Международный научно технический и ...4 4/2009 Ìåòîä ÑÌÒ, â ïåðâóþ î÷å-ðåäü, íàõîäèò ñâîå ïðèìåíåíèå ïðè

СОДЕРЖАНИЕ

НОВОСТИ ................................................................................................. 3

Лабур Т.М., Таранова Т. Г., Григоренко Г. М., Костин В. А.Влияние термических условий сварки на особенностизарождения трещин в ЗТВ соединений алюминиевых сплавовВ96 и В96цс .............................................................................................. 5Рябцев И. И., Кондратьев И. А., Костин В. А., Новикова Д. П.,Богайчук И. Л., Бабинец А. А. Структура фосфорсодержащегонаплавленного металла типа инструментальных сталей .................. 12Носов Д. Г., Размышляев А. Д. Эффективность применениякомбинированных магнитных полей при дуговой наплавке подфлюсом ................................................................................................... 20Алапати Р., Двиведи Д. К. Структура и твердость металласварных соединений алюминиево-медного сплава ............................ 26Пащенко В. Н. Влияние состава плазмообразующей воздуш-ногазовой смеси на параметры струи плазмотрона ........................... 33

Цыбулькин Г. А. Управление силовым воздействиемманипуляционного робота ..................................................................... 39Илюшенко В. М., Бутаков Г. А., Ганчук А. В., Остапченко В. А.,Горяйнов Н. А. Сравнительные испытания сварочно-технологических свойств инверторных и тиристорныхисточников питания ................................................................................ 42Райзген У., Ольшок С. Гибридная лазерно-дуговая сварка подфлюсом ................................................................................................... 46Дзыкович В. И. Влияние процесса термоцентробежногораспыления на свойства сферических частиц карбидоввольфрама .............................................................................................. 52

Мурашов А. П., Демьянов И. А., Грищенко А. П., БурлаченкоА. Н., Вигилянская Н. В. Применение защитного насадка пригазотермическом напылении квазикристаллических покрытий ......... 55Патенты в области сварочного производства ..................................... 57По страницам «Welding Journal» .......................................................... 60

Украинско-белорусское совещание-презентация технологииэлектросварки живых тканей ................................................................ 62Семинар-тренинг компании «Helvi» в Киеве ....................................... 63Б. В. Данильченко — 70 ........................................................................ 64В. Д. Кассову — 60 ................................................................................ 65

ИНФОРМАЦИЯ ....................................................................................... 66

НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ РАЗДЕЛ

ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ

КРАТКИЕ СООБЩЕНИЯ

ХРОНИКА

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:Главный редакторБ. Е. ПАТОН

Ю. С. Борисов, Г. М. Григоренко,А. Т. Зельниченко, А. Я. Ищенко,

В. И. Кирьян, И. В. Кривцун,С. И. Кучук-Яценко (зам. гл. ред.),

Ю. Н. Ланкин,В. Н. Липодаев (зам. гл. ред.),Л. М. Лобанов, А. А. Мазур,

В. И. Махненко, О. К. Назаренко,В. Д. Позняков,

И. К. Походня, И. А. Рябцев, Б. В. Хитровская (отв. секр.),В. Ф. Хорунов, К. А. Ющенко

МЕЖДУНАРОДНЫЙ РЕДАКЦИОННЫЙ СОВЕТ:

УЧРЕДИТЕЛИ: Национальная академия наук Украины,

Институт электросваркиим. Е. О. Патона НАНУ,

Международнаяассоциация «Сварка»

ИЗДАТЕЛЬ: Международная ассоциация

«Сварка»Адрес редакции:

03680, Украина, Киев-150,ул. Боженко, 11

Институт электросваркиим. Е. О. Патона НАНУ

Тел.: (38044) 287 6302, 529 2623Факс: (38044) 528 3484, 529 2623

E-mail: [email protected]аhttp://www.nas.gov.ua/pwj

Редакторы:Е. Н. Казарова, Т. В. Юштина

Электронная верстка:А. И. Сулима, И. С. Баташева,И. Р. Наумова, И. В. Петушков

Свидетельство о государственнойрегистрации КВ 4788

от 09.01.2001

Журнал входит в перечниутвержденных ВАК Украины

и Российской Федерации изданийдля публикации

трудов соискателейученых степеней

За содержание рекламныхматериалов редакция журнала

ответственности не несетЦена договорная

© НАН Украины, Институт электросварки им. Е. О. Патона НАНУ, МА «Сварка», 2009

№ 4 (672) Апрель 2009

Международный научно-технический и производственный журнал

Издается с 1948 года

Н. П. АлешинГуань ЦяоУ. Дилтай

П. ЗайффартА. С. Зубченко

В. И. ЛысакН. И. Никифоров

Б. Е. ПатонЯ. ПилярчикГ. А. ТуричинЧжан ЯнминД. фон Хофе

(Россия)(Китай)(Германия)(Германия)(Россия)(Россия)(Россия)(Украина)(Польша)(Россия)(Китай)(Германия)

CONTENTS

NEWS ....................................................................................................... 3

Labur T. M., Taranova T. G., Grigorenko G. M., Kostin V. A. Ef-fect of thermal conditions of welding on specifics of crack initia-tion in HAZ of joints of aluminium alloys V96 and V96tss ........................ 5Ryabtsev I. I., Kondratjev I. A., Kostin V. A., Novikova D. P.,Bogajchuk I. L., Babinets A. A. Structure of phosphorus-con-taining deposited metal of tool steel type ............................................... 12Nosov D. G., Razmyshlyaev A. D. Effectiveness of applicationof combined magnetic fields in submerged arc hard-facing ................... 20Alapati R., Dwivedi D. K. Microstructure and hardness of metalof welded joints of aluminium-copper alloy ............................................. 26Pashchenko V. N. Effect of composition of plasma-forming air-gas mixture on parameters of plasmatron jet .................................... 33

Tsybulkin G. A. Control of force action of manipulation robot ................ 39Ilyushenko V. M., Butakov G. A., Ganchuk A. V., OstapchenkoV. A., Goryanov N. A. Comparative tests of welding-technologi-cal properties of inverter and thiristor power sources ............................. 42Reisgen U., Olschok S. Hybrid laser-submerged arc welding ................ 46Dzykovich V. I. Effect of process of thermal-centrifugal spray-ing on properties of spherical particles of tungsten carbide ................... 52

Murashov A. P., Demyanov I. A., Grishchenko A. P., Bur-lachenko A. N., Vigilyanskaya N. V. Application of protectivenozzle in thermal spraying of quasi-crystalline coating .......................... 55Patents in the field of welding ................................................................. 57Review of «Welding Journal» ................................................................. 60

Ukrainian-Belarussion meeting-presentation of technology ofelectric welding of live tissues ................................................................ 62Seminar-training of company «Helvi» in Kiev ......................................... 63B. V. Danilchenko is 70 .......................................................................... 64V. D. Kassov is 60 .................................................................................. 65

INFORMATION ...................................................................................... 66

SCIENTIFIC AND TECHNICAL

INDUSTRIAL

BRIEF INFORMATION

NEWS

EDITORIAL BOARD:

Editor-in-Chief B. E. PATON

Yu. S. Borisov, G. M. Grigorenko,A. T. Zelnichenko,

A. Ya. Ishchenko, I. V. Krivtsun,S. I. Kuchuk-Yatsenko (vice-chief ed.),

V. I. Kiryan, Yu. N. Lankin,V. N. Lipodaev (vice-chief ed.),

L. M. Lobanov, A. A. Mazur,V. I. Makhnenko,

O. K. Nazarenko, I. K. Pokhodnya,V. D. Poznyakov, I. A. Ryabtsev,B. V. Khitrovskaya (exec. secr.),

V. F. Khorunov, K. A. Yushchenko

THE INTERNATIONALEDITORIAL COUNCIL:

FOUNDERS: The National Academy of Sciencesof Ukraine,The E. O. Paton Electric

Welding Institute,International Association «Welding»

PUBLISHER:International Association «Welding»

Address of Editorial Board:11 Bozhenko str., 03680, Kyiv, Ukraine

Tel.: (38044) 287 63 02, 529 26 23 Fax: (38044) 528 04 86

E-mail: [email protected]://www.nas.gov.ua/pwj

Editors:E. N. Kazarova, T. V. Yushtina

Electron galley:I. S. Batasheva, A.I.Sulima,

I. R. Naumova,I. V. Petushkov

State Registration CertificateKV 4788 of 09.01.2001

All rights reservedThis publication and each of the articles

contained here in are protectedby copyright

Permission to reproduce materialcontained in this journal must be obtained

in writing from the Publisher

© NAS of Ukraine, PWI, International Association «Welding», 2009

Avtomaticheskaya Svarka

№ 4 (672) April 2009 Published since 1948

Journal «Avtomaticheskaya Svarka» is published in English under the title «The Paton Welding Journal»

International Scientific-Technical and Production Journal

N. P. AlyoshinD. von HofeGuan QiaoU. Dilthey

P. SeyffarthA. S. Zubchenko

V. I. LysakN. I. Nikiforov

B. E. PatonYa. Pilarczyk

G. A. TurichinZhang Yanmin

(Russia)(Germany)(China)(Germany)(Germany)(Russia)(Russia)(Russia)(Ukraine)(Poland)(Russia)(China)

34/2009

ДВУХГОЛОВОЧНЫЙАВТОМАТ ДЛЯДУГОВОЙ СВАРКИ АДФ-1002

ÎÀÎ Ýëåêòðîìàøèíîñò ðîè -òåëüíûé çàâîä – «ÔèðìàÑÝË ÌÀ» îñâîèë ïðîèçâîäñòâîàâòîìàòà ÀÄÔ-1002 òèïà 2ÒÑ-17Ñ, ïðåäíàçíà÷åííîãî äëÿ àâ -òî ìàòè÷åñêîé äóãîâîé ñâàðêèïîä ôëþñîì òàâðîâûõ ñîåäè -íåíèé èç óãëåðîäèñòûõ è ëåãè -ðîâàííûõ ñòàëåé äâóìÿ íàê -ëîí íûìè ýëåêòðîäàìè. Àâòîìàòîñóùåñòâëÿåò ïðèâàðêó ê îð -òîòðîïíûì ïëèòàì ðåáåð æåñ -òêîñòè òèïà ïîëîñû èëè òðà -ïåöèåâèäíîãî ïðîôèëÿ âû ñî -òîé îò 160 äî 360 ìì. Íèæ íèéïðåäåë (160 ìì) ìîæåò áûòüóìåíüøåí ïî ñïåöèàëü íîìó çà -êàçó.

Àâòîìàò â ïðîöåññå ðàáîòûïåðåäâèãàåòñÿ ïî èçäåëèþ.Ñâàðêà îñóùåñòâëÿåòñÿ íà ïîñ -òîÿííîì òîêå ïëàâÿùèìèñÿýëåê òðîäàìè ïîä ñëîåì ôëþñàïðÿìîëèíåéíûìè øâàìè.

Àâòîìàò êîìïëåêòóåòñÿ áëî -êîì óïðàâëåíèÿ è äâóìÿ èñ -òî÷íèêàìè ïèòàíèÿ (ñâàðî÷ -íûìè âûïðÿìèòåëÿìè). Èçìå -íåíèå ñêîðîñòè ïîäà÷è ïðîâî -ëîêè è ñêîðîñòè ñâàðêè ïðî -èç âîäèòñÿ ñòóïåí÷àòî ñ ïî ìî -ùüþ ñìåííûõ øåñòåðåí â ðå -äóêòîðíûõ ïðèâîäàõ. Òðàê òîðìîæåò ïîñòàâëÿòüñÿ êàê ñïîëíûì êîìïëåêòîì ñìåííûõøåñòåðåí, òàê è ñ øåñòåðíÿìè,ñîïðÿãàåìûå ïàðû êîòîðûõðàññ÷èòàíû íà ñêîðîñòè ïî -äà÷è ïðîâîëîêè è ñêîðîñòèïåðåìåùåíèÿ òðàêòîðà, íåîá -õîäèìûå êîíêðåòíîìó ïîòðå -áèòåëþ.

Ñâàðî÷íûé òðàêòîð ñîñòî -èò èç ñëåäóþùèõ îñíîâíûõ÷àñ òåé: òåëåæêè, âêëþ÷àþùåéýëåêòðîäâèãàòåëü, ïî äàþ ùèéìå õàíèçì ñ ðàñïðåäå ëèòå ëü -íûì âàëîì, õîäîâîé ìå õàíèçìñ öåïíûìè ïåðåäà ÷àìè è âå -äóùèìè êîëåñàìè; äâóõ ñâà -ðî÷íûõ ãîëîâîê, êàæ äàÿ èçêîòîðûõ âêëþ÷àåò ïðàâèëüíîåè ïîäàþùåå óñòðîéñòâà, òîêî -ïîäâîäû, ìåõà íèçì êîððåêòè -

ðîâêè ïîëîæå íèÿ ýëåêòðîäà,îáåñïå÷èâàþ ùåãî íàêëîí èñìåùåíèå òîêî ïîäâîäà îòíîñè -òåëüíî øâà; íà áî ðà êîïè ðóþ -ùèõ óñò ðîéñòâ; äâóõ áóíêåðîâäëÿ ôëþñà ñ ôëþñîïîäâîäàìè;äâóõ óñòðîéñòâ äëÿ ðàçìå ùå -íèÿ ýëåêòðîäíîé ïðîâîëîêè;ïóëüòà óïðàâëåíèÿ.

