Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА I. Проблемы использования металлических композиционных материалов для подшипников скольжения 12
1.1. Проблемы соединения разнородных металлов и сплавов. 12
1.2 Особенности сварки взрывом разнородных металлов. 19
1.3 Примеры практического использования сварки взрывом. 25
1.4 Выбор антифрикционного материала для подшипников скольжения и критерии оценки его работы . 29
Выводы 46
ГЛАВА II. Сварка взрывом металлов с различающимися прочностными характеристиками 47
2.1 Влияние прочностных характеристик на режимы сварки. 47
2.2 Влияние шероховатости поверхности на сварку разнородных материалов . 85
2.3 О форме границы соединения. 96
Выводы 99
Глава III. Определение основных параметров сварки гетерогенных многослойных материалов . 100
3.1 Влияние структуры подката из сплава АО20-1 на верхнюю границу области сварки . 100
3.2 Определение оптимальных параметров соударения. 108
3.3 Выбор оптимальных размеров соединяемых пластин. 118
Выводы 129
Глава IV. Влияние способов сварки взрывом на качество получаемого биметалла 130
4.1 Факторы, влияющие на качество биметалла при массовом производстве в условиях полигона. 130
4.2 Особенности технологии и требования к оборудованию при сварке биметаллических заготовок во взрывной камере . 135
4.3 Исследование возможности получения биметаллов на инерционной установке. 141
4.4 Анализ остаточных деформаций в биметалле, полученном сваркой взрывом. 151
Выводы 156
Глава V. Особенности процесса штамповки биметаллического полукольца для подшипников скольжения . 157
5.1 Разработка процесса штамповки. 157
5.2 Разработка оборудования для процесса штамповки. 167
Выводы 171
Глава VI. Исследование прочностных характеристик сталеалюминиевых заготовок подшипников. 172
6.1 Прочностные испытания на стадии выбора оптимальных режимов сварки. 172
6.1.1 Определение механических характеристик стальной основы. 174
6.1.2 Влияние механических характеристик стальной основы на свойства биметаллических заготовок . 176
6.2 Сравнительные испытания свойств полученного биметалла. 187
6.2.1 Усталостные испытания биметалла. 191
6.2.2 Поведение биметаллического полукольца при нагреве. 204
6.3 Методы контроля качества биметаллических полуколец. 207
Выводы 209
ГЛАВА VII. Перспективы расширения номенклатуры биметаллических подшипников и использования сплавов с улучшенными трибологическими характеристиками . 210
7.1 Сварка малопластичных сплавов со стальной основой. 210
7.2 Особенности плакирования стали сплавом АО20-1 без алюминиевого подслоя. 229
7.3 Работы по созданию сталеалюминиевого упорного вкладыша. 235
Выводы 245
Заключение 246
Список литературы 249
Приложения 274
- Выбор антифрикционного материала для подшипников скольжения и критерии оценки его работы
- Влияние шероховатости поверхности на сварку разнородных материалов
- Влияние структуры подката из сплава АО20-1 на верхнюю границу области сварки
- Особенности технологии и требования к оборудованию при сварке биметаллических заготовок во взрывной камере
Введение к работе
Композиционные многослойные материалы находят все более широкое применение в машиностроении. Существует несколько способов соединения разнородных материалов, как в жидкой, так и в твердой фазе. С увеличением разницы в физико-механических характеристиках соединяемых материалов число возможных способов соединения уменьшается. Способ соединения зависит также от размеров соединяемых элементов. Одним из наиболее универсальных способов соединения разнородных металлов является сварка взрывом.
Начало исследований процесса сварки взрывом у нас в стране относится к 60-м годам [1,2]. С тех пор металлообработке взрывом было уделено достаточно много внимания. Опубликован ряд монографий, посвященных как научным аспектам, связанным с изучением воздействия высоких импульсных давлений на материалы [3,4,5,6], так и более прикладным вопросам [7,8,9]. В свое время была освоена в промышленных масштабах сварка взрывом таких сочетаний, как углеродистая сталь - нержавеющая сталь [10], сталь - медь [11], сталь - алюминий [12], сталь - титан [7].
