СВАРКА РАЗНОРОДНЫХ МЕТАЛЛОВ

СВАРКА АЛЮМИНИЯ СО СТАЛЬЮ С ПОМОЩЬЮ БИМЕТАЛЛА

Применение такого металла имеет большое практиче­ское значение для создания композитных сталеалюминие­вых конструкций, в которых можно наиболее эффективно использовать основные качества обоих металлов: высокую прочность стали и малый вес алюминиевых сплавов, что чрезвычайно важно с точки зрения экономии металлов и снижения конструкционной металлоемкости изделий.

При наличии биметалла сталь — алюминий соответ­ствующих размеров и толщины можно сваривать соедине­ния различных типов из стали и алюминия: стыковые, тавровые и др. При этом стальная деталь приваривается к стальному слою биметаллической вставки обычными спо­собами электродуговой сварки, а алюминиевая деталь при­варивается к слою биметаллической вставки также обычны­ми способами аргонодуговой сварки.

В настоящее время отечественной промышленностью освоен выпуск двух видов конструкционных биметаллов алюминий — сталь, пригодных для использования в свар­ных изделиях: биметалл сталь Х18Н10Т — сплав АМгб и биметалл армко-железо — АМгб.

Средняя статическая прочность на отрыв биметалличе­ского соединения сталь Х18Н10Т — сплав АМгб, получен­ного прокаткой, в интервале температур от *—196° С до +300° С приведена ниже:

Температура Средняя прочность

испытаний, °С соединений на отрыв, 10—7Н/м2

TOC o "1-5" h z —196............................................................... 19,0

—50 15,0

20 14,0

100 13,0

200 10,0

250 . . 7,0

300 9,0

ИспытБюался также биметалл армко-железо — АМг5. При суммарной толщине биметалла 8 мм предел прочности на отрыв слоев составляет от 13,0 до 14,6 -10-7 Н/м2, для толщины биметалла 7,6 мм — от 7,1 до 11,1 • 10~7 Н/м2, Средний предел прочности на отрыв слоев биметалла Х18Н10Т— АМгб составляет от 10,4 до 15,2 • 10~7 Н/м2.

Эти данные свидетельствуют о том, что прочность схваты­вания слоев на отрыв у биме­талла Х18Н10Т —АМгб зна­чительно выше, чем у биме­талла армко-железо ■— АМгб при высокой стабильности по­казаний.

Для металлографических исследований, изучения ха­рактера распространения теп­ла и термических циклов ста­леалюминиевых соединений, характера разрушения была разработана технология и получен целый ряд сочетаний биметаллов сталь—алюминий с различными данными по составляющим.

Для опытов применяли образцы, вырезанные из биметал­лических листов сталь — алюминиевый сплав различных сочетаний. Биметаллические образцы подвергались нагре­ву. Длительные выдержки осуществлялись в печи, кратко­временные — в вакууме при повышенных температурах,

В последнем случае эксперименты проводились на би­металлических образцах, форма и размеры которых пока­заны на рис. 36. Толщина листов 6—10 мм. Для определе­ния температуры возникновения интерметаллических фаз по линии перехода в биметалле были проведены две серии опытов.

В первой из них были изготовлены образцы размерами 10 X 10 мм и подвергнуты нагреву при температурах 100, 200, 300, 350, 400, 450, 500, 550, 600 и 650° С соответствен­но с различным временем выдержки от нескольких секунд до 8 ч.

В результате нагрева при температурах от 100 до 500° С в течение до 8 ч в структуре биметалла никаких изменений не наблюдается.

При нагреве образцов до температур 550, 600, 650° С на границе перехода сталь — алюминий происходит об­разование интерметаллической прослойки. Она возникает при температуре 520—550° С уже при двухчасовой выдерж­ке. С увеличением времени выдержки новая фазовая со­ставляющая увеличивается незначительно.