Ïðåèìóùåñòâà ñâàðî÷íîãîàâòîìàòà ïî ñðàâíåíèþ ñ àíà -ëîãàìè îáåñïå÷èâàþòñÿ: óñî -âåðøåíñòâîâàíèåì ýëåêòðè -÷åñêîé ñõåìû, ïîçâîëÿþ ùåéîïåðàòîðó îïòèìàëüíî óïðàâ -ëÿòü ïîäà÷åé ýëåêòðîä íûõ ïðî -âîëîê è ðàáîòîé òðàê òîðà âöåëîì; ìîäåðíèçàöèåé ìîòîð-ðåäóêòîðíîé ÷àñòè, â òîì ÷èñëåóñèëåíèåì ìåñòà ñîåäèíåíèéâàëà ýëåêòðîäâè ãàòåëÿ ñ âõîä -íûìè ýëåìåíòàìè ðåäóêòîðàçàäíåãî ìîñòà è ðåäóêòîðà ïî -äàþùåãî ìåõà íèçìà; óâåëè ÷å -íèåì òâåðäîñòè ÷åðâÿêîâ;óëó÷øåíèåì ðåãóëè ðîâêè çà -öåïëåíèÿ ÷åðâÿ÷íûõ ïàð; óñè -ëåíèåì âûõîäíîé ÷àñòè ðå -äóêòîðà ïîäàþùåãî ìå õàíèçìà;ïðèìåíåíèåì â ðåäóêòîðå çàä -íåãî ìîñòà òîð öåâîé ìóôòû, íåäîïóñêàþùåé ïðîñêàëü çûâà -íèÿ.

СМТ РАЗДВИГАЕТГРАНИЦЫПРИМЕНЕНИЯ

Ñïåöèàëèñòû îòäåëà îá -ùåñòðîèòåëüíûõ ðàáîò êîìïà -íèè Alstom, ðàñïîëîæåííîé âã. Çàëüöãèòòåð, ñ÷èòàþò ñâàðêóñàìîé âàæíîé òåõíîëîãèåéñîå äèíåíèé, áåç êîòîðîé íå -

ëüçÿ îáîéòèñü ïðè ïðîèç âîä -ñòâå æåëåçíîäîðîæíîãî ïîä-âèæ íî ãî ñîñòàâà. Â ñâîåéðàáî òå îíè ïðèìåíÿþò èííîâà-öèîííûé ìåòîä CMT (ColdMetal Transfer), êîòîðûé ïðåä-íàçíà÷åí äëÿ àâòîìàòèçèðîâàí-íûõ ïðîöåññîâ. Ýòîò òàê íà -çû âàåìûé õîëîäíûé ïðîöåñññïåöèàëèñòû èñïîëüçóþò âìå-ñòî òðàäèöèîííîé ÌÈÃ/ÌÀÃñâàð êè. Áëàãîäàðÿ çíà÷èòåëüíîìå íüøåìó òåïëîâëîæåíèþ ïîñðàâíåíèþ ñ îáû÷íûì ìåòîäîìè îòñóòñòâèåì ðàçáðûçãèâàíèÿñïåöèàëèñòû æåëåçíîäîðîæ-íîãî òðàíñïîðòà äîñòèãàþòïðè ñóùèõ ìåòîäó ÑÌÒ ðåçóëü-òàòîâ: îòñóòñòâèå áðûçã ïðèñâàðêå, íåçíà÷èòåëüíóþ äå-ôîð ìàöèþ ìåòàëëè÷åñêèõ ñâà-ðåííûõ êàðò, à òàêæå îòëè÷íîåêà÷åñòâî ñîåäèíåíèé íàðÿäó ñâûñîêîé ïðîèçâîäèòåëüíîñòüþ.

Ïðåâîñõîäíîå öèôðîâîåîáî ðóäîâàíèå ôèðìû «Ôðî-íèóñ» ñîçäàåò îñíîâó äëÿ ïðè-ìåíåíèÿ ïðîöåññà ÑÌÒ. Îí«ðàñïîçíàåò» êîðîòêîå çàìû-êàíèå è çà ñ÷åò îòòÿãèâàíèÿïðîâîëîêè ïîääåðæèâàåò îò -ðûâ êàïåëü ïðèñàäî÷íîãî ìàòå-ðèàëà. Ïåðåõîä ìàòåðèàëà ïðà -ê òè÷åñêè áåç òîêà ïðè îáðàò-íîì õîäå ïðîâîëîêè è ïðå-ðâàííàÿ ïî ýòîé ïðè÷èíå äóãàâûçûâàþò â òàêòîâîé ÷àñòîòå90 Ãö îáû÷íûé ðèòì «ãîðÿ-÷èé–õîëîäíûé–ãîðÿ÷èé–õî -ëîäíûé». Âî âðåìÿ êîðîòêîéôàçû ãîðåíèÿ (ãîðÿ÷èé) òåïëîâîçäåéñòâóåò íà ìåòàëë. Â ôàçåîòòÿãèâàíèÿ (õîëîäíûé) îáðà-çóåòñÿ âñåãî ëèøü îäíà êàïëÿ âñîîòâåòñòâóþùåì ñâàðíîì øâåèëè ðàñïëàâå. Ðåçóëüòàò: íèêà-êèõ áðûçã, íåñóùåñòâåííàÿ äî-ðàáîòêà, îò ñóòñòâèå íåîáõî -äèìîñòè â ïîääåðæèâàþùåìðàñïëàâå, íåç íà÷è òåëüíîå èñ-êðèâëåíèå è âîçìîæíîñòü ïå-ðåêðûòèÿ áîëüøèõ çàçîðîâ.

4 4/2009

Ìåòîä ÑÌÒ, â ïåðâóþ î÷å-ðåäü, íàõîäèò ñâîå ïðèìåíåíèåïðè ñâàðèâàíèè òîíêîëèñòî-âûõ õðîìîíèêåëåâûõ ñòàëåé èàëþìèíèåâûõ ñïëàâîâ, âûïîë-íåíèè êîìáèíèðîâàííûõ ñî-åäèíåíèé òîíêèõ è áîëååòîë ñòûõ ëèñòîâ, ñîåäèíåíèéñòàëè ñ àëþìèíèåì, à òàêæåïðè ïàéêå ñëîæíûõ ñîåäè -íåíèé.

ВАГОНЫ МЕТРОУКРАИНСКОГОПРОИЗВОДСТВА

Ñ ÿíâàðÿ 2009 ãîäà íà Ñû -ðåöêî-Ïå÷åðñêîé ëèíèè Êèåâ -ñ êîãî ìåòðîïîëèòåíà íà÷àëýêñ ïëóàòèðîâàòüñÿ íîâûé ñî -ñòàâ èç âàãîíîâ ïðîèç âîäñòâàÎÀÎ «Êðþêîâñêîãî âàãîíîñò -ðîè òåëüíîãî çàâîäà». Îí çàìåò -íî îòëè÷àåòñÿ îò âàãîíîâ ðîñ -ñèéñêîãî ïðîèçâîäñòâà, êîòî -ðûå íûíå ýêñïëóàòèðóþòñÿ âÊèåâñêîì ìåòðîïîëèòåíå ïîêîíñòðóêöèè, äèçàéíó, âíóò -ðåííåìó èíòåðüåðó è ñèñòåìàìóïðàâëåíèÿ.

Ñâàðíîé êóçîâ âàãîíà âû -ïîëíåí èç íèçêîëåãèðîâàííîéñòàëè 09Ã2Ñ. Ïàíåëè áîêîâûõñòåí, êðûøà è òîðöåâûå ñòåíû– èç ëèñòîâîãî ïðîêàòà ñòàëè09Ã2Ñ òîëùèíîé 2...2,5 ìì. Ñöåëüþ îáåñïå÷åíèÿ âûñîêèõòðåáîâàíèé ê ïëîñêîñòíîñòèïðèìåíåíà òåðìè÷åñêàÿ ïðàâêàïàíåëüíûõ êîíñòðóêöèé. Êàð -êàñ âàãîíà èçãîòîâëåí èçãíóòûõ è ïðîêàòíûõ ïðîôèëåé.Â ýëåìåíòàõ ðàìû èñïîëüçî -âàíû ãíóòûå ïåðôîðèðî âàí -íûå ïðîôèëè, ÷òî ïîçâîëèëîñíèçèòü âåñ êóçîâà äî 5 %. Ïðèèçãîòîâëåíèè âàãîíà èñïîëü -çîâàíû íîâûå òåõíîëîãèè ëà -çåðíîé è ïëàçìåííîé ðåçêè.Ãèáî÷íûå îïåðàöèè ëèñòîâîãî

ïðîêàòà è òðóá îñóùåñòâëÿëèñüñ ïîìîùüþ îáîðóäîâàíèÿ ×ÏÓ.Äëÿ ãèáêè äóã ýëåìåíòîâ êðû -øè èñïîëüçóåòñÿ ñïåöèàëüíàÿïðîôèëåãèáî÷íàÿ ìàøèíà. Íàâàãîíàõ óñòàíîâëåíû òåëåæêèñîáñòâåííîãî ïðîèçâîäñòâà. Çà -âîä èìååò äåñÿòèëåòíèé îïûòèçãîòîâëåíèÿ ðàì òåëåæåê ìåò -ðî, êîòîðûå ïîñòàâëÿåò Êèåâ -ñêîìó è Õàðüêîâñêîìó ìåòðî -ïîëèòåíó êàê çàï÷àñòè. Ñâàðêàðàìû òåëåæêè è åå óçëîââûïîëíÿåòñÿ â ñìåñè ãàçîâAr+CO2. Íà îòâåòñòâåííûõóçëàõ òåëåæêè ïðèìåíÿåòñÿ àð-ãîíîäóãîâàÿ îáðàáîòêà ñâàð- íûõ øâîâ.

Â àïðåëå 2009 ãîäà áóäåò çà-âåðøåíà ïîäãîòîâêà ïðîèçâîä-ñòâà äëÿ ñåðèéíîãî èçãîòîâ -ëåíèÿ âàãîíîâ ìåòðî ñ ïðî-ãðàììîé âûïóñêà äî 100 âàãî-íîâ â ãîä.

НОВАЯ ЭКОНОМНОЛЕ-ГИ РОВАННАЯ ДУП-ЛЕКС НАЯ НЕРЖАВЕЮ -ЩАЯ ХОРОШОСВАРИ-ВАЕМАЯ СТАЛЬ AL 2003(ТИП S32003)

Ôèðìîé «ATI AlleghenyLudlum» (ÑØÀ) ðàçðàáîòàíàíîâàÿ äóïëåêñíàÿ ñòàëü AL2003 (ïî UNS òèï S23003) êàêàëü òåðíàòèâà íåðæàâåþùåéñòà ëè òèïà 316L (òèï ëåãèðîâà-íèÿ 04Õ16Í11Ì2).

Íèçêîëåãèðîâàííûå äóïëåê -ñíûå (äâóõôàçíûå ôåððèòíî-àóñòåíèòíûå) íåðæàâåþùèåñòàëè (LDSS) – ïîäãðóïïà íåð- æàâåþùèõ ñòàëåé, êîòîðàÿ ïî-ëó÷èëà çíà÷èòåëüíîå ðàñïðîñ ò -ðà íåíèå â ïîñëåäíèå ïÿòü ëåò.Äâèæóùåé ñèëîé äëÿ ýòîãîðàçâèòèÿ ïîñëóæèëî ïîâûøå-íèå öåí íà ñûðüå ïàðàëëåëüíîñ íåïðåðûâíî ðàñòóùèì ñïðî-ñîì íà ìàòåðèàëû ïîâûøåííîéêîððîçèîííîé ñòîéêîñòè èïðî÷íîñòè.

Ñòàëü AL 2003 (òèï ëåãèðî-âàíèÿ 02Õ23H6ÀÌ3) ýêîíîìíî-ëå ãèðîâàíà Ni è Mî. Ïî ñðàâ- íåíèþ ñî ñòàëüþ 316L îíàèìååò ðÿä ÿâíûõ ïðåèìóùåñòâ,â ÷èñëå êîòîðûõ áîëåå âûñîêàÿñòîéêîñòü ê ïèòòèíãîâîé êîð-ðîçèè, ê ñóëüôèäíîìó êîððî-çèîííîìó ðàñòðåñêèâàíèþ, ê

îáùåé êîððîçèè, à òàêæåáîëåå âû ñîêàÿ ïðî÷íîñòü. Òè-ïè÷íûå ìåõàíè÷åñêèå ñâîéñòâàñòàëè: σò – 450 (òîëñòûé ëèñò),550 (òîíêèé ëèñò) ÌÏà; σâ –ñîîòâåòñò âåí íî 665 è 760 ÌÏà;δmin – 25 è 40 %; αê – 80 (ïðè-40 îÑ) è 200 (+20 îÑ). Íåñ -ìîòðÿ íà áîëåå âûñîêèé ÷åì ó316L óðîâåíü ïðî÷íîñòè ñòàëüñîõðàíÿåò âûñîêóþ ñïîñîá-íîñòü ê ôîðìîâêå è îáðàáàòû -âàåìîñòü ðåçàíèåì, ïîýòîìóïðèãîäíà äëÿ èçãîòîâëåíèÿ áî -ëü øèíñòâà òèïîâ äåòàëåé, êî-òîðûå â íàñòîÿùåå âðåìÿèç ãî òàâëèâàþò ñÿ èç ñòàëè 316L.Îíà ïðèãîäíà äëÿ ñâàðêè áîëü-øèíñòâîì äóãîâûõ ñïîñîáîâ,îáùåïðèíÿòûõ äëÿ ñâàðêè íåð-æàâåþùèõ ñòàëåé. Ïðè ñâàðêåíà îïòèìàëüíûõ ðåæèìàõ ñòàëüïðèîá ðåòàåò ñòðóêòóðó ñ äîëåéàóñòåíèòà, äîñòàòî÷íîé äëÿîáåñïå÷åíèÿ âûñîêîé óäàðíîéâÿçêîñòè è ìèíèìèçàöèè íå-áëàãîïðèÿòíûõ ôàç â çîíå òåð-ìè÷åñêîãî âëèÿíèÿ. Òàêèå ðå -æèìû óæå îòðàáîòàíû äëÿñòàëè 2205 (06Õ22Í6ÀÌ3) èìîãóò áûòü óñïåøíî ïðèìå-íåíû ê ñòàëè S32003. Ôàêòè÷å-ñêè ìîæíî ñ÷èòàòü, ÷òî S32003ñâàðèâàåòñÿ ëó÷øå, ÷åì 2205,ïîòîìó ÷òî ïðè ìåíüøåì ñî-äåðæàíèè ëåãèðóþùèõ ýëåìåí-òîâ òîðìîçèòñÿ îáðàçîâàíèåèíòåðìåòàëëèäíûõ ôàç, òàêèõêàê σ-ôàçà, êîòîðàÿ ìîæåò îò-ðèöàòåëüíî âëèÿòü íà âÿçêîñòüè êîððîçèîííóþ ñòîéêîñòü.Òèïè÷íàÿ ìèêðîñò ðóêòóðà ñâà -ðíîãî øâà íà ñòàëè S32003 ñî-îòâåòñòâóåò áàëàíñó ôàç íàóðîâíå: îêîëî 50 % ôåððèòà è50 % àóñòåíèòà. ×àñòèöû òðå -òüåé ôàçû íå ïðîñìàòðèâà -þòñÿ.

