины обра­зовавшегося физического контакта. Таким образом, и в случае сочетания белая керамика — никелированный нихром лимитирует процесс образования соединения также стадия образования физи­ческого контакта.

Одинаковые значения оптимальных параметров диффузионной сварки белой керамики с титаном ВТ1-1 и нихромом Х20Н80 объясняются формированием физического контакта за счет ползу­чести химического никеля, присутствующего в качестве промежу­точной прослойки в обоих сочетаниях.

Черная керамика в отличие от белой характеризуется наличием на свариваемых поверхностях грубых макронеровностей (способ диффузионной сварки).

В процессе диффузионной сварки такой керамики с металлом сближение двух поверхностей можно представить следующим образом. В начальный момент будет происходить пластическая деформация металла в местах его контакта с наиболее высокими неровностями керамики. Учитывая, что твердость керамики намного превышает твердость металла, будет наблюдаться вдавли­вание в металл неровностей керамики, в результате чего металл будет «обтекать» неровности керамики. Этот процесс осуществля­ется при сравнительно высоких температурах. Таким образом, в процессе развития физического контакта между поверхностью такой керамики и металлом происходит локализация приложенного напряжения, в результате чего металл начинает проявлять значи­тельную ползучесть.

Выше отмечалось, что из-за весьма низкой скорости ползучести нихрома получить соединение его с белой керамикой без исполь­зования промежуточной прокладки не представляется возможным в широком диапазоне температур и при давлении 1,5 кгс/мм2. Однако при сварке черной керамики с нихромом X20I180 даже при температуре 600е С и давлении 0,75 кгс/мм2 обнаруживается легкое схватывание.

Безусловно, это результат действия значительной локализации приложенного напряжения.

Таким образом, состояние поверхности твердого материала (это относится к любой свариваемой паре, когда их значения твер­дости значительно отличаются) оказывает значительное влияние на длительность образования физического контакта за счет более пластичного материала, так как оно может коренным образом изменить количественную сторону процесса ползучести пластич­ного материала.

Таковы особенности первой стадии (образование физического контакта) при диффузионной сварке черной керамики с металлами.

Длительность второй стадии при сварке указанной керамики с металлами, по данным ряда исследователей, не лимитирует процесс образования соединения ввиду наличия в составе керамики кремния.

При отработке оптимальных параметров диффузионной сварки черной керамики с титаном ВТ1-1 и нихромом Х20Н80 температура сварки изменялась от 650 до 950° С, давление Рр — от 0,5 до

1,5 кгс/мм2 и время сварки — от 5 до 15 мин.

Экспериментально были определены оптимальные параметры диффузионной сварки черной керамики с металлами (табл. 29).

Использование промежуточной прокладки химического никеля для сварки черной керамики с нихромом позволяет снизить темпе­ратуру получения равнопрочного соединения.

ТЕХНОЛОГИЯ ПОЛУЧЕНИЯ АЛЮМИНИЕВО-СТАЛЬНЫХ И АЛЮМИНИЕВО-ТИТАНОВЫХ ПЕРЕХОДНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

В настоящее время для машиностроения характерным является сочетание в одном изделии значительного числа разнородных по свойствам материалов. Для криогенного машиностроения наиболь­ший интерес представляют соединения: алюминий — нержавею­щая сталь, алюминий—титан. Такого рода соединения встречаются в трубопроводах, криостатах, различных сосудах для хранения газов, при изготовлении установок, работающих при низких температурах и в условиях вакуума.

Наиболее распространенным, а в некоторых случаях единствен­ным практически осуществимым способом соединения алюминия и его сплавов со сталью или титаном, является способ холодной сварки. Он имеет большие преимущества при соединении указан­ных материалов. Объясняется это тем, что сварку можно произво­дить при комнатной температуре и за короткий промежуток вре­мени, благодаря чему исключается возможность образования хрупкого промежуточного слоя интерметаллидов.

Существуют различные схемы холодной сварки, обеспечиваю­щие получение стыковых или нахлесточных соединений. Однако все они применяются в основном для соединения двух пластичных металлов и требуют больших усилий при деформировании.

Исследования по созданию переходных элементов из титана ВТ1-0 и нержавеющей стали 12Х18Н10Т с алюминиевым сплавом АМц с помощью холодной сварки проводились по схеме, предста­вленной на рис. 121 12471.

Схема процесса сварки переходников из указанных материа­лов и сплавов заключается в следующем. Алюминиевую заго­товку 1 совмещают со стальной заготовкой 2, цилиндрическая поверхность которой имеет кольцевые канавки и выступы. По торцу А стального кольца 3 прикладывают осевое усилие, кото­рое обжимает алюминиевую заготовку при перемещении кольца в заданное положение. В результате пластической деформации алюминий заполняет канавки на стальной заготовке, образуя соединения между заготовками. Последующей механической обра­боткой сварных заготовок получают алюминиево-стальные пере­ходники.