При просмотре в поляризованном свете наблюдается развитый слой серо-голубого цвета с микротвердостью по­рядка (750—780) • 10~7 Н/м2. Толщина слоя колеблется в пределах от 10 до 20 мкм. Слой весьма хрупок, при измере­нии микротвердости иногда в нем образуются трещи­ны. Слой имеет довольно четкую границу со сплавом

АМгб.

С целью обеспечения надежного сцепления со сталью технология изготовления биметалла Х18Н10Т - J - АМгб предусматривает предварительное плакирование сплава АМгб чистым алюминием. Таким образом, в готовом виде биметалл фактически является трехслойным материалом Х18Н10Т — алюминий АДО — АМгб.

Изучалась микроструктура и фазовый состав диффу­зионного слоя на границе сталь — сплав алюминия в биме­талле толщиной 10 мм с соотношением толщин компонентов

стали Х18Н10Т и сплава АМгб и их электрохимических по­тенциалов. При обычных механических способах изготовле­ния микрошлифов в зоне контакта получается «ступенька», которая может быть устранена путем тщательной полировки. Выявление микроструктуры стали производили электро­литическим травлением в 1,0%-ном водном растворе хро­мовой или щавелевой кислоты.

Для выявления структуры алюминия и сплава АМгб в биметалле использовали электрополировку.

В исходном состоянии интерметалл иды по линии сплав­ления биметалла не были выявлены. На рис. 37 представ­лен график изменения микротвердости по сечению биметал­

исследований на биметалле выявлено

наличие по линии перехода участков (сколов), обладающих повышенной твердостью (700—850) • 10~7 Н/м2.

На рис, 38 приведен ряд микроструктур линии перехода биметалла после нагрева. Нагрев до температуры 450— 480° С и выдержка 12 ч (рис. 33, а) не вызывает видимых

изменений в структуре. Резких изменений микротвердости на данных шлифах не выявлено. При нагреве в течение 10 мин до температуры 520° С обнаруживается тонкая про­слойка интерметаллидов толщиной 3—3,8 мкм.

При исследовании фазового состава на поверхности би­металла алюминий — сталь, обнаружены фазы состава FeAl3 и Fe2Al6. Одновременно проводился электронографический анализ образцов после кратковременных испытаний на раз­рыв. На поверхности излома обнаружены алюминий, окис­лы А1203, Fe203 и Al2Si205 (ОН)4. Из полученных электроно­графических данных видно, что незначительный нагрев до температуры 500° и приложение напряжений дает на по­верхности излома интерметаллические фазы Fe3C, Fe2Al5 и FeAl3.

Результаты механических испытаний нескольких серий биметалла сталь Х18Н10Т + сплав АМгб после изотерми­ческого нагрева приведены на рис. 39.

Как следует из графиков, прочность сцепления слоев би­металла при нагреве до температур 450—480°С практически не изменяется. В случае нагрева биметалла до температуры 600°С прочность его практически падает до нуля, особенно при больших выдержках. Некоторое увеличение прочности сцепления слоев биметалла в районе температур 450—480° С объясняется возникновением очень тонкой интерметал­лической прослойки по границе сцепления.

Влияние различных режимов нагрева в интервале тем­ператур 300—600° С при длительности нагрева до 8 ч на из­менение прочности сцепления слоев биметалла показано на рис. 40. Обращает на себя внимание значительный разброс данных механических испытаний даже в пределах одного режима обработки. Это свидетельствует о неоднородности границы сцепления компонентов биметалла Х18Н10Т + + АМгб.

При исследовании распределения железа поперек зоны соединения установлено, что вблизи линии контакта желе­за с алюминием содержание железа несколько уменьшается, так как в результате предварительного отжига стальных листов перед прокаткой происходит окисление поверхности,

Микрорентгеноспектральным анализом биметалла в ис­ходном состоянии не обнаружено образования интерметал-

лических фаз на границе соединения. На рис. 41 представ­лены результаты анализа после изотермической выдержки биметалла в течение 60 ч при температуре 480° С.

