Броня и сварные соединения американских танков М-26 и М-46

Ииж.-майор А. А. Волков, инж.-майор В. П. Ненюков

Вестник танковой промышленности. 1953. №4.

Введение

Танки М-26 и М-46 в настоящее время состоят на вооружении армии США.

В данной статье приведены характерные особен­ности в конструкции американских танков М-26 и М-46, химический состав, тип и механические свойства брони, а также характеристики сварных соединений.

Бронекорпуса этих танков представляют собой жесткие сварные конструкции, состоящие из ката­ных и литых деталей. Башни этих танков — цельно­литые, крыши которых выполнены за одно целое с бортами.

Особенностью конструкции бронекорпусов аме­риканских танков является широкое применение броневого литья.

Американское танкостроение идет по пути уве­личения в танках количества крупных литых бро­невых деталей и узлов.

Если на американских танках, выпускаемых ранее (М4-А2, М4-АЗ), литыми изготовлялись только лобовые детали и башни, то на танке М-46 из броневого литья изготовляются башни, лобо­вые детали, подбашенная коробка и кормовая часть корпуса.

Основные броневые детали корпусов танков М-26 и М-46 соединены между собой сварными швами. Ряд деталей, кронштейны поддерживаю­щих катков, упоры балансиров и кронштейны осей штоков гидравлических амортизаторов крепятся к корпусу танка болтами.

В более поздний период американская промыш­ленность стала выпускать танки М-47 и М-48, при изготовлении корпусов которых также широко применяются литые узлы и детали с наличием больших конструктивных углов. Так, например башня танка М-48 имеет сферическую поверхность, а передняя (лобовая) деталь имеет закругленную форму в виде усеченного конуса. Это обстоя­тельство говорит о том, что американцы с каждым годом совершенствуют свои танки в направлении повышения их броневой защиты.

Марки броневых сталей

Химический состав марок броневых сталей, при­меняемых для основных деталей корпусов и башен танков М-26 и М-46, приведены в табл. 1 и 2.

Основными легирующими элементами американ­ской броневой стали являются марганец и молиб­ден. В отдельных случаях в состав броневой стали вводится либо никель, либо хром.

Характерным для брони американских танков является высокое содержание молибдена. В отдель­ных случаях процент его содержания достигает 0,83, т. е. больше, чем указано в Таблицах 1 и 2.

Катаные броневые детали танков М-26 и М-46 изготовлены из Мn—Мо стали, не содержащей никеля.

В сталь броневых деталей толщиной 12—30 мм танка М-46 введен хром и несколько уменьшено содержание марганца и молибдена. Содержание кремния в этих броневых деталях доходит до 0,61%.

Литые броневые башни танков М 26 и М-46 изготовлены из стали с наличием легирующих элементов хрома и молибдена.

Лобовые броневые детали этих танков изготов­лены из Мn—Ni—Мо стали, подбашенная коробка корпуса танка М-26 изготовлена из Мn—Мо стали, а корпуса танка М-46 — из Мn—Ni—Мо стали.

Добавка молибдена способствует уменьшению отпускной хрупкости и создает однородность структуры броневой стали.

Таблица 1

Химический состав катаных броневых деталей танков М-26 и М-46

В ряде броневых сталей обнаружено небольшое содержание титана. Этот элемент, по имеющимся предположениям, вводится при разливе стали непосредственно в ковш в качестве модификатора и раскислителя.

Без дополнительных исследований подобное распределение марок броневых сталей, применяе­мых в американских танках, трудно поддается объяснению.

Следует отметить, что за период от появления танка М-26 до создания танка М-46 принципи­ально новых марок броневых сталей в американ­ском танкостроении не появилось.

Таблица 2

Химический состав литых броневых деталей танков М-26 и М-46

Тип брони и механические свойства

Вся броня, применяемая в современном амери­канском, танкостроении, является гомогенной, при­чем катаная броня средней твердости, а литая броня — низкой твердости.

Твердость литой брони- как танка М-26, так и танка М-46 находится в пределах d_в = 3,7—4,05 мм. Твердость катаной брони тех же танков изменяется в пределах d_в = 3,3—3,75 мм. Основные механические характеристики брони американских танков—предел прочности, ударная вязкость — определены по ударным и разрывным образцам, которые для катаной брони вырезались как вдоль, так и поперек направления проката (фиг. 1), причем те и другие образцы располага­лись один под другим в несколько рядов в зави­симости от толщины брони.