Êîððîçèîííàÿ ñòîéêîñòüñòàëè S32003 â áîëüøèíñòâåàãðåññèâíûõ ñðåä âûøå, ÷åì ó316L. Êðèòè÷åñêàÿ òåìïåðàòóðàïèòòèíãîâîé êîððîçèè, îïðåäå-ëåííàÿ ñîãëàñíî ñòàíäàðòóASTM G 150.11, íàõîäèòñÿ íàóðîâíå ñòàëè 317L. Êðèòè÷åñ-êàÿ òåìïåðàòóðà ùåëåâîé êîð-ðîçèè ñòàëè S32003 ïðè èñ -ïûòàíèè ïî ñòàíäàðòó ASTM G58 Ìåòîä Â12 áëèæå ê óðîâíþñòàëè 2205, ÷åì ê õàðàêòåðèñ-òèêå àóñòåíèòíûõ ñòàëåé.

УДК 621.791:669.71

ВЛИЯНИЕ ТЕРМИЧЕСКИХ УСЛОВИЙ СВАРКИНА ОСОБЕННОСТИ ЗАРОЖДЕНИЯ ТРЕЩИН В ЗТВ

СОЕДИНЕНИЙ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ В96 и В96цсТ. М. ЛАБУР, д-р техн. наук, Т. Г. ТАРАНОВА, канд. техн. наук,

академик НАН Украины Г. М. ГРИГОРЕНКО, В. А. КОСТИН, канд. техн. наук(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Проанализировано влияние термического воздействия при сварке неплавящимся электродом и электронным лучомна особенности зарождения трещин в различных участках ЗТВ сварного соединения высокопрочных сложно-легированных алюминиевых сплавов В96 и В96цс при внецентренном растяжении. Показано, что используемыетемпературно-временные параметры режима сварки изменяют объемную долю частиц в сплаве, их размер, формуи морфологию расположения включений на границе между зернами, оказывают существенное влияние на локальноенапряженное состояние металла ЗТВ и определяют связанный с ним механизм возникновение очагов разрушения.

К л ю ч е в ы е с л о в а : высокопрочные алюминиевые спла-вы, сварка, неплавящийся электрод, электронный луч, тер-мическое воздействие, структура, зона термическоговлияния, внецентренное растяжение, зарождение трещины,разрушение

Развитие самолетостроения неразрывно связано сиспользованием новых конструкционных матери-алов улучшенного состава и механическихсвойств, к которым относится сплав В96 системылегирования Al–Zn–Mg–Cu. Он получил высокуюоценку специалистов как материал, позволяющийснизить массу конструкции без уменьшения еежесткости, что делает его привлекательным дляизготовления летательных аппаратов [1]. Вместес тем, сварные соединения этого сплава харак-теризуются неудовлетворительными пластичес-кими свойствами и низкой сопротивляемостью кобразованию холодных трещин в зоне термичес-кого влияния (ЗТВ) сварных соединений при свар-ке плавлением, что связывают с протеканием не-обратимых физико-химических процессов, сопро-вождающих термический цикл сварки плавлени-ем. В ЗТВ сварного соединения образуются шестьхарактерных участков структуры, отличающихсямежду собой размерами зерен и границ, составомфаз и включений [2–5]. Формирование конечныхструктур и физико-механические свойства метал-ла ЗТВ зависят от кинетики распада метастабиль-ных фаз и определяются тепловложением исполь-зуемого способа сварки [1].

Для улучшения механических свойств сплаваВ96 в его состав добавляют скандий, которыйимеет высокую (1814 К) температуру плавленияи минимальный (3,05 Н/м3) удельный вес [6–8].Дисперсные частицы фазы Al3Sc образуются некак результат специальной упрочняющей терми-

ческой обработки, а являются продуктом высо-котемпературного распада пересыщенного твер-дого раствора скандия в алюминии при кристал-лизации расплава. Частицы Al3Sc когерентны мат-рице, они равномерно распределяются в объемезерна и сохраняют устойчивость при сравнитель-но высокой температуре, а поэтому стабилизи-руют структуру и подавляют рекристаллизацию,которая протекает в металле. Основным факто-ром, объясняющим уникальное влияние скандияна структуру и свойства алюминия и алюмини-евых сплавов, является размерно-структурноесходство кристаллических решеток алюминия(4,405) и фазы Al3Sc (4,407). Благодаря такомусоответствию частицы Al3Sc, образовавшиеся припервичной кристаллизации, представляют собойэффективные зародыши зерен, что обеспечиваетмаксимальное измельчение литых зерен (до раз-мера дендритных ячеек).

Механизм распада твердого раствора в алю-минии, образовавшегося при кристаллизации ме-талла шва, также определяется принципом вышеупомянутого размерно-структурного соответс-твия, а именно, продукты распада (частицы Al3Sc)выделяются по гомогенному механизму. Ониотличаются высокой плотностью и соответствен-но малым расстоянием между частицами. Приэтом отмечается упрочняющее и антирекристал-лизационное воздействие скандия по сравнениюс другими переходными металлами.

Для определения причин снижения пластич-ности сварных соединений сплава В96 необхо-димо изучить влияние термических условий свар-ки на структурные особенности (2,3 мас. % Mg,2,1 мас. % Cu, 8,1 мас. % Zn, 0,2 мас. % Zr) раз-личных участков ЗТВ, установить механизм за-

© Т. М. Лабур, Т. Г. Таранова, Г. М. Григоренко, В. А. Костин, 2009

4/2009 5

рождения трещин в них и сопоставить с аналогич-ными участками сплава В96цс, имеющего такой жесостав, но с добавкой скандия (0,3 мас. %). Наличиепоследнего в составе сплава ускоряет распад твердогораствора в процессе термических операций и спо-собствует образованию мелкодисперсных частиц ин-терметаллидных фаз [5], которые, располагаясь вобъеме зерен и вдоль их границ, упрочняют сплави препятствуют прохождению рекристаллизации ме-талла при нагреве в процессе сварки, при этом ме-ханические свойства сплава улучшаются [8].

Целью настоящей работы является определе-ние влияния структурной и физической неодно-родности, имеющей место в ЗТВ сварных сое-динений, на зарождение трещин при сварке не-плавящимся электродом (СНЭ) и электронно-лу-чевой сваркой (ЭЛС) [5]. Для исследований ис-пользовали растровый электронный микроскопJSM-840 с системой микроанализатора «Link-860/500» (при ускоряющем напряжении 15, 20 и30 кВ), что позволило установить особенностивозникновения трещин и характер поврежденийсварных соединений исследуемых сплавов.

Для получения полной картины структурныхизменений в различных участках ЗТВ сварныхсоединений исследуемых сплавов при СНЭ и ЭЛСиспользовали образцы-имитаторы. Их нагревалив термической печи, создавая условия для моде-лирования структуры металла, которая формиру-ется при сварке плавлением в различных участкахЗТВ: перегрев (T = 550 °С); закалка (T = 460 °С);отжиг (T = 370 °С); кратковременный отпуск(T = 340 °С); старение (T = 140 °С). Образцы ох-лаждали со скоростью 10…20 и 30…50 °С/с в воз-душной и водной среде, что соответствовало ус-ловиям охлаждения металла после СНЭ и ЭЛС.Это позволило выявить влияние особенностейструктурного состояния и уровень пластичности

металла отдельных участков ЗТВ, а также уста-новить связь между граничной деформацией инапряжениями, сопровождающими зарождениетрещины во время испытания. Полученные ре-зультаты сравнили с аналогичными для основногометалла.

Наиболее распространенным методом оценкипластичности является испытание образцов с глу-бокими надрезами, например, при внецентренномрастяжении, моделирующем типовые условиянапряженного состояния сварных конструкций,когда одновременно происходят их растяжениеи изгиб [9, 10]. При такой схеме нагружения цен-тральная часть образца подвергается воздействиюмонотонной деформации, которая определяет на-чало процесса зарождения трещины. В предель-ном состоянии при достаточно глубоких надрезахв металле образца возникает трехосное растяже-ние, поскольку уровень напряжения в зоне плас-тического течения зависит от радиуса вершинынадреза. Для исследования пластичности в отдель-ных участках ЗТВ сварных соединений сплавовВ96 и В96цс, имеющих различное структурноесостояние, использовали образцы Канна толщи-ной 3 мм с глубиной надреза 11 мм и радиусом0,1 мм в его вершине (рис. 1). Такая геометриянадреза обеспечивает зарождение трещины приотносительно низком значении работы, затрачива-емой на ее развитие, что повышает точность ееопределения [10]. В соответствии с работой [9]теоретический коэффициент концентрации нап-ряжения у вершины составляет 10. Испытания пя-ти образцов (в каждом исследуемом структурномсостоянии) производили при комнатной темпера-туре на универсальной машине РУ-5 со скоростьюрастяжения 2 мм/мин (3,35⋅10–5 м/с).

Диаграмма нагрузки–деформации, полученнаяс помощью осциллографа в ходе испытания(рис. 2), отображает важные моменты зарожденияи распространения трещин до полного разруше-ния исследуемых образцов. Она позволяет оце-нить не только интенсивность напряжения в про-цессе пластической деформации в условиях вне-центренного растяжения, но и определить про-должительность стадии стабильного течения ме-талла и работу, которая затрачивается на различ-ных этапах развития трещины. Кривая на отдель-ных участках диаграммы содержит в интеграль-ной форме информацию о состоянии структурыметалла, от которого зависят процессы его плас-тичного течения при деформации образца, повы-шение напряжения и образование трещины.

Для оценки пластичности при одноосном рас-тяжении λр традиционно используют показатели от-носительного удлинения δ и относительного попе-речного сужения ψ [10]. При этом пластичностьвыражают через показатель δ:

Рис. 1. Схема образца сварных соединений высокопрочныхалюминиевых сплавов В96 и В96цс для испытания в услови-ях внецентренного растяжения

6 4/2009

λр = 1,73 ln [100/(100 – δ)].

В условиях неоднородного растяжения приме-няют показатель ψ:

λр = 1,73 ln [100/(100 – ψ)].

Снижение жесткости напряженного состоянияв вершине надреза во время испытания при егораскрытии может вызвать некорректное опреде-ление уровня относительной пластичности метал-ла. В связи с этим данные о характеристиках плас-тичности исследуемых сплавов В96 и В96цс послетермического воздействия получали, используясоотношение значений напряжения и деформации(рис. 2). На основе указанных подходов дляоценки δ и ψ они могут быть представлены ввиде функции изменения пластической дефор-мации в условиях внецентренного растяжения ис-следуемых образцов:

(fmax – fу)/fmax⋅100 %,

где fmax — полная (максимальная) деформацияпри образовании магистральной трещины; fу — де-формация, соответствующая напряжению 0,2 %,которая условно принимается за предел текучестиметалла исследуемых участков ЗТВ. В этом слу-чае значения пластичности λр рассчитывали поформуле:

λр =1,73 ln {100/[100 – (fmax – fу)/fmax⋅100 %]}.

На рис. 2 совмещены диаграмма нагрузки–де-формации исследуемых сплавов с фрактограммойучастка излома зоны пластической деформацииметалла под вершиной надреза. Точка A соответ-ствует началу зарождения микротрещины в спла-вах В96 и В96цс, точка B — окончательному сли-янию микротрещин в макротрещину, точкой Cобозначена область, в которой происходит самоп-роизвольное распространение магистральной тре-щины до полного разрушения образца.

Следует отметить, что зона пластической де-формации под вершиной надреза (рис. 2) являетсяначальной стадией зарождения магистральнойтрещины. Как следует из работ [11–14], влияниеструктуры сплава на его работоспособность и ме-ханические свойства проявляется опосредованно,поскольку структурную чувствительность матери-ала можно описать отношением протяженностиэтой зоны к размерам структурных составляющих.Существенные отличия геометрических размеровзоны пластической деформации в исследуемыхобразцах свидетельствуют о неоднозначности на-чального напряженного состояния металла приодних и тех же условиях испытания.

Анализ полученных результатов показал(рис. 3, б, г), что сварные соединения сплаваВ96цс, полученные способом ЭЛС, отличаются

большей склонностью к пластической дефор-мации (от 81 до 89 %) по сравнению со сплавомВ96 (53…91 %). Зарождение микротрещин проис-ходит как по вязкому механизму, так и путемразрушения сдвигом. Образующаяся при разру-шении структура металла определяется размеромзерна и расстоянием между включениями. Исходяиз имеющихся результатов, сплав В96цс отлича-ется большей (в 1,5 раза) силой сцепления междуэлементарными частицами.