300°С; 2 — 350° С; 3 — 400° С; 4 — 450° С; 5 — 480°С; 6 — 520° С; 550° С; 8— 600° С,

Резкое падение прочности в интервале температур 515—* 530° С вызывается интенсивным ростом интерметалличе­ской прослойки (при содержании железа 25—28% толщина прослойки достигает 15 мм). Аналогичная зависимость бы­ла получена и для биметалла сплав АМгб + СтЗ.

На основании сопоставления данных металлографичес­ких исследований и данных механических испытаний боль­шого количества биметаллических образцов различных со­четаний были установлены температуры начала образова­

ния интерметаллических прос­лоек по линии их перехода, которые приводятся ниже:

Сочетание металлов Нижняя темпера­турная граница возникновения прослойки

520—530° 520—525° 520° 530—535° 515—530° 520—525° 520—525°

Авторами изучалась возмож­ность повышения прочности сце­пления слоев биметалла путем предварительного (перед прокат­кой) нанесения гальванопокры­тий на поверхность стали марок СтЗ и Х18Н10Т. Было исследова­но влияние подслоев никеля, хро­ма и меди на прочность биметал­ла СтЗ + АМгб и никеля, меди

при которых у биметалла на границе между железом и алюминием не образовывалась бы хрупкая промежуточная фаза или количество ее было бы минимальным. Режимы сварки устанавливали путем наплавок на пластины при раз­личной погонной энергии. Считалось, что такая наплавка

имитирует выполнение, на­пример, швов таврового или стыкового соединений.

Г

§5

!♦

:з

і3 § ^

I'

20 30 НО 50 60 70 80 90100

Сила тока, к

Рис. 44. Зависимость тол­щины интерметаллической прослойки в биметалле от величины сварочного тока.

В процессе исследования была установлена зависимость толщины интерметаллической прослойки, образующейся по линии перехода, от величины сварочного тока (рис. 44).

Влияние скорости сварки выражено менее резко и кри­тическим значением является величина, равная 3,5 м/ч. Причем в этом случае величина хрупкой интерметалличе­ской прослойки достигает 6—8 мкм.

Для определения механических свойств сварного со­единения с использованием биметалла сталь — сплав ACM

были выполнены стыковые и тавровые соединения при мак­симальной скорости сварки 11 м/ч.

На рис. 45 показана зависимость прочности стыковых сталеалюминиевых соединений от площади поперечного се­чения промежуточной вставки биметалла сталь — сплав ACM. Прочность сталеалюминиевых соединений, выполнен­ных через промежуточную встав­ку из биметалла, определяется как прочностью материалов ис­пользованного слоя биметалла, так и его толщиной.

В работе [36 J для сварки стальных и алюминиевых дета­лей были опробованы биметаллы армко-железо — алюминий АВ; армко-железо — сплав АМгЗ и армко-железо — сплав АМг5.

На основание из алюминия, а затем на алюминиевый подслой были нанесены сплавы АМгЗ и АМгб. Испытания биметалла же- лезо-армко — сплавы АМгЗ и АМгб показали, что прочность схватывания слоев биметалла приближается к прочности материала подслоя, в частности алюминия, при достаточно хорошем изготовлении биметалла.

Для установления влияния нагрева от сварочной дуги на образование и рост промежуточной хрупкой прослойки, на пластины биметалла опытной партии была произведена наплавка валиков с различной погонной энергией. Наплав­ку валиков на железный слой биметалла производили с помощью полуавтоматической сварки в среде углекислого газа сварочной проволокой марки Св. 08Г2СА. Наплавка валиков на слой алюминиево-магниевого сплава произво­дилась при помощи ручной аргонодуговой сварки неплавя­щимся вольфрамовым электродом с присадочной проволо­кой марки АМгб.

Исследование структуры производили при рассмотрении микрошлифов, изготовленных из полос с наплавленными валиками.