По разным причинам производство указанных материалов в последние годы резко сократилось. На сегодня наибольший объем выпуска биметалла с использованием сварки взрывом связан со сталь-алюминиевыми переходными элементами, используемыми в электролизерах при производстве алюминия.
На взгляд автора, кроме причин, связанных с общим падением уровня производства в нашей стране, невысокая востребованность такого способа, как сварка взрывом, связана еще и с тем, что разработчики технологического процесса часто подходят к решению задачи недостаточно комплексно. Не всегда решение поставленных задач доводится до необходимого уровня и степени законченности. По этой причине на стадии промышленного освоения нередко возникают технические и организационные трудности, которые не всегда удается преодолеть.
В данной работе на примере изготовления сталеалюминиевой заготовки вкладыша подшипника в виде полукольца представлены результаты исследований по основным технологическим операциям.
Крупногабаритные биметаллические подшипники предназначены для эксплуатации в тяжелонагруженных дизельных двигателях тепловозов, судов, компрессорных установок и т.д.
Подшипниковый узел является одной и наиболее ответственных деталей, часто лимитирующих работу агрегата в целом. В настоящее время парк тепловозов оборудован бронзобаббитовыми и сталеброн-зовыми вкладышами подшипников коленчатого вала. Их долговечность не отвечает современным техническим требованиям, и кроме того, технология индивидуальной заливки вкладышей чрезмерно трудоемка, непроизводительна, с высоким процентом брака при изготовлении.
Поэтому задача перевода тепловозных дизелей на более современные подшипники стоит довольно остро.
Анализ литературы, приведенный в первой главе, показывает, что использование биметалла сталь - алюминий для подшипников двигателей внутреннего сгорания с точки зрения трибологии имеет хорошую перспективу. Из существующих способов соединения стали с алюминием при относительно небольших объемах производства и при толщинах стальной основы до 20 мм для изготовления биметалла наиболее рационально использовать сварку взрывом [13]. Во второй главе на примере таких сочетаний, как сталь - медь, сталь - алюминий рассмотрено влияние прочностных характеристик материалов на параметры сварки. Экспериментальным путем установлено, что пластические течения, возникающие на поверхности менее прочного материала, способствуют образованию соединения. Показано, что при сварке материалов с сильно различающимися прочностными характеристиками определяющую роль играет прочность наименее прочного материала. Влияние более прочного материала определяется, в основном, шероховатостью его поверхности.
Такой подход позволил разработать схемы сварки материалов, прочность которых может отличаться в несколько раз. За счет подбора оптимальных режимов соударения удалось получить хорошую прочность соединения. При этом тепловыделения в зоне шва, а значит вероятность образования интерметаллических фаз, сведена к минимуму.
В третьей главе рассмотрены особенности сварки, связанные с тем, что антифрикционный материал, используемый для изготовления подшипников, представляет собой трехслойную ленту, в которой сплав АО20-1 покрыт тонкой алюминиевой плакировкой. На границе сплава АО20-1 с алюминием может находиться тонкий слой олова. Это накладывает дополнительные ограничения при выборе режимов сварки и заставляет более тщательно исследовать такие параметры процесса соударения, как угол соударения у и скорость точки контакта VK. При параллельной схеме сварки необходимо изучить угол поворота пластины /? при метании взрывчатым веществом и его связь со скоростью детонации D. С учетом специфики указанного сочетания, на качество соединения могут оказывать влияние и размеры свариваемых пластин. Этому вопросу также уделено внимание в данной главе.
В четвертой главе представлены три возможных варианта реализации процесса сварки взрывом стали со сплавом АО20-1: полигон, взрывная камера КВ-7 и "инерционная" установка. Изложены основные требования к специализированному оборудованию, созданному специально для данного технологического процесса сварки. Дан сравнительный анализ достоинств и недостатков всех трех вариантов сварки, в том числе и особенностей деформации получаемых биметаллических заготовок.
