В табл. 13 приведены меха­нические свойства металла на­плавки, полученного при веде­нии процесса без расплавления стали (плазменная струя), с не­большим проплавлением (арго - но-дуговая наплавка) и со зна­чительным проплавлением (авто­матическая наплавка под слоем флюса). Предел прочности при всех трех способах наплавки примерно одинаков, предел теку­чести наименьший при наплавке плазменной струей, а относи­тельное удлинение и относи­тельное сужение максимальны при наплавке плазменной струей, значительно ниже при наплавке ручным аргоно-дуго - вым способом и весьма малы при автоматической наплавке под слоем флюса. Такое разли­чие в пластических свойствах металла наплавки объясняется различным количеством железа в металле наплавки: чем меньше железа в металле наплавки, тем выше пластические свойства при примерно одинаковых проч­ностных свойствах.

Степень расплавления основ­ного металла в такой же степени сказывается на механических свойствах соединения (табл. 14).

Прочность сцепления металла наплавки с основным металлом проверялась при испытаниях специальных образцов на срез, выдавливание, отрыв, а также испытанием образцов на загиб как наплавкой внутрь, так и наплавкой наружу. Резуль­таты испытаний приведены в табл. 14.

Как видно, прочность сцепления металла наплавки с основным металлом находится или на уровне прочности самого наплавляе­мого металла (при наплавке без расплавления стали) или несколько выше прочности наплавляемого металла (в случае наплавки с рас­плавлением стали или даже при наплавке без расплавления стали, но при значительном ее растворении в жидком металле наплавки и образовании развитой зоны переменного состава). В первом слу­чае разрушение происходит непосредственно по границе сплавле­ния металла наплавки с основным металлом (рис. 46, 47, а), во

втором случае, как видно из рис. 47, б, разрушение происходит на некотором уда­лении от границы сплавления. Упрочне­ние металла наплавки в переходном слое во втором случае обеспечивается перехо­дом железа из основного металла в металл наплавки.

Испытания на растяжение плоских и круглых образцов, полученных наплав­кой бронз типа МНЖ5-1 и Бр. КМцЗ-1 на малоуглеродистые стали как плазмен­ной струей, так и аргоно-дуговым способом неплавящимся и плавящимся электродом, показали, что прочность такого соедине­ния зависит в основном от толщины слоя металла наплавки: чем больше толщина слоя металла наплавки, тем ниже проч­ность соединения, так как прочность самого _____ наплавляемого металла ниже прочности присадочной проволокой стали. Так, при испытании на растяжение

круглых образцов, полученных наплавкой бронзы типа МНЖ5-1 на сталь 20, получены значения предела прочности: ов = 45 — 47 кгс/мм^ как при наплавке плазменной струей, так и при аргоно-дуговой наплавке неплавящимся электро­дом. Размеры образцов: диаметр стального стержня 18 мм, диа­метр наплавленного образца после механической обработки 21 мм. Прочность самой стали ад = 50,2 кгс/мм2. Однако угол загиба стабильно составляет 180° только при наплавке без расплав­ления стали (плазменная струя), а при наплавке автома­том под слоем флюса угол загиба составляет только 30—60° (табл. 14).

Предел выносливости соединения, полученного при наплавке плазмой бронзы Бр. КМцЗ-1 на сталь 09Г2 при симметричном цикле растяжение—сжатие (г = —1) на базе 5-Ю® циклов со­ставляет около 13,0 кгс/мм2 при испытании плоских образцов, тогда как при автоматической наплавке под слоем флюса предел выносливости по данным Н. Н. Плишкина [73] составляет всего

6,5 кгс/мм2.

Таким образом, необходимая прочность сцепления металла наплавки с основным металлом и статическая прочность наплав­ленного соединения обеспечиваются практически всеми способами наплавки. Оптимальные пластические свойства соединения ста­бильно могут быть обеспечены лишь при наплавке без расплавле­ния стали (например, при наплавке плазменной струей). Такое понижение пластических свойств и предела выносливости соеди-

нения при наплавке с расплавлением стали, на наш взгляд, можно объяснить наличием развитой зоны структурной и химической неоднородности металла шва.