Аналогичная закономерность наблюдается и усварных соединений, полученных СНЭ (рис. 3,а, в). При этом способе сварки сплав В96цс такжехарактеризуется более существенной склон-ностью к пластической деформации (от 80 до89 %), чем сплав В96 (53…94 %). Как видно изрис. 2, у сплава В96цс независимо от способасварки есть область (заштрихованная) сохраненияпластической деформации. Пластичность сплаваВ96цс в исследуемых участках ЗТВ, где в про-цессе сварочного нагрева имеет место высокаятемпература, обусловлена миграцией границ зе-рен, изменениями формы включений, рекристал-лизационными явлениями и активацией зерног-раничного проскальзывания, степень проявления

Рис. 2. Диаграмма нагрузки–деформации (P – f), полученнаяв условиях внецентренного растяжения исследуемых образ-цов, и фрактограмма ( 27) участка излома (под вершинойнадреза расположена зона пластической деформации, выде-ленная треугольником)

4/2009 7

которых наряду с температурно-временными ус-ловиями сварочного воздействия связана с нали-чием скандия.

Иные закономерности прослеживаются в спла-ве В96. Выявлена существенная зависимостьструктуры металла сварного соединения от тем-пературно-временных параметров режима сварки.При обоих способах сварки в сплаве В96 имеетместо снижение пластичности на участках перег-рева и отжига. Продолжительный нагрев металлапри СНЭ оказывает влияние на увеличение меж-зеренного пространства за счет выделения эле-ментов из зерна и последующего образования внем соединений эвтектического вида [6, 8]. Этоприводит к снижению пластичности вследствиеобразования эвтектики по границам зерен (рис. 3,а). При ЭЛС в условиях кратковременного воз-действия тепла фазовые превращения не успеваютразвиться, поэтому происходит растворение толь-ко легкоплавких соединений, расположенных

вблизи границ зерен (рис. 3, б, г). В этом случаезначительное влияние на пластичность оказываетхарактер распределения включений.

На рис. 3, в, г видно уменьшение прочностныхсвойств обоих сплавов при двух способах сварки,что может быть обусловлено неоднородностьюраспределения включений, отличиями их формыи размеров. В большой степени снижение проч-ности наблюдается в сплаве В96цс, что связанос наличием в структуре металла ЗТВ грубых не-растворимых включений. Уменьшение их разме-ров в процессе изготовления полуфабрикатов бу-дет способствовать увеличению прочности сплавапри сохранении его пластичности.

Для выявления очагов зарождения трещин вы-полнен фрактографический анализ изломов разру-шенных образцов, моделирующих различные учас-тки ЗТВ сварных соединений сплавов В96 и В96цс.Полученные результаты показали, что термическиеусловия сварки вызывают рост частиц и образова-

Рис. 3. Влияние условий нагрева при СНЭ (а, в) и ЭЛС (б, г) на пластичность (а, б) и прочность (в, г) металла ЗТВ сварныхсоединений сплавов В96 (1) и В96цс (2)

8 4/2009

ние фаз, чем определяют характер зарождениятрещин в исследуемых сплавах (рис. 4, 5). Прииспытаниях по мере увеличения растягивающихнапряжений пластическая матрица деформирует-ся, что приводит к нарастанию градиента напря-жения на участках, расположенных у границ зе-рен, а также на участках включений в межзерен-ном промежутке. Менее прочные частицы раст-рескиваются, образуя микротрещины, длина ко-торых не превышает размеры частиц.

Согласно полученным результатам экспери-мента, длина и количество зародышевых микрот-рещин, а также характер локального напряжениявызваны изменениями размеров частиц, выделя-ющихся при сварочном нагреве, а также их объем-ной долей по отношению к другим структурнымсоставляющим. Поскольку в исследуемых образ-цах радиус надреза одинаковый (R = 0,1 мм), естьоснование утверждать, что размер зоны пласти-ческой деформации, а следовательно, и пластич-ность исследуемых образцов определяются ло-кальными напряжениями, связанными с термичес-кими условиями нагрева и охлаждения при сварке.Источником зарождения трещины являются час-тицы, расположенные вдоль границ зерен. Приэтом в процессе разрушения частицы неправиль-ной формы растрескиваются, а округлые — рас-слаиваются (рис. 4).

У сплава В96цс граница зоны пластическойдеформации выявляется легко, а у сплава В96граничный контур нечеткий, что указывает наболее хрупкое состояние структуры металла. Вобласти высоких (550 °С) гомологических темпе-ратур, моделирующих условия перегрева металлана границе сплавления шва с основным металлом,высокие значения относительного показателяпластичности (λр = 81 %) сплава В96цс обуслов-лены растворением элементов структуры, распо-ложенных в межзеренном пространстве, и обра-зованием однородной жидкой фазы (рис. 5, б, г,е). Это может быть объяснено наличием на меж-зеренных границах включений фаз, содержащихдостаточно прочные элементы (марганец, хром,цирконий, скандий), которые вызывают торможе-ние микротрещины. Значительная (от 2,8 до 5,0мм) протяженность зоны пластической дефор-мации сплава В96цс свидетельствует о его склон-ности к активной пластической деформации призарождении микротрещин. Наличие ямок, обра-зующихся вблизи включений путем возникнове-ния и роста пор, позволяет характеризовать дан-ный сплав как вязкий, хотя на поверхности изломаимеются также фрагменты хрупкого разрушения(рис. 5, II). При температуре 460 °С легирующиеэлементы переходят в твердый раствор [6]. От-носительный показатель пластичности сплаваВ96цс сохраняет свои значения.

Сокращение протяженности зоны пластичес-кой деформации до 2,0 и 1,7 мм имеет место вобразцах в исходном состоянии и соответственнопосле искусственного старения, что свидетель-ствует о большей хрупкости металла и возник-новении условий для действия упругой дефор-мации, поскольку релаксируемой энергии недос-таточно для реализации пластической дефор-мации. Очаги зарождения трещины появляютсявблизи грубых включений. Протяженность тре-щин увеличивается по мере нарастания локаль-ного напряжения на границе между зернами. Об-разование тонкодисперсных частиц метастабиль-ных фаз в результате частичного распада твердогораствора приводит к формированию структуры,содержащей промежуточные соединения, кото-рые отличаются по кристаллографическому стро-ению от твердого раствора и равновесных фаз.Их объемная доля в структуре зависит от скоростиохлаждения нагретого металла. На поверхностиизлома сплава В96цс наблюдается как отрыввключения вдоль границы с матрицей, так и рас-слоение первичных включений, содержащих мо-дификаторы — цирконий и скандий. Неодинако-вые размеры микропустот, образовавшихся прирастрескивании грубых включений, указывают напоэтапное развитие разрушения исследуемыхсплавов в процессе пластической деформацииматрицы до того момента, пока длина микрот-рещин не достигнет критического размера. Ло-кальное напряжение, вызывающее зарождениемикротрещин на границе между зернами, зависитот размеров легкоплавкой эвтектики в межзерен-ном промежутке и способности матрицы дефор-мироваться рядом с включением под влияниемтермического цикла сварки.

Рис. 4. Фрактограммы очагов зарождения трещины при раз-рушении сплавов В96 (а) и В96цс (б)

4/2009 9

Иная картина излома у образцов сплава В96.Он характеризуется меньшими значениями плас-тичности (λр = 53 %), что можно объяснить пе-ременной растворимостью фаз вследствие отсут-ствия в сплаве добавок скандия (рис. 5, а, в, д).Протяженность зоны пластической деформацииизменяется в пределах от 1 до 3 мм. В состоянииперегрева металла эта зона выражена нечетко, чтоможет быть обусловлено наличием касательныхнапряжений при разрушении. Границы зерен научастке излома не проявляются, но заметны мик-ротрещины, имеющие одинаковое направление иперпендикулярные поверхности излома. Значениянапряжения, которое необходимо затратить в про-цессе зарождения первичных микротрещин всплаве В96цс, значительно меньше после свароч-ного нагрева по сравнению с исходным состо-янием основного металла.

На изломах образцов сплава В96, нагретых до460 °С, имеет место поверхность разрушения,аналогичная сплаву В96цс. Относительный пока-затель пластичности сохраняет свои значениятолько после СНЭ. Образование дисперсных вы-делений, меньший разброс в их размерах, а такжеуменьшение содержания продуктов распада твер-

дого раствора по границам и в объеме зерен приЭЛС способствуют увеличению в 1,5 раза плас-тичности сплава В96 по сравнению со скоростьюохлаждения при СНЭ. После закалки и охлаж-дения в воде зона пластической деформации сос-тавляет 1 мм, а после охлаждения на воздухе —2 мм. В состоянии отжига и отпуска пластическаядеформация протекает медленно (0,8…1,5 мм).Однако при полном разрушении таких образцовпо механизму среза образуется косой излом. При-чиной может быть разупрочнение зерен и однов-ременное охрупчивание легкоплавкой состав-ляющей в межзеренном пространстве под терми-ческим воздействием. На это указывает характер-ное расположение трещин вдоль границ зерен, гдев процессе сварочного нагрева образуются лег-коплавкие эвтектики, наличие которых снижаетпоказатель пластичности (см. рис. 3). На изломахобразцов основного металла в исходном состо-янии и после старения отмечается незначительное(до 2 мм) увеличение зоны пластической дефор-мации. Разрушение образцов происходит по ме-ханизму нормального отрыва с образованиемпрямого излома.

Рис. 5. Фрактограммы участков излома образцов В96 (а, в, д) и В96цс (б, г, е), полученные при перегреве (I), после отжига(II) и отпуска (III)

10 4/2009

Выводы1. Существует зависимость между характером за-рождения трещин в ЗТВ при разрушении в ус-ловиях внецентренного растяжения высокопроч-ных сложнолегированных алюминиевых сплавовВ96 и В96цс и степенью термического воздейс-твия при СНЭ и СЭЛ.

2. Добавка скандия (0,2…0,4 мас. %) в сплавВ96 позволяет сохранить пластические свойства ме-талла ЗТВ благодаря образованию мелких интер-металлидных выделений упрочняющих частиц, ко-торые тормозят охрупчивание эвтектической прос-лойки в условиях отжига при T = 360 °С и коа-гуляцию неметаллических включений.

3. Микротрещины зарождаются на грубыхвключениях по мере нарастания локального нап-ряжения на границе между зернами. При этомна поверхности излома исследуемых сплавов име-ет место отрыв включений вдоль границы с мат-рицей, а у сплава В96цс — расслоение первичныхвключений, содержащих модификаторы — цирко-ний и скандий. Неодинаковые размеры микропус-тот, образовавшихся при растрескивании грубыхфазовых включений, свидетельствуют о поэтапномхарактере их разрушения в процессе пластическогодеформирования матрицы до того момента, покадлина микротрещин не достигнет критического раз-мера. Локальное напряжение, которое вызывает за-рождение микротрещин на границе между зернами,зависит от размеров легкоплавкой эвтектики в меж-зеренном пространстве и способности матрицы де-формироваться рядом с включением под влияниемтермического цикла сварки.

1. Сварка в самолетостроении / Под ред. Б. Е. Патона. —Киев: МИИВЦ, 1998. — 695 с.

2. Ищенко А. Я., Лабур Т. М. Свариваемые алюминиевыесплавы со скандием. — Киев: МИИВЦ, 1999. — 114 с.

3. Влияние структурных превращений при сварке алюми-ниевого сплава В96 на параметры сопротивления разру-шению / Т. М. Лабур, А. Я. Ищенко, Т. Г. Таранова и др.// Автомат. сварка. — 2006. — № 11. — С. 22–26.

4. Характер разрушения сплава В96 в зависимости от ус-ловий нагрева при сварке / Т. М. Лабур, А. Я. Ищенко,Т. Г. Таранова и др. // Там же. — 2007. — № 2. —С. 12–17.

5. Влияние теплофизических условий сварки на сопротив-ление разрушению металла околошовной зоны в соеди-нениях алюминиевого сплава В96цс / Т. М. Лабур, А. Я.Ищенко, Т. Г. Таранова и др. // Там же. — 2007. — № 4.— С. 28–33.

6. Сравнительный анализ эффективности частиц Al3ScAl3Zr в сплавах Al–Mg / А. Л. Березина, Т. А. Монастыр-ская, Е. Чех, К. В. Чуистов // Металлофиз. и новейшиетехнологии. — 1997. — 19, № 9. — С. 22–31.

7. Елагин В. И., Захаров В. В., Ростова Т. Д. Влияние скан-дия на структуру и свойства сплава Al–5,5 % Zr–2,0 %Mg // Металловедение и терм. обработка мет. — 1994. —№ 7. — С. 25–27.

8. Fujikawa S. Scandium in pure aluminum and aluminum allo-ys — its behavior and addition effects // J. of Japan Instituteof Light Metals. — 1999. — 49, № 3. — P. 361–365.

9. Давиденков Н. Н. Механические свойства материалов иметоды измерения деформаций: В 2 т. — Киев: Наук.думка, 1981. — Т. 2. — 453 с.

10. Пластичность и разрушение / Под ред. В. Л. Колмого-рова. — М.: Металлургия, 1977. — 336 с.

11. Клевцов Г. В. Кинетика образования зон пластическойдеформации у вершины трещины при разрушении конс-трукционных материалов в условиях плосконапряжен-ного состояния и плоской деформации // Пробл. проч-ности. — 1993. — № 4. — С. 57–63.

12. Гордеева Т. А., Жегина И. П. Анализ изломов при оценкенадежности материалов. — М.: Машиностроение, 1978.— 199 с.

13. Фрактография и вязкость разрушения алюминиевых ититановых сплавов / В. С. Иванова, В. Г. Кудряшов,Ю. К. Штовба и др. // Технология легких сплавов. —1974. — № 3. — С. 65–70.

14. Фрактография и атлас фрактограмм: Справ. / Пер. с англ.— М.: Металлургия, 1982. — 489 с.