Пятая глава посвящена вопросам штамповки биметаллической заготовки в полукольцо. Основные трудности на этом этапе связаны с необходимостью обеспечить максимальное снятие внутренних напряжений в биметалле и выдержать требуемые жесткие размеры как на полукольцо в целом, так и на размеры стальной и алюминиевой составляющих. На стадии подготовки стальной и алюминиевой пластин к сварке они имеют толщины с определенным допуском. В процессе сварки взрывом происходит неравномерная по площади деформация стальной и алюминиевой пластин, приводящая к изменению их толщины. При гибке происходит утонение центральной части биметаллического полукольца. При последующей осадке требуется по возможности ликвидировать утонение и добиться необходимых размеров заготовки в свободном состоянии. Разработана методика расчета и технология штамповки, которая позволяет обеспечить необходимые размеры биметаллических заготовок. Охвачен достаточно широкий диапазон типоразмеров заготовок.
В шестой главе приведены результаты исследований физико-механических характеристик исходных материалов и полученного биметалла на стадии подбора наиболее благоприятного сочетания соединяемых материалов и выбора оптимальных режимов сварки. После того, как получен композиционный материал, проводится комплекс исследований специальных свойств в зависимости от его назначения. Для материалов подшипников помимо трибологических характеристик антифрикционного слоя и прочности соединения его с материалом основы, к таким характеристикам относится способность противостоять циклическим нагрузкам. Показано, что усталостная прочность биметалла, полученного сваркой взрывом, в два раза выше, чем у полученного прокаткой.
В седьмой главе представлены материалы исследований, которые показывают принципиальную возможность соединения стали со сплавом АО20-1 без алюминиевого подслоя. Решение этой задачи позволило бы значительно уменьшить стоимость ленты из сплава АО20-1, а значит и биметалла в целом.
Результаты работ по сварке взрывом малопластичных материалов со сталью позволяют расширить перечень антифрикционных сплавов на основе алюминия, которые можно использовать в биметаллических подшипниках. К таким материалам можно отнести антифрикционный сплав, полученный взрывным компактированием из алюминиево-свинцовых гранул.
В той же главе приведены результаты работ по созданию упорного сталеалюминиевого подшипника. Практическое решение данной задачи позволит полностью отказаться от использования подшипников, полученных заливкой бронзы или баббита, что даст возможность оснастить дизель однотипными сталеаюминиевыми подшипниками.
Работа выполнялась в КТИ ГИТ СО РАН . Часть экспериментов была выполнена автором в Институте Физики Плазмы и Лазерного Микросинтеза г. Варшава в рамках реализации темы 13.4 "Программы сотрудничества Академий Наук Социалистических стран".
Работа входила в программу научного совета ГКНТ по проблеме "Получение и обработка материалов воздействием высоких давлений".
Работа частично финансировалась МПС в рамках "Программы по переводу основных типов дизелей тепловозов, ремонтируемых в концерне "Союзжелдорреммаш" на сталеалюминиевые подшипники коленчатых валов". Работы проводились в тесном сотрудничестве с ВНИИЖТ МПС.
Основные результаты исследований, изложенные в диссертации, опубликованы в 24-х работах, новизна технических решений закреплена 11-ю Авторскими Свидетельствами и Патентами.
Материалы диссертации были представлены:
- на заседаниях секции ГКНТ "Технология получения многослой ных и композиционных материалов и упрочнения взрывом" в г. Минске и г. Барнауле;
- на VI и VII Международных симпозиумах "Использование энер гии взрыва для производства металлических материалов с новыми свойствами" в ЧССР в 1985 и 1988 годах;
- на VII и VIII Всесоюзных совещаниях по сварке, резке и обработ ке материалов взрывом в г.Киеве в 1987 г. и в г.Минске в 1990 г;
- на научно-практических конференциях по обработке материалов импульсными нагрузками в г. Новосибирске в 1985 и 1990 гг.; на Всесоюзной научно-технической конференции по современным проблемам триботехнологии в г. Николаеве, 1988г; на выездном заседании межведомственного научного совета по трибологии на Тамбовском заводе подшипников скольжения в 1990 г.; на 10-м Всесоюзном симпозиуме по перспектиыным металлическим материалам в г. Москве в 1991г.;
на Международной конференции XIII AIRAPT International Conference on High Pressure Science and Technology, Bangalore, India, 1991;
на Международной конференции EXPLOMET 95. International Conference on Metallurgical and Materials Applications of Shock-Wave and High-Strain-Rate Fenomena, El Paso, Texas, 1995; на совещании по вопросам использования сталеалюминиевых подшипников для тяжелых дизелей в г. Белграде, Югославия, 1997г.;
на Международной конференции "Слоистые композиционные материалы" в г. Волгограде, 1998г.;
на сетевой школе Департамента локомотивного хозяйства МПС России по вопросам использования биметаллических подшипников скольжения на дизелях тепловозов в г. Сольвычегодск, 1998 г.;
на Международной научно-технической конференции "Композиты - в народное хозяйство России", г. Барнаул, 1999 г.; на Международном симпозиуме "V Russian - Chinese International Symposium Advanced Materials and Processes", г. Бай-кальск, 1999г.