Одной из причин понижения усталостной прочности и пла­стичности соединений разнородных металлов медь—сталь при сварке (наплавке) с расплавлением основного металла является то, что в образовавшемся перемешанном слое в процессе охлаждения в силу ограниченной взаимной растворимости железа с медью происходит распад твердых растворов железо—медь или железо— никель—медь. Распад этот сопровождается появлением новых фаз на ранних стадиях старения [63].

Распад сплава Fe—Ni—Си изучался в работах [3, 72]. В [3] 'показано, что при распаде сплава Fe—Ni—Си возникают напря­жения второго и третьего рода. Из работы [72] следует, что про­цесс распада сплава Fe—Ni—Си сопровождается возникнове­нием значительных напряжений второго рода (до 2,3-10”3 см)

и образованием малых блоков мозаики (1—1,5 ■ 10-6 см). Авторы [72] считают, что эффект дисперсности блоков обусловлен не дро­блением крупных блоков мозаики в результате возникновения зна­чительных напряжений, а появлением 7Х - и 72-фаз (сплав в про­цессе распада расслаивается на две фазы). В результате пере­распределения компонентов по фазам в сплаве Fe—Ni—Си при обороблении фаз искажения второго рода достигают максималь­ной величины.

При распаде сплава Си—Fe было обнаружено [114], что после пластического деформирования из твердого раствора вы­деляется не промежуточная 7-фаза, а стабильная a-фаза, без предварительного образования 7-фазы. При наличии таких зна­чительных напряжений в переходной зоне трудно ожидать полу­чения высоких пластических свойств и высокого значения предела выносливости.

Существование такой неоднородности было показано металло­графическими исследованиями; выявляется оно и при исследовании твердости металла соединения. Твердость измерялась на приборе «Виккерс» при нагрузке 5 и 10 кгс. Результаты исследований приведены в табл. 15. Как показывают приведенные данные, твердость металла наплавки повышается с повышением содержа­ния в нем железа. Особенно повышается твердость металла пере­ходной зоны как со стороны металла наплавки, так и со стороны стали, что и характеризует химическую и структурную неодно­родность этой зоны при наплавке с расплавлением стали. Только плазменная наплавка на оптимальных режимах обеспечивает до­статочную однородность как по сечению металла наплавки, так и в стали, благодаря чему и обеспечиваются высокие пластические и усталостные свойства наплавленного соединения.

Таким образом, результаты исследований механических свойств металла наплавки и наплавленных соединений при наплавке меди и бронз на стали показывают, что оптимальные свойства могут быть получены только при наплавке без расплавления ос­новного металла и минимальной длительности контактирования твердой и жидкой фаз, т. е. при плазменной наплавке на оптималь­ных режимах.

В ряде случаев при оценке свойств наплавленных изделий коррозионная стойкость металла наплавки имеет решающее зна­чение. Как указывалось выше, о коррозионной стойкости металла наплавки можно судить по количественному содержанию железа и структуре металла наплавки. Для проверки были проведены дополнительные коррозионные испытания по следующей методике:

1) качественная проверка коррозионной стойкости металла наплавки в зависимости от содержания в нем железа с целью обнаружения следов местной коррозии;

2) в случае отсутствия местной коррозии проводилась коли­чественная проверка равномерной коррозии;

3) проверка коррозионной стойкости на штатном узле трубо­провода, участки которого соединены фланцами и кольцами с по­верхностью, наплавленной бронзой Бр. КМцЗ-1 двойной незави­симой дугой.

Для проведения коррозионных испытаний были наплавлены двойной независимой дугой и плазменной струей с токоведущей присадочной проволокой кольца. Режимы наплавки были выбраны так, чтобы содержание железа в металле наплавки составляло от 0,52 до 3%. Наплавка производилась проволокой из бронзы Бр. КМцЗ-1 02 мм на модернизированном для этих целей авто­мате СКС-1 иг на специально изготовленном автомате для наплавки фланцев и колец. Из наплавленных колец изготовлялись диски путем снятия стружки со стороны стали до металла наплавки и обработки наплавленной поверхности.