The influence of thermal impact in non-consumable electrode and electron beam welding on the features of cracking indifferent sections of the HAZ of high-strength complex-alloyed aluminium alloys V96 and V96tss at off-center tensionhas been analyzed. It is shown that the used temperature-time parameters of the welding mode, while changing thevolume fraction of particles contained in the alloy, their dimensions, shape and morphology of inclusion location on theboundary between the grains have an essential influence from the local stressed state in the HAZ metal and predeterminethe associated mechanism of fracture site initiation.

Поступила в редакцию 15.09.2008,в окончательном варианте 24.10.2008

4/2009 11

УДК 621.791.92

СТРУКТУРА ФОСФОРСОДЕРЖАЩЕГО НАПЛАВЛЕННОГОМЕТАЛЛА ТИПА ИНСТРУМЕНТАЛЬНЫХ СТАЛЕЙ

И. И. РЯБЦЕВ, И. А. КОНДРАТЬЕВ, В. А. КОСТИН, Д. П. НОВИКОВА, кандидаты техн. наук,И. Л. БОГАЙЧУК, А. А. БАБИНЕЦ, инженеры (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Исследованы особенности структуры наплавленного металла типа инструментальных сталей 30Х4В2М2ФС,30Х2М2НСГФ и 35В9Х3ГСФ, легированных фосфором в пределах 0…1,5 мас. %. Определено, что в высоко-легированном наплавленном металле образуются сложные фосфиды глобулярной формы, содержащие ванадий,молибден, хром, марганец, вольфрам, т. е. металлы, фосфиды которых термодинамически наиболее устойчивы.Доказано, что наличие таких фосфидов не ухудшает трещиностойкость наплавленного металла исследованныхтипов.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая наплавка, высоколегиро-ванный наплавленный металл, легирование фосфором, мик-роструктура, микрорентгеноспектральный анализ, фос-фиды, фосфидные эвтектики, трещиностойкость

В работах [1, 2] показана перспективность ис-пользования фосфора в качестве легирующегоэлемента в низколегированных наплавочных ма-териалах, которые применяются для восстанов-ления и упрочнения деталей, работающих в ус-ловиях трения металла по металлу при комнатнойтемпературе. Наличие фосфора в этих материалахувеличивает их износостойкость и снижает коэф-фициент трения скольжения. Использованию фос-фора в качестве легирующего элемента в напла-вочных материалах препятствует недостаточнаяизученность вопроса о влиянии фосфора на ихструктуру и свойства, а также устоявшееся мнениео его отрицательном воздействии на трещинос-тойкость сварных швов, хотя речь идет о мате-риалах с содержанием фосфора не выше 0,05мас. % [3, 4]. Однако, как установлено в работе[5], в низколегированном наплавленном металлеможет растворяться до 1 мас. % фосфора, а сво-бодные фосфиды в виде пограничных фосфидныхэвтектик, которые и являются основной причинойобразования трещин, в структуре наплавленногометалла практически отсутствуют. При этом до-пустимо наличие в его структуре небольшого ко-личества тугоплавких фосфидов глобулярнойформы.

В настоящей работе представлены результатыисследований влияния фосфора на структуру ме-талла, наплавленного высоколегированными по-рошковыми проволоками ПП-Нп-30Х4В2М2ФС,ПП-Нп-30Х2М2НСГФ и ПП-Нп-35В9Х3ГСФ, ко-торые применяют для восстановления и упроч-нения инструментов для горячего и холодного де-формирования металлов и сплавов [6]. Исследо-вано также распределение фосфора между струк-

турными составляющими высоколегированногонаплавленного металла. Целью настоящей работыявляется определение пределов легирования нап-лавленного металла выбранных систем легирова-ния фосфором, при которых в структуре наплав-ленного металла отсутствуют легкоплавкие пог-раничные фосфидные эвтектики, а в самом нап-лавленном металле трещины не образуются.

Для проведения исследований изготовлено 12порошковых проволок диаметром 2 мм (почетыре проволоки каждой марки). Содержаниефосфора в наплавленном металле каждого типаизменяли в пределах 0…1,5 мас. %. Опытнымипроволоками под флюсом АН-26 были наплав-лены образцы для замера твердости и химичес-кого состава наплавленного металла (табл. 1), атакже для проведения исследований микрострук-туры и микрорентгеноспектрального анализа. Ре-жим наплавки был следующим: I = 250…270 А;Uд = 24…26 В; vн = 28 м/ч. Приведенные в табл. 1данные показывают, что в отличие от низкоуг-леродистого низколегированного наплавленногометалла [2] фосфор практически не влияет натвердость углеродистого высоколегированногонаплавленного металла, основное воздействие нанее оказывает углерод.

Исследована микроструктура образцов наплав-ленного металла 12 составов. Известно, что струк-тура высоколегированного наплавленного метал-ла во многом зависит от термического цикла нап-лавки, поэтому при анализе структурного состо-яния наплавленного металла 30Х4В2М2ФС,30Х2М2НСГФ и 35В9Х3ГСФ использовали тер-мокинетические диаграммы распада аустенита вэтих материалах [7–9].

Как установлено в работе [7], в наплавленномметалле 30Х4В2М2ФС в широком диапазоне зна-чений скорости охлаждения имеют место бейнит-ное и мартенситное превращения, которые при

© И. И. Рябцев, И. А. Кондратьев, В. А. Костин, Д. П. Новикова, И. Л. Богайчук, А. А. Бабинец, 2009

12 4/2009

термических циклах наплавки до конца не про-исходят, вследствие чего в структуре наплавлен-ного металла сохраняется остаточный аустенит.

В соответствии с этим микроструктура нап-лавленного металла 30Х4В2М2ФС без фосфора(рис. 1, а, образец № 1, табл. 1) представляетсобой мартенситно-бейнитную смесь (микротвер-дость HV 0,5 3860 МПа) и остаточный аустенит(HV 0,5 2320 МПа).

При легировании наплавленного металла30Х4В2М2ФС с 0,45 мас. % P (образец № 2, табл. 1),микротвердость мартенсита возрастает до HV 0,54120 МПа, а остаточного аустенита — до HV 0,5257 МПа. Некоторое увеличениемикротвердости, по-видимому,связано с растворением фосфора вструктурных составляющих нап-лавленного металла (рис. 1, б).

В наплавленном металле30Х4В2М2ФС, содержащем 0,93мас. % P (образец № 3, табл. 1), мик-ротвердость остаточного аустенитаповышается до HV 0,5 3860 МПа, амартенситных участков — до HV 0,54730…5090 МПа. В структуре нап-лавленного слоя образца № 3 появ-ляются темно-травящиеся включе-ния различных размеров (рис. 1, в).

При увеличении содержанияфосфора до 1,52 мас. % (образец №4, табл. 1) наплавленный металл30Х4В2М2ФС имеет ячеистуюструктуру (микротвердость HV 0,53030 МПа), по границам ячеекформируются оторочки (микрот-вердость HV 0,5 4120 МПа), в ко-торых располагаются фосфидныевключения (рис. 1, г).

Анализ термокинетической диаграммы распа-да аустенита наплавленного металла30Х2М2НСГФ [8] показывает, что в диапазонезначений скорости охлаждения, соответствующихтермическому циклу наплавки, сначала происхо-дит бейнитное, а затем мартенситное превраще-ние. Для наплавленного металла 30Х2М2НСГФхарактерна высокая (390 °С) температура началамартенситного превращения. Вследствие значи-тельной скорости охлаждения при наплавке мар-тенситное превращение до конца не происходити в структуре наплавленного металла сохраняетсяостаточный аустенит. В соответствии с этим мик-

Т а б л и ц а 1. Химический состав (мас. %) и твердость HRC металла, наплавленного опытными порошковымипроволокамиТип наплавленного

металла № образца C Mn Si P Cr Mo W Ni V HRC

30Х4В2М2ФС 1 0,30 0,98 0,83 — 4,31 2,14 2,32 — 0,37 53...56

2 0,29 1,18 1,12 0,45 3,94 2,35 1,95 — 0,45 53...56

3 0,33 1,05 0,97 0,93 4,17 2,43 2,14 — 0,29 55...57

4 0,28 0,93 1,02 1,52 4,35 2,15 1,89 — 0,42 53...55

30Х2М2НСГФ 5 0,24 0,97 0,81 — 2,29 1,92 — 1,20 0,43 51...52

6 0,28 0,89 0,62 0,57 1,98 2,11 — 0,96 0,37 53...55

7 0,27 0,92 0,76 0,89 2,13 2,01 — 1,03 0,52 49...51

8 0,31 0,78 0,83 1,42 2,32 1,99 — 0,93 0,47 57...59

35В9Х3ГСФ 9 0,33 1,08 0,63 — 2,56 — 9,17 — 0,36 53...54

10 0,35 0,96 0,75 0,47 2,31 — 8,93 — 0,52 53...55

11 0,30 0,98 0,73 1,02 2,85 — 8,97 — 0,47 51...53

12 0,27 1,02 0,81 1,39 2,43 — 9,21 — 0,42 46...50

Рис. 1. Микроструктура ( 200) образцов наплавленного металла 30Х4В2М2ФСбез фосфора (а) и с 0,45 (б), 0, 93 (в), 1,52 мас. % (г) P (здесь, а также на рис. 2и 3 — травление электролитическое в хромовой кислоте)

4/2009 13

роструктура наплавленного металла30Х2М2НСГФ без фосфора (рис. 2, а, образец№ 5, табл. 1) представляет собой мартенситно-бейнитную смесь (микротвердость HV 0,53030 МПа), попадающую различными кристал-лографическими осями на поверхность шлифа(светлые и темные иглы имеют одинаковую твер-дость). В структуре этого металла присутствует

также остаточный аустенит (микротвер-дость HV 0,5 2290 МПа).

При содержании в наплавленном ме-талле 30Х2М2НСГФ 0,57 мас. % P (об-разец № 6, табл. 1) мартенситно-бей-нитная структура в нем укрупняется,ее микротвердость возрастает до HV 0,53860…4410 МПа. Объемная доля аус-тенита остается примерно на том жеуровне. В структуре наплавленного ме-талла встречаются также светлые ком-пактные включения развитой формы,которые предварительно идентифици-ровали как δ-феррит (рис. 2, б).

Структура наплавленного металла30Х2М2НСГФ с 0,89 мас. % P (образец№ 7, табл. 1) включает мартенсит, бей-нит и остаточный аустенит (рис. 2, в).Микротвердость мартенситно-бейнит-ной составляющей — HV 0,5 4120 МПа,остаточного аустенита — HV 0,53210 МПа.

При дальнейшем увеличении содер-жания фосфора до 1,42 мас. % (образец№ 8, табл. 1) микротвердость остаточ-ного аустенита возрастает до HV 0,53620 МПа. Мартенситно-бейнитная сос-тавляющая имеет микротвердость HV 0,55490 МПа. В структуре наплавленногометалла формируются цепочки фосфи-дов и возникают микротрещины, кото-рые передаются от фосфида к фосфиду(рис. 2, г).

Как следует из термокинетическойдиаграммы распада аустенита, структу-ра наплавленного металла 35В9Х3ГСФпри скорости охлаждения, соответству-ющей термическому циклу наплавки,должна состоять из игольчатого троос-тита, мартенсита, остаточного аустени-та и карбидов [9]. При медленном ох-лаждении, характерном для изотерми-ческого отжига, в структуре наплавлен-ного металла 35В9Х3ГСФ возможно по-явление феррита. Для этого типа нап-лавленного металла характерна такжевысокая (410 °С) температура началамартенситного превращения.

Структура наплавленного металла35В9Х3ГСФ без фосфора (образец № 9,

табл. 1) представляет собой мартенситно-троос-титную смесь, имеющую микротвердость HV 0,54730 МПа, ориентация игл в основном под углом60° (рис. 3, а). Формируются участки остаточногоаустенита (HV 0,5 3620 МПа) и включения кар-бидов.

Структура наплавленного металла35В9Х3ГСФ, содержащая 0,47 мас. % P (образец

Рис. 2. Микроструктура ( 200) образцов наплавленного металла30Х2М2НСГФ без фосфора (а) и с 0,57 (б), 0, 89 (в), 1,42 мас. % (г) P

Рис. 3. Микроструктура ( 200) образцов наплавленного металла35В9Х3ГСФ без фосфора (а) и с 0,47 (б), 1,02 (в), 1,39 мас. % (г) P

14 4/2009

№ 10, табл. 1), аналогична структуре образца № 9(рис. 3, б). Микротвердость мартенситно-троос-титной матрицы составляет HV 0,5 4730 МПа, ос-таточного аустенита — HV 0,5 3860 МПа.

При увеличении содержания фосфора до1,02 мас. % в наплавленном металле 35В9Х3ГСФ(образец № 11, табл. 1) сохраняется структура,состоящая из мартенсита, игольчатого трооститаи остаточного аустенита. Микротвердость мартен-сита и аустенита сохраняется на одном и том жеуровне. В отдельных участках структуры наплав-ленного металла выявлены округлые включения,возможно, фосфиды (рис. 3, в).

Наплавленный металл 35В9Х3ГСФ с содер-жанием фосфора 1,39 мас. % имеет ячеистуюструктуру (рис. 3, г, образец № 12, табл. 1), вкоторой есть включения карбидов, а возможно,и фосфидов. Зафиксировано также появление мик-ротрещин.

С помощью микрорентгеноспектрального ана-лиза исследовано распределение основных леги-рующих элементов, и в первую очередь фосфора,в структуре наплавленного металла всех образцов(рис. 4–6, табл. 2–5). Интегральный анализ ох-ватывал участок в несколько десятков микромет-ров, что позволило определить состав матрицынаплавленного металла и ее структурных состав-

ляющих; точечный анализ был выполнен на учас-тке диаметром 1 мкм в основном для определенияналичия различных включений.