Автор выражает благодарность за постоянное внимание и участие в работе А.А. Дерибасу, Н.А. Буше, за практическую помощь в работе сотрудникам КТИ ГИТ СО РАН А.А. Штерцеру, А.И. Котляру, Киселеву В.В, а также сотрудникам лаборатории цветных металлов ВНИИ ЖТ МПС.
Выбор антифрикционного материала для подшипников скольжения и критерии оценки его работы
Модель, в которой рассматривается появление металлической связи [21], предполагает, что в обычных атмосферных условиях сварки требуется тем большая энергия активации, чем толще поверхностные пленки [26].
В работе [27] все способы сварки без расплавления разделены на 3 группы. К первой группе отнесены способы сварки с высокоинтенсивным силовым воздействием, например, сварка взрывом и магни-тоимпульсная сварка. Ко второй - сварка со среднеинтенсивным силовым воздействием: холодная сварка, сварка трением, прокаткой. В третью группу входят способы сварки с низкоинтенсивным силовым воздействием, например диффузионная сварка.
Там же отмечается, что пластическая деформация металлов в зоне соединения является непременным условием образования соединения при любом способе сварки без расплавления, причем скорость деформации определяет интенсивность процессов, контролирующих образование сварного соединения.
Малая длительность силового воздействия становится положительным фактором при сварке разнородных металлов, образующих между собой хрупкие фазы, когда необходимо ограничить или вообще предотвратить развитие в зоне соединения диффузионных процессов. Так, например, основным препятствием получения надежных сварных соединений алюминия и его сплавов со сталями является химическое взаимодействие этих металлов, приводящее к необратимому образованию интерметаллических соединений по линии перехода [28].
Следовательно, при соединении таких материалов, как сталь -алюминиевые сплавы, способы сварки с высокоинтенсивным силовым воздействием имеют определенные преимущества. Кроме того, известно [29], что чем выше степень локализации пластической деформации, тем легче соединять хрупкие материалы, в частности, в разнородных сочетаниях. В таких, например, как сталь - алюминиевые малопластичные сплавы.
В этой связи становится понятным тот большой интерес, который представляют исследования по изучению возможностей соединения материалов с сильно различающимися прочностными характеристиками способом сварки взрывом.