В результате исследований были выбраны режимы для сварки различных соединений стальных и алюминиевых деталей с использованием промежуточной вставки из би­металла. Из сварных соединений были изготовлены образцы для механических испытаний. Результаты испытаний пока­зали, что прочность схватывания у биметаллов с плакиров­кой только из алюминия невелика и составляет от 1,6 до 3,6 • 1СГ~7 Н/м2. Прочность схватывания у биметалла с плакировкой из сплава АМгЗ и АМгб выше и составляет от 6,3 до 9,8 • КГ7 Н/м2.

При выборе режима сварки следует начинать с определе­ния влияния теплового воздействия источника нагрева на сам биметалл, в частности, на поверхность схватывания сло­ев биметалла.

Количество интерметаллических железоалюминиевых фаз, образующихся по границе раздела, определяется наи­большей температурой термического цикла, длительностью пребывания при этих температурах и почти не зависит от скорости охлаждения.

Такие комбинированные соединения, вследствие зна­чительного различия в теплофизических свойствах компо­нентов, имеют характерные особенности в распространении тепла.

Определение и расчет максимальных температур на гра­нице между алюминием и сталью было выполнено на биме­таллических моделях. Экспериментальным путем получены основные исходные данные для расчета. Расчет производи­лся на основе теории распространения тепла, разрабо­танной акад. Н. Н. Рыкал иным. Определение коэффициента полезного действия процесса нагрева сталеалюминиевого соединения электрической дугой производилось с целью установления последовательности сварки биметалла с алю­минием и сталью.

где весовые проценты алюминия в биметаллическом образце;

теплоемкость алюминиевого сплава, входящего в биметалл;

теплоемкость стальной основы биметалла. Характер изменения величины к. п. д. нагрева биметалла показан на рис. 46. Из графика следует, что тепловая мощ­ность, воспринимаемая биметаллом, больше при наплавке со стороны стальной основы (rjCT = 0,82), чем со стороны

алюминиевой плакировки (т]ал = 0,62). Это объясняет­ся дополнительным подо­гревом тепловой волны, бе­гущей по алюминиевой пла­кировке, расположенной над стальной основой. По­этому сварку биметалла с алюминиевыми и сталь­ными деталями целесооб­разно начинать с алюми­ниевой плакировки.

Режим сварки и, преж­де всего такой его пара­метр, как погонная энер­гия, оказывают большое влияние на прочностные свойства соединений. Для оценки этого влияния на биметаллические полоски шириной 30 мм наплавлялись валики либо только на стальной слой биметаллической полоски, либо на слой алюминиевого спла­ва, либо на оба слоя.

Режимы наплавки валиков на биметаллические образцы

Режимы наплавки охватывали широкий диапазон по погонной энергии сварочного процесса. Во время наплавки производили замер температур границы схватывания слоев биметалла на различных расстояниях от оси наплавки по ширине биметаллической полоски. Из биметаллических полосок с наплавленными валиками изготавливались образ­цы для испытания биметалла на отрыв слоев, а также мик­рошлифы для металлографического исследования.

В табл. 20 приведены режимы наплавки валиков на би­металлические образцы. Наиболее характерные виды раз­рушений образцов приведены на рис, 47,

Рис. 47. Характерный вид разрушения образцов.

На рис. 48 приведен график, показывающий изменение прочности схватывания слоев биметалла армко-железо —• сплав АМг5 в зависимости от погонной энергии наплавки валиков на стальной слой биметалла. При использовании

режимов сварки (наплав­ка валика со стороны стали) с погонной энер­гией до 42—46 Дж/м прочность схватывания слоев практически оста­ется на одном уровне по сравнению с исходным состоянием. При исполь­зовании режимов сварки с погонной энергией бо­лее 46 Дж/м прочность

ков на биметалл со стороны алюминиевого слоя наблюдается такая же зависимость с той только разницей, что сниже­ние прочности схватывания слоев начинает наблюдаться при величине погонной энергии, превышающей 71,4 Дж/м.