Результаты микрорентгеноспектральных ис-следований показали, что наплавленный металлвсех систем легирования по некоторым элементамимеет достаточно высокую химическую микро-неоднородность. Так, в наплавленном металле30Х4В2М2ФС без фосфора выявлена неоднород-ность по кремнию и вольфраму (рис. 4, а, б; № 1–4, табл. 2); в 30Х2М2НСГФ — по кремнию иникелю (рис. 5, а; № 1–3, табл. 3); в 35В9Х3ГСФ— по вольфраму и ванадию (рис. 6, а; № 1, 2,табл. 4).

Легирование наплавленного металла фосфором(0,5 мас. %) несколько снижает химическую мик-ронеоднородность по этим элементам. В таком слу-чае в наплавленном металле 30Х4В2М2ФС наблю-дается неоднородность только по вольфраму (рис. 4,в, г; № 5–9, табл. 2); в 30Х2М2НСГФ — толькопо никелю (рис. 5, б; № 4–6, табл. 3); в 35В9Х3ГСФ— только по кремнию (рис. 6, б, в; № 4–7, табл. 4).Во всех трех типах наплавленного металла фос-фор находится в твердом растворе практическиво всех структурных составляющих, появлениясвободных фосфидов не зафиксировано. Однов-ременно имеет место значительная неоднород-

Рис. 4. Электронная микроструктура образцов наплавленногометалла 30Х4В2М2ФС без фосфора (а, б), а также с 0,45 (в,г), 0,93 (д, е), 1,52 мас. % (ж) P (здесь и на рис. 5, 6 цифрамиобозначены места проведения микрорентгеноспектральногоанализа, см. табл. 2)

4/2009 15

Т а б л и ц а 2. Результаты микрорентгеноспектрального анализа металла, наплавленного порошковой проволокойПП-Нп-30Х4В2М2ФС

Содер-жание Р,мас. %

Местоанализа

№ исследуе-мого участкапо рис. 4

Содержание элементов, мас. %

Fe Mn Si P Cr Mo W V

Безфосфора

Матрица 1 90,38 1,33 1,23 0 4,31 1,33 0,68 0,23

» 2 89,74 1,28 0,70 0 3,37 1,77 2,41 0,37

Включение 3 70,92 11,84 2,00 0,30 3,37 8,19 3,18 0,16

» 4 81,52 5,52 2,53 0,29 3,66 3,24 3,03 0,20

0,45

Матрица 5 87,83 1,95 0,50 0,42 3,49 2,51 2,92 0,37

» 6 88,27 1,58 0,81 0,66 3,86 2,24 1,71 0,31

» 7 91,48 1,32 1,12 0 3,59 1,44 0,86 0,20

Включение 8 60,41 18,54 4,43 0,47 3,37 9,10 3,01 0,63

» 9 79,52 7,20 4,55 0,37 3,46 2,06 2,55 0,31

0,93

Матрица 10 90,60 1,41 0,83 0,69 2,29 2,43 0,46 0,31

» 11 92,93 1,02 0,89 0,32 2,68 1,00 0 0,18

12 88,20 1,26 0,39 1,31 2,16 3,73 0,80 0,72

Включение 13 35,16 39,24 7,71 0,88 1,06 5,77 9,04 0,78

» 14 68,63 2,39 0,25 8,14 5,15 11,56 1,46 1,67

1,52

Матрица 15 85,53 1,13 0,01 1,64 3,71 2,51 4,87 0,34

» 16 89,06 1,14 0,79 0,81 4,37 1,47 1,69 0,68

» 17 87,15 1,66 0,37 0,95 4,02 1,97 3,74 0,17

Пленка фосфидная 18 67,81 2,63 0,53 6,63 8,22 7,94 4,82 1,42

Т а б л и ц а 3. Результаты микрорентгеноспектрального анализа металла, наплавленного порошковой проволокойПП-Нп-30Х2М2НСГФ



№ иссле-дуемогоучасткапо рис. 5


Fe Mn Si P Cr Mo Ni V


Матрица 1 91,95 1,25 0,66 0 2,21 2,43 1,21 0,29

» 2 90,64 1,27 0,13 0 2,28 2,80 1,33 0,47

» 3 90,21 0,98 0,12 0,18 2,21 3,43 0,40 0,34

0,57» 4 91,24 1,12 0,75 0,61 2,47 1,99 1,27 0,17

» 5 91,68 1,36 0,45 0,12 1,84 2,32 1,18 0,17

» 6 93,81 0,94 0,49 0,04 2,25 1,49 0,60 0,24

0,89

» 7 87,88 1,67 0,92 0,76 4,30 2,20 0 0,31

» 8 86,87 1,99 1,18 0,87 3,65 1,32 0,30 0,27

» 9 86,97 1,24 0,75 0,69 4,40 2,11 0,40 0,23

Включение 10 83,82 1,62 1,44 2,57 5,22 3,10 0 0,76

» 11 69,14 11,43 6,57 0,94 3,82 4,27 0 0,36

1,42

Матрица 12 90,21 2,08 0,56 0,95 2,19 2,22 1,15 0

» 13 91,70 1,04 0,77 0,89 2,33 2,33 0,75 0,20

» 14 88,77 1,54 0,39 1,24 1,82 2,41 1,50 0,35

Включение 15 69,21 3,19 0,39 8,95 5,07 9,63 1,64 1,39

» 16 72,19 2,60 0,59 8,17 4,86 8,71 1,67 1,21

» 17 71,29 2,76 0,60 8,72 4,69 9,42 1,13 1,23

16 4/2009

ность по фосфору: в наплавленном металле30Х4В2М2ФС содержание фосфора колеблется впределах 0,37…0,66 мас. %; в 30Х2М2НСГФ оносоставляет 0,12…0,61 мас. %; в 35В9Х3ГСФ —0,23…0,45 мас. %. Это объясняется, по-видимо-

му, различной степенью растворимости фосфорав α- и γ-железе [10].

При увеличении содержания фосфора до 1,00мас. % в наплавленном металле 30Х4В2М2ФСнаблюдается неоднородность по вольфраму и мо-

Т а б л и ц а 4. Результаты микрорентгеноспектрального анализа металла, наплавленного порошковой проволокойПП-Нп-35В9Х3ГСФ



№ исследуе-мого участкапо рис. 6


Fe Mn Si P Cr W V


Матрица 1 88,87 1,38 0,30 0 2,45 6,20 0

» 2 90,84 1,25 0,18 0 1,74 5,39 0,60

0,47

» 3 88,44 1,35 0 0,23 1,72 7,38 0,38

» 4 90,36 1,36 0 0 1,49 5,93 0,53

» 5 88,16 1,75 0,33 0,45 2,09 5,71 0,37

Включение 6 88,82 1,33 0,25 0,33 2,31 6,45 0,51

» 7 88,10 2,39 0,32 0,27 1,76 6,16 0,25

1,02

Матрица 8 89,51 1,63 1,22 0,70 1,96 3,67 0,45

» 9 87,84 1,82 0,54 0,80 2,11 5,37 0,46

» 10 87,40 1,42 0,44 0,70 1,96 3,67 0,45

Включение 11 72,53 11,22 3,09 0,73 1,31 7,35 1,50

» 12 79,23 3,22 0,13 6,07 4,72 5,49 0,75

1,39

Матрица 13 85,10 1,12 0 1,56 2,07 9,17 0,37

» 14 90,05 1,35 0,40 0,48 2,06 5,42 0,21

» 15 87,78 0,64 0 0,89 2,04 8,26 0,36

Включение 16 70,98 2,39 0 7,59 5,86 11,53 1,41

» 17 73,75 4,52 0,23 9,73 6,28 3,63 1,57

Пленка фосфидная 18 72,28 3,68 0,61 12,24 7,70 2,06 1,34

Рис. 5. Микроструктура образцов наплавленного металла 30Х2М2НСГФ без фосфора (а) и с 0,57 (б), 0,89 (в, г), 1,42 мас. %(д, е) P (см. табл. 3)

4/2009 17

либдену (рис. 4, д, е; № 10–14, табл. 2); в30Х2М2НСГФ — по никелю (рис. 5, в, г; № 7–11,табл. 3); в 35В9Х3ГСФ — по кремнию и воль-фраму (рис. 6, г, д; № 8–12, табл. 4). В наплавленномметалле 30Х4В2М2ФС с 8,14 мас. % Р (см. рис. 4,е; № 14, табл. 2) и в 35В9Х3ГСФ с 6,07 мас. %Р (рис. 6, д; № 12, табл. 4) происходит формиро-вание включений фосфидов глобулярной формы.Фосфиды содержат повышенную массовую долюмарганца, хрома, молибдена и ванадия. В нап-лавленном металле 30Х2М2НСГФ с массовой до-лей фосфора около 1,00 % свободных фосфидовобнаружено не было. В наплавленнном металле30Х4В2М2ФС содержание фосфора в различныхструктурных составляющих матрицы колеблетсяв пределах 0,32…1,31 мас. %; в 30Х2М2НСГФ —0,69…0,88 мас. % P; в 35В9Х3ГСФ оно составляет0,70…0,80 мас. %.

В наплавленном металле 30Х4В2М2ФС с со-держанием фосфора около 1,5 мас. % выявленанеоднородность по кремнию и вольфраму (рис. 4,ж; № 15–18, табл. 2); в 30Х2М2НСГФ — по ва-надию (рис. 5, д; № 12–14, табл. 3); в 35В9Х3ГСФ— по кремнию, марганцу и вольфраму (рис. 6,е; № 13–15, табл. 4). В наплавленном металлевсех трех типов отмечено появление отдельных

включений фосфидов компактной формы, а такжефосфидных пленок (рис. 4, ж; № 18, табл. 2;рис. 5, е; № 15–17, табл. 3, рис. 6, ж; № 16–18,табл. 4). Содержание фосфора в них колеблетсяот 5,93 (30Х4В2М2ФС) до 12,24 мас. %(35В9Х3ГСФ). Фосфиды и фосфидные пленки со-держат повышенную массовую долю марганца, хро-ма, молибдена и ванадия. Фосфор в различныхструктурных составляющих матрицы распределя-ется следующим образом: в наплавленнном металле30Х4В2М2ФС — 0,81...1,64 мас. %; в30Х2М2НСГФ — 0,95…1,64 мас. %; в 35В9Х3ГСФ— 0,48...1,57 мас. %.

Микрорентгеноспектральный анализ подтвер-дил ранее выполненные термодинамические рас-четы равновесия химических реакций образова-ния фосфидов основных легирующих элементов[11]. С помощью расчетов установлено, что в пер-вую очередь следует ожидать формирования фос-фидов ванадия, молибдена, хрома, марганца, воль-фрама (по убывающей), т. е. тех элементов, по-вышенное содержание которых выявлено в фос-фидах наплавленного металла исследованныхтипов.

Таким образом, микрорентгеноспектральный ана-лиз показал, что с увеличением содержания фосфора

Рис. 6. Микроструктура образцов наплавленного металла35В9Х3ГСФ без фосфора (а), а также с 0,47 (б, в), 1,02 (г, д),1,39 мас. % (е, ж) P (см. табл. 4)

18 4/2009

до 1,5 мас. % возрастает массовая доля раство-ренного фосфора в матрице наплавленного ме-талла исследованных систем легирования. Вклю-чения фосфидов глобулярной формы форми-руются в наплавленном металле исследованныхтипов при содержании фосфора около 1 мас. %.При содержании фосфора около 1,5 мас. % про-исходит значительное увеличение включенийфосфидов компактной формы, а также фосфидныхпленок, что приводит к появлению трещин в нап-лавленном металле.

Исследованиями установлено, что в высоко-легированном наплавленном металле образуютсясложные фосфиды, содержащие в зависимости отсистемы легирования ванадий, молибден, хром,марганец, вольфрам, т. е. металлы, фосфиды ко-торых наиболее термодинамически устойчивы иимеют достаточно высокую температуру плавле-ния. Наличие таких фосфидов глобулярной фор-мы трещиностойкость наплавленного металлаисследованных типов не ухудшает.

1. Рябцев И. И., Кусков Ю. М. Перспективы использованияфосфора в наплавочных материалах на основе железа //Автомат. сварка. — 2003. — № 1. — С. 12–16.

2. Триботехнические характеристики наплавленного ме-талла системы легирования Fe–Cr–Si–Mn–P / И. И. Ряб-цев, Ю. М. Кусков, В. Ф. Грабин и др. // Там же. — 2003.— № 6. — С. 20–24.

3. Влияние фосфора на структуру и свойства металла швовпри сварке низколегированных сталей / А. А. Алексеев,И. Р. Явдощин, В. Г. Войткевич, Ю. Д. Морозов // Тамже. — 1989. — № 4. — С. 7–10.

4. Влияние фосфора на ударную вязкость и химическуюмикронеоднородность металла сварных швов / И. К. По-ходня, В. Г. Войткевич, А. А. Алексеев и др. // Там же.— 1992. — № 2. — С. 3–7.

5. Рябцев И. И., Кусков Ю. М., Новикова Д. П. Влияниефосфора на трещиностойкость низкоуглеродистого нап-лавленного металла системы легирования Fe–Mn–Si–Cr// Там же. — 2006. — № 5. — С. 15–19.

6. Рябцев И. А., Кондратьев И. А. Механизированная элек-тродуговая наплавка деталей металлургического обору-дования. — Киев: Экотехнология, 1999. — 62 с.

7. Кондратьев И. А., Васильев В. Г., Довженко В. А. Струк-тура и свойства металла, наплавленного порошковымипроволоками марок ПП-Нп-25Х5ФМС и ПП-Нп-30Х4В2М2ФС // Оборудование и материалы для наплав-ки. — Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1990. — С. 56–60.

8. Кондратьев И. А., Гладкий П. В. Порошковая проволокаПП-Нп-30Х2М2НФ для наплавки валков горячей про-катки // Пути развития машиностроительного комплексаМагнитогорского металлургического комбината. —Магнитогорск: ЗАО «Марс», 1996. — С. 156–163.