Необходимо отметить, что если большинство авторов [16,18,30] при классификации процессов сварки металлов, сварку взрывом относят к способам соединения в твердой фазе, то в работах, посвященных непосредственно сварке взрывом, единого мнения нет. Наряду с работами, где процесс сварки взрывом считают разновидностью процесса соединения металлов в твердой фазе [31,32,33], имеется целый ряд работ [34-38], где на основании анализа полученной после сварки зоны соединения предполагается существование в момент соударения расплавленного слоя. Параметры сварки выбираются таким образом, чтобы к моменту прихода в зону контакта растягивающих напряжений жидкая фаза успела закристаллизоваться, то есть приобрела необходимую для сохранения соединения прочность. Сторонники первого предположения считают, что оптимальные параметры сварки можно обеспечить при величине пластических деформаций в зоне соединения 25...35% [32,39], в то время как противники такого подхода ссылаются на работы [40,41], в которых установлено, что при сварке взрывом деформации в контактирующих поверхностях могут составлять несколько сотен процентов, и вполне обоснованно полагают, что такие деформации, учитывая малую длительность и локальность процесса, могут привести к образованию жидкой фазы. Эти разногласия говорят о том, что рассматриваемый процесс достаточно сложный. Однако, если на него взглянуть с точки зрения конечного результата, то есть оценить ширину зоны взаимодействия и взаимного проникновения свариваемых материалов, учесть возможность ограничивать образование новых фаз [42,43], возможность соединять металлы, температуры плавления которых могут отличаться в несколько раз, то вполне правомерно предполагать, что процесс образования соединения при сварке взрывом должен проходить через те же основные стадии, что и процессы сварки в твердом состоянии. Согласно современным представлениям, физические основы процесса образования соединения и элементарные акты взаимодействия на границе раздела свариваемых металлов являются общими для всех видов сварки давлением (ультразвуковой, холодной, прессовой, диффузионной, трением)[18]. Различия состоят лишь в кинетике процесса, то есть в формах подвода внешней энергии к свариваемым металлам, в скорости и длительности протекания стадии образования физического контакта, активационной и релаксационной стадий, поэтому вполне правомерно привести схему, предложенную в работах [19,29], где процесс образования соединения при любых способах сварки без расплавления рассматривается как процесс, протекающий в три основные стадии. 1. Образование физического контакта, то есть сближение атомов соединяемых материалов за счет пластической деформации на расстояние, при котором возникает физическое взаимодействие, обусловленное силами Ван-дер-Ваальса, или на расстояние, при котором возможно слабое химическое взаимодействие. Последнее возможно, когда материалы имеют резко различные свойства, и их сближение осуществляется за счет пластической деформации хотя бы одного из них. При этом происходит активация контактной поверхности пластически деформированного материала. 2. Активация контактных поверхностей. При сварке разнородных материалов на этой стадии происходит образование активных центров на поверхности более твердого из соединяемых материалов. Наличие этого периода и его длительность обусловлены особенностью пластической деформации более твердого материала. При сварке однородных металлов первая и вторая стадии сливаются в одну. 3. Объемное взаимодействие. Эта стадия наступает с момента образования активных центров на соединяемых поверхностях. Происходит развитие взаимодействия соединяемых материалов как в плоскости контакта с образованием прочных химических связей, так и в объеме зоны контакта. В плоскости контакта процесс заканчивается слиянием дискретных очагов взаимодействия.
Влияние шероховатости поверхности на сварку разнородных материалов
В предыдущих параграфах показано, что существуют различные способы соединения разнородных металлов. Выбор способа соединения зависит от требований, предъявляемых к изделию. Если с этой точки зрения рассматривать подшипник скольжения, то требования, предъявляемые к ним, в первую очередь, зависят от условий, в которых они работают в двигателях. Вращение коленчатого вала приводит к формированию масляной пленки, разделяющей вал и подшипник. Масляная пленка обладает несущей способностью, позволяющей ей в большинстве случаев сохранять толщину, превышающую величину суммарной шероховатости поверхности подшипника и коленчатого вала. Нагрузка, приложенная к подшипнику через масляную пленку, является результатом сложения импульсной нагрузки от цилиндра и центробежных сил от вращения коленчатого вала. Важнейшими характеристиками работоспособности подшипника являются максимальное давление и минимальная толщина масляной пленки. Первая величина определяет требуемую усталостную прочность в тех случаях, когда зарождение и распространение усталостных трещин в антифрикционном материале подшипника должны быть исключены. Вторая величина определяет, следует ли при трении время от времени ожидать контакта между подшипником и коленчатым валом, следовательно, какова должна быть стойкость поверхности подшипника к изнашиванию и задирообразованию. Выбор оптимального сплава, как правило, является результатом некоторого компромисса, поскольку требования усталостной прочности и сопротивления схватыванию в определенной степени противоречат друг другу. В общем случае, более прочные сплавы оказываются более твердыми, а сплавы, стойкие к схватыванию, - мягкими. Необходимый компромисс достигается одним из двух возможных путей: мягкая фаза, такая, как свинец или олово, вводится в относительно прочную матрицу на основе алюминиевого или медного сплава. В том случае, если относительно твердый антифрикционный слой сплава на основе алюминия или меди содержит внутри себя недостаточное количество мягкой фазы, возможно нанесение мягкого наружного слоя. Толщина этого слоя обычно не более 25 мкм, а наличие нижерасположенной прочной основы обеспечивает высокую несущую способность узла без усталостного разрушения.