Из каждой исследуемой броневой детали изго­товлялось по три штуки тех и других образцов.

Из литых броневых деталей образцы вырезались только в одном направлении. Вырезка образцов производилась либо вблизи внутренней, либо вблизи наружной поверхностей. Со средней части брони (по толщине) образцы не изготовлялись.

Фиг. 1. Схема вырезки образцов из катаных броневых деталей американских танков

Ниже в таблице 3 приведены механические свойства катаной и литой брони американских танков.

Из приведенных данных следует, что механи­ческие свойства брони танка М-46 практически не отличаются от таковых танка М-26.

Предел прочности продольных образцов катаной брони примерно на 12% превышает предел проч­ности образцов, изготовленных из литой брони.

Ударная вязкость продольных образцов в сред­нем на 38% выше ударной вязкости поперечных образцов.

Ударная вязкость продольных образцов катаной брони толщиной 50—76 мм на 58% выше ударной вязкости образцов из литых броневых деталей.

Сравнение механических свойств брони танков М-26 и М-46 свидетельствует, что качество американской танковой брони за этот период не улуч­шилось.

Механические свойства катаных и литых деталей корпуса и башни танков М-26 и М-46

Примечание. В числителе приведены данные образцов, взятых вдоль проката, в знаменателе—поперек проката.

Микроструктура брони

Микроструктура катаных броневых деталей танков М-26 и М-46 представляет собой сорбит или сорбитообразный перлит со включениями фер­рита различных размеров.

Детали, имеющие более высокую твердость, имеют микроструктуру более мелкой дисперсно­сти (фиг. 2). Включений феррита в них тоже меньше.

Микроструктура литых броневых деталей пред­ставляет собой сорбитообразный перлит грубой дисперсности с более значительными включени­ями феррита.

Такие структуры свидетельствуют о том, что броня современных американских танков подвер­гается закалке и высокому отпуску.

Фиг. 2. Микроструктура металла на­клонного листа днища танка М-46 — сорбит с мелкими участками феррита. 450×

Броня американских танков в значительной сте­пени загрязнена неметаллическими включениями. В основном это оксидно-сульфидные включения.

Свойства броневых сталей

Критические точки, определенные на дилато­метре Шевенара с механической записью, при охлаждении образцов на воздухе с темпера­туры 1000°С приведены в табл. 4.

Таблица 4

Кроме температур критических точек была определена прокаливаемость основных марок бро­невых сталей.

Для установления влияния охлаждающей среды при определении прокаливаемости все образцы подвергались закалке как в воде, так и в масле.

Температура нагрева как для закалки в воде, так и для закалки в масле была выбрана одина­ковая.

После закалки все пробы разрезались пополам и определялась твердость по сечению и с поверх­ности.

Полученные результаты приводятся в табл. 5

Таблица 5

Из приведенной таблицы видно, что Мn—Мо катаная сталь и Сr—Мо литая сталь американских танков прокаливаются как в воде, так и в масле.

Мn—Ni—Мо литая сталь при закалке в масле полностью не прокаливается при толщине 76 мм.

В изломах, взятых от катаных и литых броне­вых деталей американских танков, обычно наблю­дается значительная кристаллическая сыпь почти по всему сечению.

Однако, при снарядном обстреле эта броня показала вязкий характер поражений.

Для установления факторов, способствующих получению хорошей вязкости брони при наличии кристаллической сыпи в изломах брони, необхо­димо провести дополнительные исследования.

Характеристика сварных соединений корпусов

Все сварные швы американских танков М-26 и М-46 многоваликовые, выполнены электродами аустенитного класса. Они принадлежат к типу швов, неразгруженных от сил непосредственного действия снарядов, так как ни одна из броневых деталей корпуса не имеет опоры на другую. В то же время сварные швы американских танков можно считать разгруженными от упругих сил, возникаю­щих в результате деформации броневых листов корпуса при снарядных попаданиях. Разгрузка достигается применением стыковых соединений с большими зазорами, заполненными вязким аусте­нитным металлом.

Перед сваркой кромки стыкуемых броневых деталей подвергались «X» и «К»-образным раз­делкам. При этом «К»-образная разделка приме­нялась, в основном, для соединения броневых деталей стыкуемых под углом (листы днища) и для приварки менее ответственных броневых де­талей (планки бортов на танке М-46).