9. Фрумин И. И. Автоматическая электродуговая наплавка.— Харьков: Металлургиздат, 1961. — 421 с.

10. Лунев В. В., Аверин В. В. Сера и фосфор в стали. — М.:Металлургия, 1988. — 256 с.

11. Рябцев И. И. Расчетно-экспериментальная оценка эф-фективности легирования фосфором высоколегирован-ного наплавленного металла // Автомат. сварка. — 2008.— № 5. — С. 18–22.

Peculiarities of structure of the deposited metal of the type of tool steels 30Kh4V2M2FS, 30Kh2M2NSGF and 35V9Kh3GSF,alloyed with 0...1.5 wt. % phosphorus, were investigated. Complex phosphides of the globular shape, containing vanadium,molybdenum, chromium, manganese and tungsten, i.e. metals the phosphides of which exhibit the highest thermodynamicstability, were found to form in the high-alloy deposited metal. The presence of such phosphides does not deterioratecrack resistance of the investigated types of the deposited metal.

Поступила в редакцию 31.10.2008

ДУГОВАЯ НАПЛАВКА ЗАМКОВ БУРИЛЬНЫХ ТРУБ

Разработана технология наплавки замков бурильных труб с номинальным диаметром 104...177мм. Технология предусматривает восстановление замков в два этапа. Вначале производится на-плавка самозащитной порошковой проволокой ПП-АН198 для восстановления номинальногодиаметра труб. Металл, наплавленный этой проволокой, имеет твердость НВ 220...310 имеханические свойства на уровне значений основного металла замка — стали 40ХМФА по ГОСТ4543–71. Затем по номинальному диаметру самозащитной порошковой проволокой ПП-АН199 на-плавляют три износостойких пояска, имеющие твердость HRC 42...52.

Для наплавки используется установка У653 с дополнительными роликоопорами, укомплекто-ванная источником питания ВДУ-506. Возможно использование других установок с аналогичнымипараметрами и технологическими возможностями.

Назначение и области применения. Наплавка замков бурильных труб для нефтегазовой про-мышленности.

Контакты: Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11Отд. № 2 Рябцев Игорь Александрович

Тел./факс: (38044) 287 63 57E-mail: [email protected]

4/2009 19

УДК 621.791.927.5

ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРИМЕНЕНИЯКОМБИНИРОВАННЫХ МАГНИТНЫХ ПОЛЕЙПРИ ДУГОВОЙ НАПЛАВКЕ ПОД ФЛЮСОМ

Д. Г. НОСОВ, инж. (Днепродзержин. гос. техн. ун-т),А. Д. РАЗМЫШЛЯЕВ, д-р техн. наук (Приазов. гос. техн. ун-т, г. Мариуполь)

Для расширения возможностей управления формой и размерами зоны проплавления при дуговой наплавке проволокойпод флюсом предложено использовать комбинацию трех магнитных полей. С использованием метода планированияэкспериментов и регрессионного анализа разработаны математические модели, устанавливающие связь междуиндукцией составляющих комбинированного магнитного поля (КМП) и размерами сечения наплавляемого валика.Составлена программа расчета и оптимизации технологических режимов дуговой наплавки в КМП с удобныминтерфейсом и показана степень влияния индукции составляющих, а также комбинации этих составляющихмагнитных полей на размеры сечения наплавляемых валиков.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электродуговая наплавка, наплавлен-ный валик, размер валика, управляющие магнитные поля,асимметрия, математические модели, дисперсионный ана-лиз

В условиях экономии энергоресурсов, дефицит-ных и дорогостоящих материалов наибольший ин-терес представляет разработка такого способанаплавки, который позволил бы решать следую-щие технологические задачи: уменьшить долюучастия основного металла в наплавленном; по-высить производительность наплавки; уменьшитьрасходы на механическую обработку и повыситьслужебные свойства изделий.

Поставленные задачи можно решить путем уп-равления конфигурацией и геометрическими раз-мерами сечения наплавляемого валика. Реализа-

ция процесса наплавки валика с его управляемойконфигурацией возможна в рамках одновремен-ного действия при дуговой наплавке несколькихмагнитных, т. е. комбинированных магнитных по-лей (КМП).

На рис.1 схематически показаны поперечные се-чения валиков, наплавленных по классической тех-нологии без использования магнитных полей (МП)(рис. 1, а), с использованием только продольногоМП (рис. 1, б) и с предлагаемой в настоящей работесистемой КМП (рис. 1, в).

Для наплавки необходимо, чтобы валик в по-перечном сечении имел минимальные значенияFпр, Fо, h при максимальных значениях Fн, Fδ,g, b (рис. 1, а). Кроме того, разность (g – gм), по-казывающая припуск на механическую обработку

© Д. Г. Носов, А. Д. Размышляев, 2009

Рис. 1. Схематическое изображение поперечного сечения валиков, наплавленных без использования МП (а), с использованиемМП (б) и с применением КМП (в)

20 4/2009

наплавленной поверхности, должна быть наи-меньшей. Частично это достигается при наплавкес использованием только одного продольного МП(рис. 1, б), но наиболее полно указанным условиямотвечает форма сечения валика, приведенная нарис. 1, в.

Достичь указанной формы валика возможно,как полагалось, используя при наплавке комби-нацию трех МП, действующих одновременно насварочную дугу и жидкий металл сварочной ван-ны: аксиального постоянного; поперечного им-пульсного однополярного и аксиального перемен-ного установленной частоты.

Под воздействием аксиального постоянногоМП, соосного электроду, достигаются неревер-сивные перемещения расплава ванны. Дуга вра-щается вокруг оси и приобретает колоколообраз-ную конусную форму [1–3]. При этом размерыактивного пятна дуги на изделии возрастают. Ши-рина валика также увеличивается и в результате«размывания» боковых поверхностей ванны го-рячими потоками расплава, что является положи-тельным фактором при наплавке.

При действии поперечного импульсного од-нополярного МП на дугу возникает электромаг-нитная сила, которая отклоняет дугу перпенди-кулярно вектору скорости наплавки. Это позво-ляет, как показано в работе [4], обеспечить по-перечное отклонение активного пятна дуги на из-делии до 10…12 мм. Поперечные отклонения дугипозволят изменить форму сечения валика, пов-лиять на скорость потока расплава, направив еговдоль линии сплавления, и в силу своей одно-полярности вызовут асимметрию зоны проплав-ления, необходимую для наплавки смежными ва-ликами, и формы усиления валика, как это по-казано на рис 1, в.

Воздействуя аксиальным знакопеременнымМП на хвостовую часть ванны, можно предотв-ратить нежелательное увеличение глубины проп-лавления в зоне асимметрии. В результате дейс-твия этого поля формируются вихревые потокирасплава, образующие эффект «устойчивой вол-ны», увеличивая толщину жидкой прослойки поддугой, поскольку массивная волна имеет значи-тельную инерционность и при быстром изме-нении полярности МП реверсивных движенийрасплава в ванне не возникнет.

С целью подтверждения высказанных предпо-ложений и разработки математической модели,позволяющей установить параметры индукциикаждого поля в указанной комбинации трех МП,обеспечивающих необходимую форму сечения ва-лика, проведена серия экспериментальных нап-лавок, для уменьшения количества которых ис-пользовали центральный композитный ротата-бельный пятиуровневый полнофакторный планэкспериментов, состоящий из 20 серий. Экспе-

рименты проводили произвольно во избежаниепоявления систематической погрешности в мето-дике.

Наплавки выполняли на листы из стали Ст3сп(ГОСТ 380–90) толщиной 50 мм сварочным трак-тором АДС-1004 от источника питания дуги ВДУ-1001 проволокой Св-08А диаметром 3, 4 и 5 ммпод флюсом АН-348А. МП генерировали специ-альным устройством, состоящим из трех незави-симых электромагнитов. Использовали следую-щие параметры режима наплавки в КМП: ток нап-лавки 450…750 А, напряжение дуги 26…34 В,вылет электрода 25…30 мм, скорость наплавки0,8…1,6 см/с. Расстояние от торцов электромаг-нитов до изделия составляло 10…15 мм. Индук-ция аксиального постоянного МП, симметричногоотносительно оси электрода, Bz — 30…60 мТл;индукция поперечного импульсного однополяр-ного МП By — 50…100 мТл. В хвостовой частиванны действует аксиальное знакопеременное МПустановленной частоты с индукцией Bx —40…80 мТл. Указанный диапазон индукций КМПпри отработанных оптимальных режимах наплав-ки обеспечивает удовлетворительное качествонаплавленного валика.

Параметры валика (ширину b, высоту g, мак-симальную глубину проплавления hmax, глубинупроплавления ровного участка h, отклонение вы-соты валика ag и глубины проплавления ah) оп-ределяли из макрошлифов наплавок. В качествепримера на рис. 2 приведен макрошлиф валика,полученного при наплавке с использованиемКМП.

Для прогнозирования геометрических разме-ров валика использовали регрессионный метод.Функция поверхности отклика, отображающаялюбой размер в сечении валика, может быть вы-ражена как y = f(Bz, By, Bx), а выбранная зави-симость, являющаяся поверхностью отклика вто-рого порядка, следующим образом [5]:

y = b0 + b1Bz + b2By + b3Bx + b11Bz2 + b22By

2 +

+ b33Bx2 + b12BzBy +b13BzBx +b23ByBx,

(1)

где b0, b1, b2, b3 — соответственно постоянныйчлен и коэффициенты линейных членов; b11, b22,b33 — коэффициенты квадратных членов второго

Рис. 2. Макрошлиф валика, наплавленного с использованиемКМП

4/2009 21

порядка; b12, b13, b23 — коэффициенты взаимо-действующих членов второго порядка.

Коэффициенты приведенного выше полиноми-нального уравнения определяли c помощью ма-тематического пакета Nonlinear Models STATIS-TICA 6.0.

Значимость коэффициентов проверяли с по-мощью t-теста, а также метода обратного иск-лючения. Адекватность разработанной моделипроверяли с помощью регрессионного анализа.

Получены следующие уравнения для геомет-рических параметров валиков:

b = 24,12614 – 0,27163Bz – 0,03248By – 0,21372Bx ++ 0,00474Bz

2 + 0,00115By2 + 0,00204Bx

2 + 0,00083BzBy +

+ 0,00113BzBx + 0,00053ByBx,

ag = –0,211365 – 0,031212Bz + 0,086273By –– 0,022159Bx + 0,00052Bz

2 – 0,000433By2 +

+ 0,000105Bx2 + 0,000533BzBy – 0,000417BzBx +

+ 0,0008ByBx,

ah = 0,03066 – 0,051477Bz + 0,076114By – 0,002983Bx ++ 0,000545Bz

2 – 0,000484By2 – 0,000162Bx

2 +

+ 0,000767BzBy – 0,000208BzBx + 0,000675ByBx,

hmax = 2,813634 – 0,017145Bz + 0,007273By –– 0,027784Bx – 0,000369Bz

2 + 0,000187By2 +

+ 0,000199Bx2 – 0,000333BzBy + 0,00075BzBx –

– 0,0002ByBx,

h = 0,64659 – 0,010114Bz + 0,023432By + 0,007415Bx ++ 0,000328Bz

2 + 0,000118By2 + 0,000247Bx

2 –

– 0,0005BzBy – 0,000208BzBx – 0,000375ByBx,

g = 0,82159 + 0,039053Bz + 0,013432By + 0,013665Bx –– 0,000727Bz

2 + 0,000198By2 – 0,000097Bx

2 –

– 0,000033BzBy + 0,000125BzBx – 0,000275ByBx.

Точность моделей подвергали оценке путемвыполнения наплавок на том же эксперименталь-ном оборудовании. Установлено, что геометри-ческие размеры валиков, полученные эксперимен-тальным путем, с достаточной точностью соот-ветствуют размерам, полученным по указаннымуравнениям.

Геометрические параметры наплавленного вКМП валика зависят от диаметра электроднойпроволоки dэ. Поэтому корректировку режимоввыполняли блочно для электродов диаметром 3,4 и 5 мм. Экспериментально определяли коррек-тирующие коэффициенты, учитывающие измене-

ние формы валика наплавки при изменении ос-новных параметров режима наплавки.

Параметром оптимизации, наряду с размерамивалика наплавки, была принята доля основногометалла γ. Авторами предложена формула для оп-ределения конфигурации валика с учетом его из-менения под воздействием КМП:

γ = Fiδ

Fi + Fiδ =

π4

hmax (b – 2ah) + 2ahh

π4(gmax (b – 2ag) + hmax (b – 2ah)) + 2

3agg + 2ahh

.(2)

Обработка данных по формуле (2) показала,что при наплавке с использованием КМП доляосновного металла в наплавленном снижается в1,6…1,8 раза.

Для расчета оптимальных значений индукциикаждой из трех составляющих КМП, при которыхвозможно получение заданных размеров сеченияваликов, была составлена программа на языке Del-phi версии 7.0. Интерфейс расчетной программыпредставлен на рис. 3. Примеры протоколов, по-лученных с использованием этой программы, при-ведены в таблице. Задавали следующие парамет-ры: ширина валика b = 25 мм; глубина проплав-ления h = 1,2 мм; высота валика g = 2,5 мм; асим-метрия валика ah = 5,2 мм. Сопоставление на со-ответствие показало, что рассчитанные с по-мощью программы параметры КМП с достаточ-ной точностью обеспечивают совпадение расчет-ных размеров сечения валиков с размерами, по-лученными экспериментально.

Рис. 3. Интерфейс расчетной программы

22 4/2009

На основе указанных уравнений, связывающихиндукцию КМП, применяемую при электродуго-вой наплавке, с геометрическими размерами се-чения валика, построены графики поверхности от-клика, которые приведены на рис. 4–6. Эти дан-ные позволяют проанализировать влияние значе-ний индукций МП, входящих в состав КМП, наразмеры сечения валика.