При выборе сплавов для подшипников помимо усталостной прочности, износостойкости, и сопротивления схватыванию должен учитываться и ряд других факторов. Наличие потока масла может приводить к попаданию в зазор подшипника загрязнений различного типа. Наиболее серьезный источник загрязнений - частицы мелкой металлической стружки. Антифрикционный слой должен быть достаточно мягким, чтобы такие частицы вдавливались в него. Выдавленный при таком внедрении частицы материал антифрикционного сплава подвергается интенсивному изнашиванию при скольжении по коленчатому валу; мягкая фаза при этом размазывается по контактной поверхности, предотвращая схватывание.
Встречается такая форма разрушения поверхности антифрикционного сплава, как кавитационная эрозия. В областях отрицательного давления в масляной пленке может возникать кавитация, а схлопы-вание пузырьков воздуха или газа - вызвать разрушение поверхности подшипника по механизму обычной кавитационной эрозии. Степень разрушения может быть сведена к минимуму применением более твердого подшипникового сплава, поскольку существует корреляция между твердостью материала и сопротивлением кавитационной эрозии. Также существенную роль играют особенности микроструктуры сплава. Однако только в редких случаях стойкость кавитационному разрушению является определяющим фактором выбора антифрикционного сплава. Чаще проблема решается конструктивными изменениями, исключающими появление областей отрицательного давления в масляной пленке.
Еще один фактор, подлежащий учету при выборе антифрикционного сплава, - его стойкость к коррозии под действием масла и присадок к нему. Поскольку одной из тенденций двигателестроения является получение все возрастающей мощности на единицу массы конструкции, температура эксплуатации двигателя увеличивается. Антиокислительные присадки обладают ограниченной способностью предотвращать окисление масла, и, в конце концов, окислительные процессы приводят к появлению кислотной компоненты. Кислотная компонента является агрессивным веществом в отношении ряда подшипниковых сплавов, применяемых в двигателях, и может вызвать серьезное разрушение подшипника.
Классификация подшипников, используемых в транспортном машиностроении по допускаемым нагрузкам, приведена в таблице 1.1 [77].
Влияние структуры подката из сплава АО20-1 на верхнюю границу области сварки
При оценке трибосистемы, работающей в режиме граничного трения, часто необходимо определить характеристики задиростойко-сти, во многом зависящие от свойств материалов. Применительно к реальным двигателям, прогнозирование задира выполнено в предположении, что достаточным для задира условием будет такая продолжительность зон граничного трения, при которой поверхностная температура достигает значений, приводящих к разрушению (десорбции) граничных слоев смазочного материала.
Расчетами и экспериментами было установлено, что критическая мощность трения, критическая температура и нагрузочная способность до образования задира существенно выше у алюминиевого сплава марки АО20-1 по сравнению со свинцовистой бронзой БрСЗО. Так, испытаниями на стенде, имитирующем работу реальных подшипников скольжения, было установлено, нагрузочная способность подшипников со слоем АО20-1 составила 48 МПа, а (смазочный материал - масло М14В). Большое значение в образовании условий для возникновения задира имеет поведение предельно тонких слоев смазочного материала в период, предшествующий задиру. Дезориентация (десорбция) молекул поверхностно активных слоев (ПАВ), по-видимому, зависит не только от уровня температуры, но и от процессов развития пластической деформации - течение поверхностных слоев облегчается под воздействием ПАВ, но одновременно и способствует восстановлению режима граничной смазки. Следует также учитывать, что при развитии пластического течения ускоряются процессы образования химических соединений типа металлических мыл, являющихся хорошими смазочными материалами и имеющих повышенную температуру десорбции. Процесс образования химических соединений энергично проходит при реакции с активными металлами, такими, как Pb,Sn,Cd,Cu,Zn и др.