Объяснить это можно тем, что такое соедине­ние не имеет достаточной противоснарядной стой­кости, если направление движения снаряда при обстреле совпадает с плоскостью кромки неско­шенной детали.

Так, при испытаниях снарядным обстрелом сварных соединений с „К“-образной разделкой разрушение обычно наступало по зоне сплавле­ния или по подкаленной зоне детали с нескошен­ной кромкой.

Для разделки кромок свариваемых броневых деталей обоих танков применены углы разделки кромок, близкие к 45°.

Лабораторные исследования показали, что при малых углах разделки кромок в зоне сплавления обнаруживаются трещины. Опыты по сварке спе­циальных образцов показали, что при малых углах разделки трудно обеспечить хороший провар у корня шва, особенно при сравнительно малых зазорах. Кроме того, малые углы разделки кромок нельзя рекомендовать и из тех соображений, что поскольку направление движения снаряда близко к плоскости разделки кромок свариваемых броне­вых деталей, то попадание бронебойных снарядов может привести к сколу по зоне сплавления или зоне подкалки.

Для американских танков характерны большие зазоры между свариваемыми броневыми деталями. На корпусах танков М-26 и М-46 зазоры между сопрягаемыми броневыми деталями изменялись в пределах от 7 мм до 22 мм.

Применение таких значительных зазоров между стыкуемыми деталями имеет двоякий смысл: во-пер­вых, такие большие зазоры необходимы в связи с широким применением броневого литья для де­талей корпусов американских танков. Значительные допуски, существующие на литье, при других методах стыкования усложнили бы процесс сборки, так как потребовался бы большой объем механи­ческой обработки. Во-вторых, слой аустенитного наплавленного металла играет роль вязкой подуш­ки при упругих деформациях брони, возникающих в результате удара снаряда.

Толстый слой аустенитного наплавленного ме­талла, заполняющий зазор между соединяемыми броневыми деталями, имеет возможность при упру­гих деформациях брони деформироваться без нару­шения целости сварного соединения.

Можно предположить, что величина зазора должна зависеть от калибра снаряда, против кото­рого расчитывается броневая защита данного танка.

Из литературных источников известно, что аме­риканцы сварку брони при больших зазорах произ­водят с применением медной подкладки. При этом зазор между медной пластинкой и стыкуемыми листами обычно не превышает 0,8 мм.

После наложения первых валиков медная про­кладка удаляется.

В США также были проведены опыты по при­менению неудаляющейся прокладки из нержа­веющей стали.

Для обеспечения хорошей плотности стыка и лучшей провариваемости прокладке придавали овальную форму.

Однако, такой метод сварки по каким то при­чинам широкого распространения в американском танкостроении не получил. Не получил распро­странения и метод сварки с применением полосы из мягкой стали.

Неудобство этого метода сварки заключается в том, что полосу из мягкой стали необходимо удалять. Удаление полосы из мягкой стали сопря­жено с трудностями.

Кроме того, при таком методе сварки наблю­далось образование пустот между наплавленным металлом и подкладкой, а также образовались наплывы.

Всякая же вырубка дефектов в сварных швах, выполненных аустенитными электродами, крайне затруднена.

Лабораторным исследованиям подвергались 17 сварных швов танка М-26 и 7 сварных швов танка М-46.

Такое количество исследованных сварных швов позволило получить более достоверные данные.

В процессе лабораторных исследований опреде­лялись:           химический состав и механические свойства наплавленного металла, макро и микро­структуры, а также свойства поверхности раздела. зоны сплавления и зоны термического влияния.

Состав наплавленного металла сварных швов танков М-26 и М-46 определялся путем химиче­ского анализа (табл. 6).

Таблица 6

Химический состав наплавленного металла сварных швов танков М-26 и М-46

Характерно, что в наплавленном металле сварных швов американских танков содержится зна­чительное количество молибдена.           

Так в наплавленном металле сварных швов танка М-26 количество молибдена доходило до 0,94%.

Влияние молибдена на наплавленный металл сварных швов двоякое.

Положительное действие молибдена на качество наплавленного металла заключается в измельчении структуры наплавленного металла, а следовательно в улучшении механических свойств его.

О второй стороне влияния добавки молибдена на свойства наплавленного металла будет сказано ниже.