Рис. 121. Схема изготовления переходника с исходной пози­ции и к моменту окончания сварки:

/ — заготовка из алюминиевого сплава; 2 — заготовка из не­ржавеющей стали; з — конус­ное обжимное кольцо; 4 — вставка; 5 — конусная обойма; 6 — коиус; 7 — разрезная встав­ка; в — стакан; 9 — основание пресса

/ — заготовка из алюминиевого сплава; 2 — заготовка из нержавеющей стали или титана; 3 — конусное обжимное кольцо из стали

Исследования проводили на трубчатых заготовках для алюминиево-стальных и титано-алюминиевых переходников с внут­ренним диаметром 32 мм при толщине стенки стальной (титановой) заготовки, равной 5 мм. Деформирование алюминие­вой заготовки осуществлялось обжимным конусным кольцом, которое удалялось после сварки. Поперечное сечение кольца было выбрано с большим запасом прочно­сти (для многократного его использова­ния). На рис. 122 показаны размеры и форма заготовок перед сваркой. Сварку выполняли на универсальной испытатель­ной машине ЦДМУ-30 с максимальной на­грузкой 30000 кгс. Для устранения иска­жения геометрии стальной детали исполь­зовали приспособление, которое показано на рис. 123.

Сварка на машине ЦДМУ-30 позво­ляла с большой точностью замерять уси­лие волочения, а также регулировать величину и скорость перемещения обжимного конусного кольца. На рис. 124 показан внешний вид заготовок и переходник после удаления обжимного кольца.

Основными параметрами процесса сварки по данной схеме являются: угол конуса обжимного кольца а, угол профиля высту­пов и канавок на стальной заготовке (5, средняя величина обжатия алюминиевой заготовки уср, скорость запрессовки ц, число канавок на стальной заготовке п.

В результате исследований была установлена зависимость Р = / (УгтА), приведенная на рис. 124, а. Видно, что величинам уср до 30% соответствуют большие нагрузки деформирования при использовании колец с а = 3 и 10°.

На качество сварки оказывает влияние величина нормального давления деформирования, которая зависит от перечисленных основных параметров процесса сварки. Знание величины нормаль­ного давления деформирования при сварке переходников необ­ходимо также для правильного выбора и конструирования прес­сового оборудования.

Нормальное давление деформирования q, кгс/мм2, заготовок в зоне соединения и на оправке определялось из условий разложе­ния сил на клине и представляет отношение нормальной силы деформирования на поверхности кольца к площади зоны соедине­ния:

____________ Р__________

^ ji/tK (dB, к + tg ahK) (2 sin a + / cos a) ’

где Р — усилие при деформировании, кгс;

dB K — внутренний диаметр обжимного кольца, мм; hK — высота обжимного кольца, мм;

/ — коэффициент трения; а — угол конуса обжимного кольца, град.

Влияние величины угла обжимного конусного кольца на нор­мальное давление деформирования представлено на рис. 124, б, из которого видно, что изменение степени обжатия уср алюминие­вой заготовки приводит к увеличению нормального давления деформирования с уменьшением величины угла конуса обжим­ного кольца а.

Для определения прочности соединения переходники после деформирования подвергали механической обработке. При этом на участке соединения толщина стенки алюминиевой заготовки оставалась минимальной (—1 мм).

В этом сечении можно рассматривать алюминиевый участок как тонкостенный цилиндр.

Рис. 124. Зависимость усилия дефор­мирования (а), нормального давления деформирования (6) и разрушающего внутреннего давления (в) от средней степени обжатня алюминиевой заго­товки при различных углах заточки обжнмного конусного кольца а:

/ — 4 _ экспериментальные кривые;

5 — расчетная кривая

При испытании внутренним давлением тонкостенных цилиндров напряжение в элементах цилиндра определяется как

at = _MiL; о2 = -^; «г, = 0. (205)

где Рв — внутреннее давление;

RB — внутренний радиус трубы; а,, аг и аг — средние тангенциальные, осевые и радиальные напряжения соответственно.

При испытании переходники разрушались по основному материалу (алюминию) в сечении IV (рис. 125) при давлениях, соответствующих расчетным для тонкостенных цилиндров. Соот­ношения (205) показывают, что тангенциальные напряжения в два раза больше осевых. Из этого следует, что разрушение переход­ников должно происходить в месте соединения алюминия со сталью.

Однако характер разрушения показывает наличие шейки в сече­нии IV, характерное для образцов, испытанных при одноосном растяжении. Это объясняется тем, что внутреннее гидравлическое давление вызывает осевое напряжение, способное разрушить заготовку в месте стыка ее по торцу стальной детали.

Избежать этого удалось после применения новой схемы испыта­ния и изготовления оснастки (см. рис. 125), что позволило разру­шать переходники в зоне сварки (по выступам и канавкам). Пере­ходник 3 вместе с навернутым на него фланцем 2 вставляли в на­правляющие 4, заливали водой и с помощью гаек закрепляли

крышкой 1. Герметизация осуществля­лась с помощью прокладки из фторо­пласта. Винтом 6 прикладывали по­стоянное осевое усилие, исключающее влияние осевой силы давления и снижа­ющее осевые напряжения в стенках алю­миниевой заготовки. Переходник в этих условиях разрушался только от воздей­ствия тангенциальных напряжений, что необходимо для определения свойств соединения.