Для проведения коррозионных испытаний была изготовлена установка, состоящая из бака с синтетической морской водой со­става: вода +3% поваренной соли. Вал установки горизонталь­ный (для возможности установки дисков), он соединен с мотором, обеспечивающим скорость вращения вала 1450 об/мин. Образцы для коррозионных испытаний, предварительно взвешенные, уста­навливались на вал коррозионной установки и изолировались один от другого резиновыми или деревянными прокладками. Синтетической морской воды наливалось столько, чтобы половина диска находилась в воде, а вторая половина соприкасалась с воз­духом. Благодаря большому числу оборотов диска верхняя его половина покрыта тонкой пленкой увлеченной аэрированной воды и находится в «пене», заполняющей полностью всю не занятую водой часть установки. В результате отдельные участки дисков попеременно находятся то в воде, то в среде, интенсивно насыщен­ной воздухом, благодаря чему агрессивность среды возрастает. По истечении срока вращения образцы были сняты, очищены от продуктов коррозии и взвешены.

Следует отметить, что одновременно с дисками из металла на­плавки были изготовлены и прошли такое же испытание диски из чистой меди и сплава МНЖ5-1. Коррозионная стойкость дисков оценивалась по шкале для меди и ее сплавов в соответствии с ГОСТом 5272—50. Результаты коррозионных испытаний приведены в табл. 16, в которой площадь контактирования вычислена без учета площади торцевой поверхности дисков.

Для получения показателя коррозии (в мм/год) произведен перерасчет по следующей формуле [40]:

п - 8’76К

где П — проницаемость в мм/год

К — потери веса металла в г/м2-ч у :— удельный вес испытуемого металла в г/см3.

В табл. 16 приведены результаты расчетов потерь в весе при испытаниях как с учетом только времени вращения дисков, так и с учетом суммарного времени нахождения дисков в синтетической морской воде (т. е. как при вращении, так и в спокойном состоя­нии).

Анализ результатов коррозионных испытаний, приведенных в табл. 16, показывает, что диски можно отнести к разряду стойких. Результаты испытаний можно признать вполне удовлетворитель­ными, если сравнить со скоростью коррозии диска из чистой меди. Для сравнения можно привести результаты коррозионных испытаний меди и ее сплавов по данным В. Н. Дятловой: скорость коррозии меди составляет 0,0055 г/м2-ч или 0,006 мм/год при испытании в неподвижной дистиллированной воде при 20° С, 0,015 г/м2-ч (0,014 мм/год) при испытании в дистиллированной водопроводной воде, 0,02 г/м2-ч при испытании в синтетической морской воде при температуре 20° С в течение 720 ч и 0,04 г/м2-ч при испытаниях в синтетической морской воде при температуре 40° С в течение 720 ч скорость коррозии кремнистой бронзы со­ставляет 0,05 г/м2-ч. и латуни соответственно 0,03 г/м2-ч.

Часть дисков испытывалась 550 ч с вращением на. валу уста­новки и 1980 ч находилась в спокойной синтетической воде. После

окончания испытания диски были тщательно осмотрены. Следы коррозии были обнаружены только на двух дисках в порах, имев­шихся ранее на поверхности металла наплавки. Было проведено и металлографическое исследование металла наплавки после кор­розионных испытаний. Никаких изменений в структуре металла наплавки не обнаружено.

Для натурных испытаний были изготовлены штатные трубо­проводы из медных труб, соединенных между собой фланцами и кольцами с поверхностью, наплавленной бронзой Бр. К.МцЗ-1 двойной независимой дугой в среде азота. Скорость движения морской воды в трубопроводе 2 м/сек. Состав морской воды — 1800 мг хлоридов в 1 л воды. Один трубопровод с наплавленными фланцами непрерывно находился на испытании 1752 ч, другой — 4500 ч. После испытаний следов коррозии на фланцах не обна­ружено.

Таким образом, результаты испытаний показали высокую кор­розионную стойкость металла наплавки бронзы Бр. КМцЗ-1 на сталь даже при содержании в металле наплавки до 1,5—2% же­леза, но находящегося в виде пересыщенного твердого раствора или в виде мелкодисперсных частиц.