Определение механических свойств аустенитного наплавленного металла производилось на разрыв­ных образцах Гагарина и стандартных ударных образцах. Те и другие образцы вырезались вдоль направления сварного шва.

Из каждого исследуемого сварного шва обычно изготовлялось по три штуки тех и других образцов. В отдельных случаях, а именно при недостаточ­ном сечении сварных швов, ограничивались изго­товлением двух образцов

Механические свойства наплавленного металла сварных швов американских танков М-26 и М-46 приведены в таблице 7.

Таблица 7.

Механические свойства наплавленного металла сварных швов танков М-26 и М-46

Из таблицы 7 видно, что твердость наплавлен­ного металла сварных швов американских танков изменяется в довольно узких пределах, что сви­детельствует о значительной стабильности свароч­ных процессов.

Из этой таблицы также видно, что прочность наплавленного металла сварных швов танков М-26 и М-46 довольно высокая, однако удар­ная вязкость наплавленного металла сварных швов этих танков невысокая.

Для выявления зон термического влияния из сварных швов в поперечном направлении выреза­лись микрошлифы. Микрошлифы травились 4% раствором азотной кислоты в этиловом спирте.

Результаты такого травления микрошлифа, вы­резанного из сварного шва, соединяющего перед­ний и задний листы правого борта танка М-26, показаны на фиг. 3.

Проведенными исследованиями установлено, что зона термического влияния сварных швов совре­менных американских танков изменяется в пре­делах от 1,0 мм до 5,0 мм.

Оценка примененного при сварке теплового режима проводилась путем замера твердости по зоне термического влияния. Замеры проводились на приборе для испытания на микротвердость марки ПМТ-3.

Фиг. 3. Зоны термического влияния сварного шва, соединяющего правые передний и задний листы борта танка М-26

Полученные результаты приведены в виде графи­ков (фиг. 4), обработка данных этих исследований позволила выявить ряд закономерностей:

а) наибольшая микротвердость наблюдается в зоне термического влияния последнего валика (до H = 127);

б) зона высокой микротвердости в районе нало­жения последних валиков имеет глубину около 2 мм.

в) микротвердость в зоне термического влияния средних валиков ниже чем микротвердости в зоне термического влияния последних валиков (до H = 392);

г) зона высокой микротвердости в зоне терми­ческого влияния средних валиков имеет сравни­тельно небольшую глубину.

Одинаковый характер кривых микротвердостей, полученных при исследовании наплавленного ме­талла и зон термического влияния сварных швов танков М-26 и М-46, дает основание полагать, что применявшиеся режимы сварочных процессов одинаковы.

Из графиков видно, что твердость основного металла у поверхности раздела зоны сплавления низкая.

Вследствие смешивания основного металла с металлом электрода в процессе сварки основной металл, граничащий с поверхностью раздела зоны сплавления, оказался более мягким и более вязким, то есть способным к пластической деформации. В этом заключается одна из причин уменьшения склонности к образованию трещин по зоне спла­вления при сварке аустенитными электродами.

Для более полной характеристики качества выполнения сварных швов и для наиболее полного выявления всех особенностей металлургического  процесса сварки изготовлялись стандартные удар­ные образцы сечением 10×10 мм, надрезы на которых делались в различных местах, а именно: по наплавленному металлу, по зоне сплавления и по зоне термического влияния.

Фиг. 4. График зависимости микротвердости по зоне терми­ческого влияния сварного шва танка М-46, соединяющего литую кормовую деталь с задним бортовым листом 1—крайний валик; 2—средний валик

Эти образцы испытывались статическим и дина­мическим методом. Для динамических испытаний использовался маятниковый копер.

Одновременно образцы такого же типа изгиба­лись статически по схеме балки на двух опорах (фиг. 5). При этом расстояние между опорами равнялось 40 мм. Изгиб образцов статическим методом производился на прессе Гагарина с при менением специального приспособления, общий вид которого показан на фиг. 6.

Скорость деформации при испытании образцов статической нагрузкой была постоянна и равнялась 0,2 мм/мин.

Фиг. 5. Схема приспособления для статического изгиба ударных образцов

При постановке опытов по статическому изгибу стандартных ударных образцов исходили из предпо­сылок, что качество наплавленного металла и основ­ного металла брони необходимо характеризовать: во-первых, с точки зрения пластичности, то есть способности металла поглощать работу без раз­рушения и, во-вторых, с точки зрения вязкости, которая лучше всего характеризуется работой, поглощаемой образцом от момента появления первой трещины до полного разрушения.