В результате замера температур в различных точках биметалла во время наплавки валиков на стальной слой и слой алюминиевого сплава определено, что максимальная температура границы слоев должна быть равной 500° С и время пребывания при этой температуре около 2 с.

На микрошлифах хрупкая составляющая обнаруживает­ся только тогда, когда валики наплавлены на сталь и алю­миний при режимах с погонной энергией соответственно более 46 и 71,4 Дж/м.

Режимы сварки соединений со стороны стали и со сто­роны алюминиевого сплава, при использовании которых на границе схватывания слоев биметалла не образу­ются хрупкие промежуточные прослойки, приведены в табл. 21.

При сварке со стороны алюминиевого сплава диаметр вольфрамового электрода составлял 3—4 мм, диаметр при­садки 2,5—4,0 мм, марка присадочного материала — АМгб. Сварка со стороны стали осуществлялась проволоками Св 08Г2С и Св 08Х19Н9Ф2С2 диаметром 1—1,2 мм.

На выбранных режимах была произведена сварка раз­личных соединений и определены механические свойства соединений стали и алюминиевых сплавов, сваренных с помощью биметаллических вставок.

Влияние режима аргонодуговой сварки на прочность биметаллического соединения Х18Н10Т—АМгб опреде­лялось при различных значениях погонной энергии и ско­рости сварки.

Из сваренных пластин вырезались темплеты и метал­лографически устанавливалось наличие интерметаллидной прослойки и ее толщина. Зависимость толщины образую­щейся по линии перехода интерметаллической прослойки

от величины тока и скорости сварки приведена на рис. 49.

Для биметалла XI8Н1 ОТ + АМгб толщиной 15 мм с со­отношением слоев 1 : 1 критическими величинами тока и

скорости сварки, превышение которых ведет к появлению развитой интерметаллической прослойки, являются: ток

275—285 А, скорость сварки 5,5 м/ч.

Технология сварки биме­талла встык имеет свои специ­фические особенности. Слож­ность заключается в том, что швы при сварке слоев из ста­ли и сплавов алюминия меж­ду собой не свариваются и не образуют монолитного шва. В месте соприкосновения этих швов всегда образуется по­лоска несплавления, которая ослабляет стыковое соедине­ние в целом и может нарушать сплошность слоя. Чем больше расплавляется металла с каж­дой стороны биметалла, тем шире зона несплавления И хуже качество соединения.

Во избежание оплавления стали (углеродистой или не­ржавеющей) и резкого увеличения хрупкости шва произво­дится специальная подготовка кромок: стальная кромка срезается, а алюминиевая плакировка выступает за ее пре­делы. Аргонодуговая сварка неплавящимся вольфрамовым электродом выполняется по стыку алюминиевой плакиров­ки. Для лучшего теплоотвода при сварке со стороны пла­
кирующего слоя устанавливаются теплоотводящие бруски. Стальные листы свариваются путем тщательной и точной наплавки стальных валиков на кромки с последующей за­варкой разделки. В момент сварки стальных кромок под сваренный стык алюминиевой плакировки устанавливается медная теплоотводящая подкладка. ,

Были опробованы более простые типы сварных соедине­ний: с V-образной и Х-образной разделкой, а также без разделки кромок.

Со стороны стали применяли сварку в среде углекислого газа, со стороны слоя АМгб— аргонодуговую сварку не­плавящимся электродом. С целью установления оптималь­ных режимов сварка производилась при различных значе­ниях сварочного тока и зазоров в стыке. Сварочный ток при сварке со стороны алюминия был одинаков (180 А). Сварку слоев биметалла рекомендуется производить в такой по­следовательности: без разделки кромок с зазором в стыке 0,5 мм и без зазора — 1-ый шов со стороны алюминиевого сплава, 2-ой шов со стороны армко-железа; при разделке кромок—в обратной последовательности. В табл. 22 при­ведены результаты механических испытаний образцов из биметалла, а в табл. 23 — типы разделок кромок перед сваркой и виды сварных соединений стальных конструк­ций с конструкциями из алюминиевых сплавов через би­металл.