Также большое внимание обращается на обеспечение устойчивой работы трибосистем в режиме смешанной смазки, который всегда сопровождает нестационарный режим приработки, а в ряде случаев наблюдается и при установившихся режимах работы. Оценка свойств материалов в процессе приработки и определения режимов этой операции для конкретных условий эксплуатации различных трибосистем явилось предметом ряда исследований.
Чтобы приработанная трущаяся пара в большей степени проявляла стабильность характеристик трения, износа и температурных градиентов, приработку нужно осуществлять при нагрузке, существенно превышающей эксплуатационную. Достичь такой приработан-ности можно при прохождении этого процесса на грани заедания, когда в системе достигаются сверхкритические значения по определенным параметрам трения, приводящие к образованию так называемых диссипативных структур в результате диссипативной самоорганизации системы. При приработке на грани заедания, каждая ступень нагружения или изменения нагрузки и скорости (мощности) доводится до уровня, близкого к критическим значениям (по показаниям задиростойкости).
По окончании приработки происходит стабилизация триботех-нических характеристик (коэффициента трения, интенсивности изнашивания, температуры), зависящих от типа применяемых материалов, но не в такой степени, как характеристики нагрузочной способности трибосистемы, которая определяется максимальной нагрузкой на последней ступени приработки; свыше нее при данных условиях работы возникает заедание трущихся поверхностей. Последняя характеристика очень важна, поскольку устанавливает уровень максимально возможных эксплуатационных перегрузок и находится в прямой связи с вероятностью образования задира. Чем ниже нагрузочная способность сопряжения, тем больше вероятность задира при перегрузках, даже кратковременно превышающих этот уровень.
Испытания баббита Б-83, свинцовистой бронзы и алюминиевых сплавов с оловом выявили существенное различие величины суммарной нагрузочной способности. Свинцовистые бронзы по этой характеристике уступают алюминиевым сплавам почти в 2 раза, а алюминиевые сплавы по существу не имеют различия с эталонным оловянным баббитом Б-83. При этом максимальная нагрузочная способность алюминиево-оловянных сплавов и баббита Б-83 достигается за более короткий срок. Такое различие можно объяснить следующим образом. При приработке увеличение контурной площади и площади фактического касания происходит за счет истирания - отделения частиц и смятия микронеровностей в результате пластической деформации. У алюминиевых сплавов и баббитов, обладающих более низкой температурой плавления и твердостью по сравнению с медными сплавами, при трении достигается более высокая степень разупрочнения. В связи с этим можно допускать и более высокий прирост внешней нагрузки. У алюминиевых сплавов разупрочнение поверхностного слоя достигается также за счет образования пленки олова, выжимаемой из сплава в процессе трения и обладающей пониженной теплопроводностью, что способствует более высокому положительному градиенту механических свойств по глубине и температурному градиенту. Вообще наличие такой защитной пленки снижает эффект адгезионного взаимодействия антифрикционного сплава со стальной поверхностью цапфы.
Медно-свинцовые сплавы имеют более высокие температуры плавления и рекристаллизации. В связи с этим пластическая деформация контактирующих участков, как правило, сопровождается большим упрочнением. Увеличение контурной и фактической площади касания достигается в большей степени за счет изнашивания, что снижает выжимаемость мягкой структурной составляющей (свинца) и соответственно толщину и сплошность защитной пленки этого металла. В связи с этим, по-видимому, и наблюдается более высокий уровень нагрева при приработке в одинаковых условиях. Следует отметить, что пленка свинца, образующаяся на свинцовистой бронзе, менее прочна и химически стойка, чем пленка олова на алюминиевых сплавах.
Особенности технологии и требования к оборудованию при сварке биметаллических заготовок во взрывной камере
Положение нижней кривой 1, как уже отмечалось, зависит от прочности соединяемых материалов, а верхняя кривая 2 приближенно описывается следующим эмпирическим выражением [3] где Т -температура плавления, 5Х и 52 - толщина метаемой и неподвижной пластин соответственно, к - коэффициент теплопроводности; а- температуропроводность. Величину Ц для практических расчетов можно в первом приближении взять за 1.