Результаты испытания образцов как статическим методом, так и динамическим сведены в табл. 8.

Фиг. 6. Общий вид приспособления для статического изгиба с установленным образцом

Фиг. 5. Схема приспособления для статического изгиба ударных образцов

менением специального приспособления, общий вид которого показан на фиг. 6.

Скорость деформации при испытании образцов статической нагрузкой была постоянна и равнялась 0,2 мм/мин.

Таблица 8

Как видно из таблицы результаты исследований свидетельствуют, что наиболее слабым местом сварных соединений танков М-26 и М-46 все же является поверхность раздела зоны сплавления. Так ударная вязкость по зоне сплавления на 46% ниже ударной вязкости основного металла брони.

Совершенно подобная картина получена и при статических испытаниях стандартных ударных об­разцов сечением 10×10 мм. В этом случае сум­марная работа разрушения образцов с надрезом на 52% ниже таковой для основной брони.

Характерным является то, что излом образцов с надрезом по зоне сплавления происходил, в основном, по наплавленному металлу. Такое разрушение образца свидетельствует о хорошем сплавлении наплавленного металла швов с основ­ным металлом броневых деталей. Зона отпускной хрупкости при этих опытах не выявилась.

Кроме того, из приведенных данных видно, что метод статического изгиба стандартных ударных образцов с надрезами по зоне сплавления и зоне термического влияния несколько более чувстви­тельный чем метод ударного изгиба. Чувствитель­ность статического метода изгиба можно еще повысить, изменив соответствующим образом се­чение образца или форму надреза.

Так при изготовлении надреза с острым углом или с меньшим радиусом закругления чувствительность образца к хрупкому разрушению воз­растает.

Исследования, проведенные Я. Б. Фридман, А. А Бать и Т. Л. Володиным, выявили характер влияния изменения радиуса в вершине надреза и глубине надреза *.

* Оценка пластичности в надрезе на полукольцевых и призматических образцах. Я. Б. Фридман, А. А. Бать и Т. А. Володин,—„Заводская лаборатория“, № 8, 1950.

Установлено, что увеличение глубины надреза при испытаниях на осевое растяжение повышает прочность. Уменьшение радиуса надреза в ряде случаев снижает прочность.

Эти закономерности, полученные для случая статического растяжения в первом приближении, можно распространить и на статический изгиб.

Можно предположить, что метод раздельного определения работы пластической деформации и работы излома для наплавленного металла даст возможность более точно подобрать требуемые механические свойства.

Из предварительных исследований выясняется, что для сварных швов, выполненных со взаимной опорой соединяемых деталей, наиболее ценным свойством является вязкость, тогда как для свар­ных швов, выполненных по типу американских, необходим еще и определенный запас прочности.

Разрушение образцов по наплавленному металлу легко объяснить, если допустить, что наряду с процессом легирования основного металла вблизи поверхности раздела имеет место и второй процесс, процесс обеднения наплавленного металла леги­рующими примесями.

Наплавленный аустенитный металл, обеднен­ный легирующими примесями, становится более твердым и хрупким, являясь наиболее слабым местом зоны сплавления.

Для получения еще более полной характеристики качества сплавления наплавленного металла с основным металлом броневых деталей корпусов ряд сварных швов американских танков подвер­гался микроскопическому анализу.

Фиг. 7. Зона сплавления — ровная поверхность раздела наплавленного и основного металлов. 450×

Рассматривая границы сплавления при увеличе­нии в 450 раз, установлено два типа поверхности раздела:

а) ровная поверхность раздела (фиг. 7), б) не­ровная поверхность раздела (фиг. 8).

Более часто встречается неровная поверхность раздела и значительно реже встречались неболь­шие участки ровной поверхности.

Ровная поверхность раздела наплавленного и основного металла брони характеризуется:

а) в основном сохраняется прямолинейность очертаний поверхности раздела в связи с незна­чительным оплавлением основного металла;

б) наблюдается проникновение аустенитного наплавленного металла в мартенситную зону основ­ного металла. Проникновение идет по границам зерен основного металла. Глубина проникновения наплавленного металла не превышала 0,005 мм.