На рис. 124, в представлена экспери­ментальная зависимость разрушающего внутреннего давления от средней сте­пени деформации алюминиевой заго­товки при обжатии кольцами с а = 5 и 7°. Из графика видно, что при изме­нении средней степени обжатия уср алю­миниевой заготовки от 2 до 33% (при деформировании кольцом с углом ко­нуса 5°) переходники разрушались по зоне соединения алюминия с нержаве­ющей сталью. Разрушающее давление
возрастает линейно, а при увеличении уср с 33 до 43% резко возрастает и соответствует 390 ат. Такое резкое увеличение гид­равлического давления приводит к разрушению их по алюминию вследствие возникновения максимальных тангенциальных нап­ряжений в сечении IV. Для указанного диапазона степеней об­жатия алюминиевой заготовки характерно вовлечение в пласти­ческую деформацию большого объема металла выступов, что увеличивает зону сварки.

Кривая 2 показывает, что при изменении уср алюминиевой заготовки от 2 до 33% (при деформировании кольцом с углом 7°) переходники разрушались по зоне соединения в интервале давле­ний от 270 до 310 ат. Дальнейшее повышение уср не увеличивает величины разрушающего давления. Это объясняется существен­ным деформационным упрочнением алюминия. Возникающие тангенциальные напряжения в алюминии, в месте уплотнения канавок, при давлении 310 ат становятся больше допустимых напряжении для нагартованного алюминия.

Из графика (рис. 124, в) видно, что при уср = 2% разрушающее давление достигает больших значений. В частности, для кольца с а = 5° Р = 230 ат, а для кольца с а = 7° Р = 270 ат. Это можно объяснить на основе анализа данных, приведенных на рис. 126, где представлена зависимость изменения степени обжатия алюми­ниевой заготовки при деформировании кольцом с а = 5° от вели­чины нормального давления деформирования для сечений, при­веденных на рис. 125. Величина у алюминиевых заготовок (при q — const) увеличивается постоянно от сечения / до IV и только при q — 32 кгс/мм2 становится одинаковой по всем сечениям.

При сварке форма стальной детали не изменяется. Поэтому ее можно рассматривать как жесткий недеформируемый инстру­мент, служащий оправкой при деформировании труб. Данная схема деформирования заготовок, по существу, является про­цессом волочения труб на оправке. Усилие процесса, необ­ходимое при волочении труб, определяется по формуле [2481:

Р — о FK In Я (1 + -------- Ь 7-М, (206)

СР к 1 sin a cos а 1 tg а / ' '

где аср = - Стн + °к величина сопротивления деформации,

равная половине суммы временного со­противления металла до (он) и после (сгк) волочения, кгс/мм2;

Кк — среднее сечение, получаемое в резуль­тате обжатия, мм2;

Я — величина вытяжки; р — коэффициент трения; а — угол волочения, град.

На рис. 124, а приведена расчетная кривая 5, которая нахо­дится ниже экспериментальной 2. Обусловлено это тем, что в иссле­дуемом случае стальная заготовка имеет кольцевые канавки.

Опыты позволили определить поправочный коэффициент к формуле (206), который равен k = 1,2 для а = 5°.

Анализ микроструктуры показывает, что для полного заполне­ния канавок на стальной заготовке алюминием необходимо,

чтобы обжатие алюминиевой заготовки уср составляло 25—30%. Величина пластической деформации контактных поверхностей выступов при = 35-н43% увеличивается при изменении угла |3 от 60 до 10°. При р = 60° и уср = 40°о величина пластической деформации контактных поверхностей высту пов составляет 9— 10% на первых и 3—4% на последних выступах, что обеспечивает сварку по гребню выступов (рис. 127). Исследование зон соедине­ния переходников, деформированных кольцами с а = 3 и 10 , показало отсутствие пластической деформации выступов и следов сварки, а при деформировании с а = 7° незначительные участки сварки наблюдаются на первых выступах только при уср > 45%.

На основании проведенных исследований были изготовлены титано алюминиевые и алюминиево-стальные переходники с вну­тренним диаметром от 10 до 100 мм (рис. 128). Общее усилие дефор­мирования при изготовлении переходников диаметром 10 мм и толщиной стенки заготовки из сплава АМц 1 мм составляло 6— 3 тс, а для переходников диаметром 100 мм 75- 80 тс.

Всесторонние испытания показали высокую работоспособность переходников. Герметичность их сохраняется после 1000 циклов охлаждения в жидком азоте с последующим нагревом до 100 С со скоростью 200—450 С/мин. По специальной программе пере­ходники испытывали при нагружении давлением от 0 до 25 кгс/см2 до 500 раз с периодической проверкой герметичности гелием. Потери герметичности переходников также не обнаружено.