Из выражения (2.9) следует, что при заданных толщинах свариваемых материалов положение верхней границы зависит от температуры плавления и с ее уменьшением, при прочих равных условиях, кривая 2 будет приближаться к кривой 1. Поскольку при выводе выражения (2.9) в работе [93] использовалась величина Q, связанная с параметрами соударения соотношением (1.3), то можно показать, что единственным способом расширения области сварки данной композиции является уменьшение количества тепла, выделяющегося в зоне соударения.
Во- вторых, известно, что пара сталь-алюминий образует при повышенных температурах ряд хрупких интерметаллических соединений [94] и экспериментально показано, что количество интерме-таллидов и прочность соединения определяются количеством тепловой энергии, выделяющейся в сварном шве в процессе соударения.
Таким образом, основной причиной, препятствующей получению прочного соединения сталь-алюминиевого соединения, является избыточное тепло, выделяющееся в зоне соударения. В настоящее время при сварке стали с алюминиевыми сплавами часто используют технологические подслои. Это ведет к усложнению технологии и увеличению стоимости процесса сварки, поэтому представляет большой интерес дальнейшее изучение особенностей образования соединения при сварке разнородных металлов с сильно различающимися физико-механическими характеристиками. Так, например, для пары сталь - алюминий разница в прочностных характеристиках может достигать 10-г15 раз, плотности отличаются в 3 раза, температура плавления у алюминия более чем в 2 раза меньше, чем у стали.
В институте Гидродинамики им.М.А.Лаврентьева СО РАН Мали В.И. были получены рентгенограммы [95] процесса соударения под большими углами алюминия со сталью, где видно, что обратный поток образуется из одного алюминия. Учитывая малую прочность и большую пластичность алюминия, можно предположить, что процесс соударения будет иметь подобный характер и при малых углах. В работе [96] описан эксперимент, в котором показано, что при сварке стали и алюминия мишень, установленная в зазоре между свариваемыми материалами впереди точки контакта, алюминизируется, а в работах [3,50,52,97,98] экспериментально установлен тот факт, что при образовании соединения при сварке взрывом в зазоре всегда присутствует поток массы. Однако условия в точке соударения при сварке взрывом таковы, что скорость распространения потока массы существенно меньше скорости струи при кумуляции. Существуют работы, в которых разрабатывается теория торможения обратного потока [101,102].
Многие исследователи занимались проблемами регистрации потока материала перед точкой контакта [99,100,50,102,103]. Например, в работе [103] исследовалось поведение струи, образующейся при схлопывании полостей в металле. В работах [50,102] приводятся данные по измерениям скорости струй различными методами. Однако в этих работах, как правило, проводились эксперименты при углах соударения 20- -40.
В работе [88] нами выбирались параметры соударения, обычно используемые при сварке взрывом. Угол соударения пластин изменялся в диапазоне от 5 до 20, скорость точки контакта - от 1700 до 3300 м/с. Наличие потока материала перед точкой соударения и его положение в пространстве между пластинами регистрировалось при помощи стальных мишеней по следам, оставленным материалом потока. Скорость измерялась электроконтактным методом. В экспериментах использовались метаемые пластины из алюминиевых сплавов с твердостью 25 и 135 единиц Hv, размером 150x300 мм, толщиной от 3 до 10 мм. Неподвижные пластины были изготовлены из стали твердостью 207 и 405 единиц Hv, размером 10x100x150 мм и помещались на массивное стальное основание. В качестве ВВ для метания использовались аммонит 6ЖВ и его смеси с аммиачной селитрой. Схема проведения экспериментов приведена на рис. 2.13.
Для того, чтобы убедиться в наличии потока материала перед точкой контакта, а также в том, что мишень повреждается именно этим потоком, а не каким-либо другим способом, были проведены эксперименты по метанию пластин, состоящих из двух частей. Одна половина была из твердого алюминиевого сплава, а вторая - из мягкого (рис. 2.136).