Неровная поверхность раздела наплавленного и основного металлов характеризуется:

а) неровной размытой границей раздела между основным и наплавленным металлами.

б) наряду с проникновением наплавленного ме­талла вглубь основного наблюдались включения частиц основного металла в наплавленный. Глубина проникновения наплавленного металла вглубь основного металла доходила до 0,015 мм;

в) проникновение наплавленного металла в ос­новной происходило главным образом по грани­цам зерен и реже на остальных участках зоны сплавления.

Весьма вероятно, что ровная поверхность раз­дела получается если процесс сплавления происходил между жидким наплавленным металлом и нерасплавленным основным металлом брони.

Фиг. 8. Зона сплавления — неровная поверхность раздела наплавленного и основного металлов. 450×

В случае неровной поверхности, очевидно, имело место непосредственное воздействие дуги на основной металл. Оно и вызвало частичное оплавление основного металла и смешение его частиц с наплавленным металлом.

Микроструктура основного металла вблизи зоны сплавления в районе средних и крайних валиков различна. Просмотром микрошлифов установлено, что в зоне термического влияния крайнего валика в непосредственной близости от зоны сплавления преобладает мартенситная структура (фиг. 9а).

Размеры мартенситной зоны больше, а зерно основного металла крупнее на участках с неров­ной поверхностью раздела. Это объясняется тем, что на участках с неровной поверхностью раздела основной металл расплавляется на большую глу­бину. При расплавлении основного металла на большую глубину он глубже прогревается выше температуры образования мартенситной структуры.

По мере удаления от поверхности раздела мар­тенситная структура металла брони переходит сначала в троосто-мартенситную, а затем в сорбитную. При еще большем удалении от поверх­ности раздела появляются включения феррита, а сама сорбитная структура переходит в сорбито­образный перлит, то есть в структуру основного металла.

В районе средних в непосредственной близости от поверхности раздела представляет собой троосто-мартенсит (фиг. 96).

При удалении от поверхности раздела троосто- мартенситная структура металла брони переходит в сорбит, а затем, так же как и в предыдущем случае, в сорбитообразный перлит.

Микроструктура наплавленного металла сварных швов американских танков М-26 и М-46 вблизи поверхности раздела зоны сплавления—аустенит.

Включения легированного феррита в этом слу­чае незначительны (фиг. 10а). Границы зерен в ряде случаев очерчены резко (фиг. 106). У корня, шва количество включений легированного феррита также незначительно.

По мере удаления от корня шва и от поверх­ности раздела зоны сплавления в середине шва, количество включений феррита растет (фиг. 11).

По данным литературных источников известно, что присутствие легированного феррита в аусте­нитных сталях в ряде случаев не имеет большого значения. Однако, если аустенитная сталь под­вергается значительной деформации (глубокая высадка, холодная штамповка) присутствие леги­рованного феррита может привести к появлению трещин, связанных с меньшей пластичностью его (Ф. Ф. Химушкин — «Нержавеющие кислотоупор­ные и жароупорные стали»).

Фиг. 9. Зона термического влияния в непосредственной близости от поверхности раздела зоны сплавления:

а — крайний валик — мартенсит; б — средний валик— троосто-мартенсит. 450×

Выделение легированного феррита во внутренних зонах аустенитного наплавленного металла можно объяснить малой скоростью охлаждения этих зон. Медленное охлаждение внутренних зон наплавлен­ного металла сварных швов, повидимому, имело место в связи с применением больших скоростей сварки. При больших скоростях сварки основной металл брони не успевает сильно прогреваться и поэтому интенсивно отводит тепло. Втутренние же слои наплавленного металла, по причине малой теплопроводности высоколегированного металла, охлаждаются медленно. В них и выделяется леги­рованный феррит.

Фиг. 10. Микроструктура наплавленного металла шва в непосредственной близости от поверхности раздела зоны сплавления: а — аустенит: б — аустенит, резкие границы зерен. 450×

Образованию легированного феррита в аустенит­ных сталях с содержанием хрома до 18% и никеля до 8% в значительной степени способ­ствует молибден, являющийся в этом случае ферритообразующим элементом.

Таким образом, в этом случае добавка молиб­дена имеет отрицательное значение, ибо она ухудшает механические свойства наплавленного металла. В дальнейшем необходимо уточнить в каких количествах присадка молибдена играет положительную роль и в каких вызывает некото­рое ухудшение механических свойств наплавлен­ного металла.