Разрушение сварных соединений происходит, как прави­ло, по границе шва с основным металлом со стороны армко- железа и по металлу шва со стороны сплава АМгб. При этом прочность сварных соединений по отношению к прочности несварного биметалла составляет 70—80%.

Так как форма разделки свариваемых кромок фактически не оказывает влияния на прочность сварных соединений, то следует применять преимущественно кромки без разделки, как менее трудоемкие. При необходимости сварки биметал­ла с одной стороны, необходимо использовать V-образную разделку кромок.

Стыковые соедине­ния биметалла газопроницае­мое

Ширина зазора между кромками свариваемых деталей оказывает некоторое влияние на технологию сварки. При сварке без зазора или с малым зазором трудно обеспечить

глубокий провар кромок, в ре­зультате прочность сварных швов снижается.

При большом зазоре увели­чивается трудоемкость сварки и нагрев биметалла, что также мо-

жет снизить прочность шва. Оптимальным можно считать зазор в 1,5—2,0 мм.

Сравнение результатов механических испытаний плос­ких сварных образцов из биметалла со снятым усилением шва с такими же образцами с усилением шва показа­ло, что в первом случае прочность почти в два раза ниже.

Испытание механических свойств сварных соединений, выполненных с помощью биметаллических вставок (рис. 51), показывает, что прочность сварных соединений находится на уровне или превышает таковую наиболее прочных алю­миниево-магниевых сплавов [35—38].

На рис. 51 приведены результаты испытания на разрыв сварных соединений из стали марки Ст4 и алюминиевого сплава марки АМгб, сваренных с помощью биметалличе­ских вставок. В качестве вставок использовали биметаллы Х18Н10Т+АМг6 и армко-железо — АМг5. Суммарная толщина биметалла составляла в обоих случаях 8—10 мм, соотношение слоев стали и алюминиевого сплава — 1: 1. При изготовлении образцов со стороны алюминиевого слоя вставки применяли ручную аргонодуговую сварку вольфрамовым электродом, со стороны стального слоя — полуавтоматическую сварку в среде углекислого газа. Для изучения статической прочности сцепления слоев би­металлической вставки и прочности сварных соединений в целом, ширину вставки в образцах изменяли от 4 до 30 мм при ширине соединяемых образцов, равной 10 мм. При ма­лой ширине вставки (до 8 мм) разрушение образцов проис­ходит по поверхности схватывания слоев биметаллической вставки; при ширине 8—20 мм разрушение происходит ли­бо по слоям вставки, либо по сварным швам со стороны алюминиевого сплава, либо по алюминиевому сплаву АМг5. Показания прочности соединений со вставкой из биметалла Х18Н10Т — АМгб более стабильны, а абсолютные значения прочности выше, чем у соединений со вставкой из биметалла армко-железо—АМг5, Поэтому биметалл Х18Н10Т —

АМгб целесообразно применять в наиболее ответственных соединениях из стали и алюминиевых сплавов.

Изучались статическая и вибрационная прочность сцеп­ления слоев как в собственно биметалле, так и в биметалле,

входящем в состав сварных со­единений. Было установлено, что изготовляемые в настоя­щее время биметаллы сталь — алюминиевые сплавы имеют высокий уровень статической и усталостной прочности сце­пления слоев на отрыв и сдвиг, что позволяет приме­нять их в качестве промежу­точных вставок при сварке конструкций из стали и алю­миниевых сплавов, работаю­щих в условиях статических и вибрационных нагрузок.

Сварка алюминиевых труб непосредственно со стальными представляет большие труднос­ти, чем сварка листовых кон­струкций. Для этой цели луч­ше использовать биметалли­ческие втулки [33 ]. Биметалли - Рис. 52. Схема сварки стыка би - ческую втулку (рис. 50, а) металла. перед сваркой обрабатывают:

с одного конца срезают алю­миниевую плакировку, а с другого — стальную основу би­металла (рис. 50, б). К полученной таким образом ступенча­той втулке при помощи аргонодуговой сварки приваривают алюминиевую и стальную трубы (рис. 50, в).