Для выявления расположения валиков напла­вленного металла по поперечному сечению свар­ных швов были изготовлены и протравлены спе­циальные макрошлифы.

Результаты такого травления показаны на фиг. 12 и 13. При осмотре травленных макрошлифов было установлено, что наплавленный металл сварных швов американских танков плотный и имеет сравнительно мало непроваров и пор. Однако, при осмотре макрошлифов был обнару­жен ряд трещин в сварных соединениях.

Трещины, в основном, располагались следующим образом:

а) в середине наплавленного металла в районе первых валиков;

б) по плоскости раздела зоны сплавления на участках разделок кромок под углами меньше 45°.

Причины наличия трещин в сварных швах тан­ков М-26 и М-46 точно установить не представи­лось возможным, так как образцы были вырезаны из корпусов после снарядного обстрела их.

Однако, в результате исследований установлено, что если угол разделки меньше 45°, то вероятность появления трещин по зоне сплавления уве­личивается.

Фиг. 11. Микроструктура наплавлен­ного металла в средней части шва вблизи наружных валиков—аустенит со значительными включениям

В результате травления установлено, что далеко не все валики наплавленного металла одинаково травятся. В некоторых швах у корня имелись валики, которые травились хуже остальных. Обыч­ные методы химического анализа не дали возмож­ности определить химический состав этих валиков с достаточной точностью.

Возможно, что для предотвращения образова­ния трещин по зоне сплавления в наиболее от­ветственном месте шва у корня накладывались валики более легированными электродами. По всей вероятности, что сварка у корня некоторых швов проводилась электродами, изготовленными из про­волоки, содержащей 20% хрома и 10% никеля.

Остальные валики наплавлялись электродной проволокой, содержащей 18% хрома и 8% никеля.

Фиг. 12. Макроструктура сварного шва, соединяющего заднюю часть подбашенной коробки с правым передним листом борта танка М-26

Последовательность наложения валиков выяс­нить не удалось, так как по технологии сварки бронекорпусов американских танков никаких дан­ных не имеется.

В общем, необходимо указать, что при сварке длинными участками в наиболее невыгодном положении находятся последние валики в связи со значительными промежутками времени между наложением валиков. В этом случае наибольшие твердости в зоне термического влияния будут встречаться в районе крайнего валика.

При сварке короткими участками тепло, внесен­ное предыдущими слоями, частично сохраняется, и последующие слои укладываются на подогретый металл. В этом случае небольшие скорости охла­ждения в субкритическом интервале температур встретятся в районе первых валиков.

Фиг. 13. Макроструктура сварного шва, соединяющего верхнюю кормовую деталь с левой литой кормовой деталью танка М-26

Из того, что наибольшие твердости при иссле­довании зон термического влияния сварных швов американских танков наблюдались в зоне послед­него валика, можно утверждать, что сварка велась относительно длинными участками.

Выводы

1. Основными легирующими элементами брони американских танков М-26 и М-46 являются молибден и марганец.

Наличие в изломах проб американской брони значительной кристаллической сыпи почти по всему сечению обусловливается составом стали.

Однако, при снарядном обстреле американская броня показывает хорошую вязкость — трещин, расколов и отколов не было.

Волокнистый излом без наличия кристаллической сыпи удается получить только при обработке этой стали на низкие значения твердости.

В американском танкостроении по-видимому мало занимаются работами по установлению влияния твердости на снарядостойкость и не обращают внимание на качественное состояние вида излома.

Сварные соединения броневых деталей корпусов танков М-26 и М-46 характеризуются значи­тельной прочностью при снарядном обстреле. Несмотря на большую снарядную нагрузку обра­зование трещин в сварных швах не наблюдалось.

Сварные швы американских танков многовали­ковые. Для сварки кромки стыкуемых деталей подвергались «К» и «Х»-образным разделкам с углами разделки кромок, близкими к 45°. При этом зазоры между сопрягаемыми деталями изменяются в пределах от 7 мм до 22 мм в зависимости от толщины деталей.

Сварка основных броневых деталей американ­ских танков выполнялась аустенитной электрод­ной проволокой со значительным количеством молибдена.

Применяемые толщины брони, конфигурация литых деталей, в особенности башни, а также и конструктивное расположение деталей не являются оптимальными.