Можно изготовить трубы большого диаметра из биметал­ла со швом по образующей. В этом случае трудность заклю­чается в выполнении комбинированного шва в завальцо-
ванной обечайке. На рис. 52 приведена схема получения такого сталь-алюминиевого шва. Предварительно стыкую­щиеся кромки (рис. 52, а) обрабатываются в соответствии с эскизом на рис. 52, б. Затем свариваются кромки на стали аргонодуговой (неплавящимся и плавящимся электродом) или электродуговой сваркой (рис. 52, е). Далее, в случае необходимости, снимается усиление швов (рис. 52, г) и по­верхность стали, обращенная к алюминиевой плакировке, покрывается цинком (рис. 52, д). Покрытие цинком (тол­щина слоя 8—10 мк) осуществляется металлизацией, галь­ваническим способом либо путем горячего покрытия. После покрытия цинком осуществляют аргонодуговую наплавку валиков на оцинкованную поверхность стали (рис. 52, е).

Предел прочности плоских биметаллических образцов (Ст08кп + алюминий АДО) на разрыв, выполненных по указанной технологии, составляет 40 • 10~7 Н/м2.

Применение алюминиевых сплавов для изготовления су­довых корпусных конструкций вызывает необходимость соединения деталей и узлов из алюминиевых сплавов со стальными деталями и узлами. В настоящее время многие суда имеют стальной корпус, а надстройки, дымовые трубы, переборки и многие другие конструкции и узлы изготовле­ны из алюминиевых сплавов.

Основным способом соединения алюминиевых и стальных деталей в судостроении сейчас является клепка.

Наиболее целесообразным для сварных конструкций является применение биметаллических вставок, которые позволяют проектировать и изготовлять наиболее рацио­нальные и технологичные узлы соединений из стали и алю­миния с использованием обычных способов сварки при наименьшей трудоемкости сварочных работ.

Профиль биметалла представляет в исходном состоянии полосу, состоящую из двух слоев и с соотношением толщины слоев 1 : 1. Между этими слоями имеется тонкий (0,3—0,5 мм) подслой из технического алюминия, Суммарная толщина би­металла равна 8—10 мм.

Исходя из приведенных выше показателей прочности слоев биметалла на отрыв для сварных соединений из ста­ли и сплава АМгб, соединенных с помощью биметалличе­ской вставки, были составлены графики (рис. 53). По этим графикам в зависимости от толщины свариваемого алюми­ниевого сплава и прочнос­ти отрыва слоев биметалла можно найти минимальную ширину биметаллической вставки, обеспечивающей прочность, равную проч­ности свариваемого алюми­ниевого сплава.

Например, для сплава АМгБ толщиной 8 мм при применении вставки из би­металла с прочностью от­рыва слоев равной 10 • 1СР7 Н/м2 ширина вставки дол­жна быть не менее 24 мм.

В производственных ус­ловиях сварка алюминие­вых и стальных конструк­ций была применена при приварке легких переборок из сплава АМгБ на судне водоизмещением около 6000 т и др.

Замена стальных конструкций алюминиевыми в связи с переводом соединений с клепки на сварку с помощью би­металлических вставок обеспечивает значительное снижение веса судна. Снижение веса до 4 т может быть получено при применении сварных соединений вместо клепаных в шахтах вентиляции.

Сварка конструкций из стали и алюминиевых сплавов с помощью биметаллических вставок позволяет отказаться в' большинстве случаев от клепки, снизить трудоем­кость выполнения соединений алюминиевых конструкций со стальными более чем в два раза по сравнению с применяе­
мой в настоящее время клепкой, уменьшить вес судовых конструкций на 20—40 т на одно судно среднего водоизме­щения ИТ. д.