Данные показали, что при минимальном зна-чении индукции Вy ширина валика незначительновозрастает в диапазоне индукций Bx от 40 до57 мТл. Данная тенденция может быть обуслов-лена положительным влиянием аксиального МПна гидродинамику поверхностного слоя жидкого

металла ванны. Максимальное увеличение шири-ны валика наблюдается при индукции By от90 мТл, если значения Bx составляют 35…70 мТл.Это объясняется значительным отклонением дугив одну из сторон перпендикулярно вектору нап-лавки и возвратно-поступательными ее движени-ями под воздействием индукции Bx.

При одновременном увеличении индукций Byи Bx наблюдается устойчивое возрастание асим-метрии валика по высоте, тогда как на асим-метрию валика по глубине основным влияющимфактором является значение индукции By. В ка-честве оптимальной можно принять значение ин-дукции By в пределах от 80 до 110 мТл.

Рис. 4. Влияние индукции поперечного импульсного однополярного МП By и индукции аксиального переменного МПустановленной частоты Bx на параметры валика

Примеры протоколов определения режимов наплавки в КМПНеобходимая точность расчета

низкая рекомендованная высокая

Наплавка:Без предварительного подогреваРежимы:Bx = 79By = 58Bz = 42d = 3Iн = 300…330vн = 0,8…0,9Uд = 30…32Ожидаемые параметры валика:b = 27,11124h = 1,05732g = 2,172986ah = 4,640861



4/2009 23

Характерные изменения высоты валика и мак-симальной глубины проплавления под воздейс-твием By и Bx показаны на рис. 4. Высота валикауменьшается, а глубина проплавления в смещен-ной части ее увеличивается при одновременномвоздействии поперечного импульсного однопо-лярного МП в пределах от 92 до 110 мТл дляаксиального переменного МП в пределах от 35до 62 мТл.

Получение минимального значения глубиныпроплавления возможно в достаточно широкомдиапазоне параметров By–Bx. Оптимальным мож-но принять диапазон Bx от 45 до 76 мТл при ин-дукции By = 66…88 мТл.

Группа индукций Bx–Bz значительно влияет наглубину проплавления основного металла, а сле-довательно, и долю основного металла в наплав-ленном. Оптимальным является диапазон индук-

ций Bz от 55 до 65 мТл при значении индукцииBx в пределах от 35 до 70 мТл. Влияние этойгруппы индукций на другие размеры сечения ва-лика незначительное.

Группа индукций By–Bz оказывает существен-ное влияние на ширину валика и приводит к уве-личению этого параметра во всем диапазоне ин-дукций (рис. 6). Максимальное значение ширинывалика наблюдается при изменении индукции Byв пределах от 94 до 110 мТл, если значение ин-дукции Bz находится в пределах 25…55 мТл. Сле-дует отметить, что в данном диапазоне индукцийBy увеличение индукции Bz приводит к незначи-тельному уменьшению ширины валика. Пос-леднее, очевидно, связано со стабилизирующимвоздействием на дугу аксиального постоянногоМП (с индукцией Bz).

Рис. 5. Влияние индукции аксиального постоянного МП Bz и индукции аксиального переменного МП установленной частотыBx на параметры валика

Рис. 6. Влияние индукции поперечного импульсного однополярного МП By и индукции аксиального постоянного магнитногополя Bz на параметры валика

24 4/2009

Высота валика увеличивается при воздействиина ванну поперечным МП индукцией86…110 мТл. Влияние же постоянной аксиальнойсоставляющей КМП индукции Bz на данный па-раметр незначительно. Однако в диапазоне ин-дукций Bz = 42…47 мТл наблюдается тенденцияк уменьшению высоты валика на 8...10 % при зна-чительном увеличении асимметрии валика ag. Ус-тановлено, что максимальное влияние на асим-метрию валика как по высоте, так и по глубинеоказывает импульсное однополярное поперечноеМП By. Кроме того, при индукции By порядка100…110 мТл наблюдается увеличение глубиныпроплавления основного металла на 30…35 %(рис. 4 и 6). Компенсировать нежелательное принаплавке увеличение глубины проплавления посечению валика позволяет компонента МП Bz призначении ее индукции от 40 мТл и выше.

Таким образом, предложенная в работе ком-бинация МП при установленных расчетно-экспе-риментальным путем оптимальных параметрахиндукции каждой из составляющих этих полейпозволяет значительно расширить возможностиуправления формой и размерами зоны проплав-ления основного металла при дуговой наплавке,уменьшить долю участия основного металла внаплавленном.

Выводы1. Предложенная в работе комбинация МП поз-воляет более эффективно, чем при использованииодного продольного МП, управлять геометричес-кими размерами сечения наплавляемого валика.

2. Предложенные методика и уравнения длярасчетов размеров сечения валиков при наплавкес воздействием КМП в зависимости от индукциисоставляющих этого комбинированного МП обес-печивают хорошее совпадение расчетных и экс-периментальных данных.

3. При оптимальных параметрах КМП можнов 1,6…1,8 раза уменьшить долю основного ме-талла в наплавленном, что может служить осно-ванием к разработке новых ресурсосберегающихтехнологий наплавки.

1. Сварка с электромагнитным перемешиванием / В. П.Черныш, В. Д. Кузнецов, А. Н. Бриксман, Г. М. Шелен-ков. — Киев: Техніка, 1983. — 127 с.

2. Будник Н. М., Кулагин А. П. Форма дуги между угольны-ми электродами в продольном магнитном поле // Авто-мат. сварка. — 1979. — № 3. — С. 59–60.

3. Брижев В. А., Болдырев А. М. О влиянии продольногомагнитного поля на сварочную дугу прямой полярности// Там же. — 1982. — № 1. — С. 15–19.

4. Размышляев А. Д. Магнитное управление формировани-ем швов при дуговой сварке. — Мариуполь: ПГТУ,2000. — 245 с.

5. Новик Ф. С., Арсов Я. Б. Оптимизация процессов техно-логии металлов методами планирования экспериментов.— М.: Машиностроение; София: Техника, 1980. —304 с.

It is suggested that a combination of three magnetic fields be applied to widen the possibilities of controlling the shapeand size of the penetration zone in submerged-arc wire hard-facing. Mathematical models establishing relationship betweeninduction of components of the combined magnetic field (CMF) and cross-section size of the deposited beads weredeveloped by employing the experimental design and regression analysis methods. The software was developed forcomputation and optimisation of parameters of the arc hard-facing process in CMF by using a friendly interface, andthe extent of impact by induction of the components, as well as a combination of these components of the magneticfields, on cross-section sizes of the deposited beads is shown.


4/2009 25

УДК 621.791.754

СТРУКТУРА И ТВЕРДОСТЬ МЕТАЛЛАСВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

АЛЮМИНИЕВО-МЕДНОГО СПЛАВАР. АЛАПАТИ, Д. К. ДВИВЕДИ (Индийский техн. ин-т, г. Рурки, Индия)

Рассмотрены микроструктура, фазовый состав и микротвердость металла сварных соединений из алюминиево-медногосплава (Al 2218), выполненных импульсной дуговой сваркой вольфрамовым электродом в среде защитных газов,в состоянии после сварки и последующей термической обработки. Термическая обработка снижает твердостьметалла сварных соединений. Высокая частота импульсов (100 Гц) способствует достижению более мелкозернистойструктуры металла шва по сравнению с частотой 50 Гц. Термическая обработка приводит к значительному умень-шению доли второй фазы в металле ЗТВ и шва в результате сфероидизации эвтектического кремния.

К л ю ч е в ы е с л о в а : импульсная ТИГ сварка, алюми-ниево-медный сплав, частота импульсов, микроструктура,микротвердость, термическая обработка, разупрочнениеЗТВ

В авиации и автомобилестроении, где широкоприменяют термообработанные алюминиево-мед-ные сплавы, детали часто изготавливают с при-менением таких сварочных процессов, как дуго-вая сварка металлическим или вольфрамовымэлектродом в среде защитных газов. Отмеченныесплавы характеризуются более широким диапа-зоном температур, в которых наступает затвер-девание, и склонностью к дисперсионному твер-дению, что делает их чувствительными к терми-ческому циклу, которому подвергается основнойметалл во время сварки [1, 2]. Часто возникаетпроблема растрескивания и разупрочнения метал-ла ЗТВ соединений из алюминиево-медных спла-вов [1, 3]. В работах [3–10] приведены результатыисследований по растрескиванию сварного шваиз алюминиево-медного сплава. В работах [4, 5]рассмотрено применение различных методик из-мельчения зерна для улучшения работоспособнос-ти алюминиево-медных сварных соединений иуменьшения склонности к растрескиванию. В ра-ботах [6, 7] отмечено, что ликвационное растрес-кивание обусловлено наличием меди и сущест-вует допустимый уровень содержания меди воизбежание специальных типов растрескиваний. Вработе [8] показано, что растрескивание алюми-ниево-медных сплавов 2219 происходит из-за не-достатка расплавленного металла с обратной сто-роны шва для заварки трещин.

Дальнейшее изучение металлографических ас-пектов металла сварных соединений алюминие-во-медных сплавов будет способствовать про-мышленному применению надежных сварныхконструкций из них. Данное исследование про-

водили с целью изучения влияния параметров им-пульсной дуговой сварки вольфрамовым элект-родом в среде защитных газов и послесварочнойтермической обработки на структуру и твердостьсоединений из крупнозернистых литых алюми-ниево-медных сплавов (наиболее подверженырастрескиванию).

Методика эксперимента. В данном исследо-вании алюминиево-медный сплав 2218 выбиралииз серии 2000. Сплав был изготовлен литьем впесчаную форму в виде пластин размером100 50 7 мм из основных сплавов Al-10 % Mg,Al-30 % Ni, Al-50 % Cu и Al-50 % Si и чистогоалюминия (99,99 %). Номинальный составалюминиевого сплава 2218 следующий, мас. %:4,0 Cu; 1,5 Mg; 2,0 Ni; 92,5 Al (кремний отсут-ствует). В качестве присадочного материала длясварки двух алюминиево-медных сплавов исполь-зована присадка А-405 (Al-5 % Si), уменьшающаясклонность алюминиево-медных сплавов к раст-рескиванию.

Сварку стыковых соединений из алюминиево-медного сплава выполняли со скоростью пере-мещения дуги 60 мм/мин 2%-м торированнымвольфрамовым электродом полуавтоматом CE-BORA 360. Во время сварки применяли системуBUG-O для перемещения горелки с постояннойскоростью. Во время сварочного процесса под-держивали следующие параметры: dэл = 3,0 мм;Uд = 18 В; Iсв = 125 A; Imax = 282 A; lд = 2,5 мм;защитный газ — аргон; fимп для образца № 1 со-ответственно 100 и № 2 — 50 Гц; ПВ — соот-ветственно 30 и 35 %.

Оценку тепловложения E проводили на при-мере сварки валика на пластине швами из алю-миниево-цинкомагниевого сплава. Потребляемуюэнергию оценивали с помощью следующего урав-нения [9]: E (Дж/мм) = Uд (В)⋅Iср (A)/vсв (мм/с), гдеIср = ((IвTв) + (IрTр))/(Tв + Tр).

© Р. Алапати, Д. К. Двиведи, 2009

26 4/2009

С целью изучения влияния послесварочнойтермической обработки (Т6) на твердость и мик-роструктуру сварного шва сварные соединенияобрабатывали при температуре 510 °С в течение4 ч, затем проводили закалку в воде при ком-натной температуре и искусственное старение притемпературе 175 °С в течение 6 ч.

Образцы вырезали из сварного соединения, по-перечное сечение которого полировали с по-мощью стандартной металлографической проце-дуры. Перед микроскопическим исследованиемотполированные образцы протравливали реакти-вом Келлера. Микроснимки различных зон, такихкак сварной валик, линия сплавления, ЗТВ и ос-новной металл, были получены с помощью мик-роскопа Leitz MM-6 c разной степенью увеличе-ния. Фазовый анализ проводили с использованиемкомпьютерной программы Image для просмотраизображений.

Микротвердость по Виккерсу измеряли на од-ной стороне сварного соединения с середины швадо основного металла с интервалом 1 мм при наг-рузке 100 г, используя прибор для испытаниямикротвердости Leitz. Твердость измеряли как всостоянии после сварки, так и после термообра-ботки.

Результаты и обсуждения. Из рис. 1 видно,что, начиная от основного металла и до металла

шва, наблюдаются значительные изменения вмикроструктуре. Микроснимки показали умень-шение доли низкоплавящихся фаз по межзерен-ной границе в металле ЗТВ по сравнению с ос-новным металлом, что можно объяснить раство-рением частиц второй фазы под влиянием тер-мического цикла сварки, которому подвергаетсяметалл вблизи границы сплавления в ЗТВ. Об-наружено, что зернистая структура в центре шваболее мелкая, чем возле границы сплавления. Этопроисходит главным образом из-за изменений ус-ловий затвердевания (структурное переохлажде-ние) от границы сплавления шва до его центра.Высокий коэффициент G/R (где G — реальныйтемпературный градиент; R — скорость роста) награнице сплавления шва приводит к крупнозер-нистой столбчатой структуре по сравнению с той,что наблюдается в центре шва [2, 10]. В металлешва также видны межзеренные трещины, которыеформируются в основном в результате усадочногонапряжения, наблюдаемого при затвердеваниинизкоплавящихся фаз по границе зерен, так какименно в этой области локализуются остаточныеусадочные напряжения. Недостаточное количес-тво низкоплавящихся точечных фаз, особенно пе-ред конечной стадией затвердевания, может бытьосновной причиной образования межзеренныхтрещин в металле шва, в котором не обеспечива-

Рис. 1. Микроструктура основного металла (а), металла ЗТВ (б), границы сплавления (в) и металла шва (г) сварногосоединения сплава 2218

4/2009 27

ется заварка появляющихся трещин с помощьюнаполнения расплавленным металлом с обратнойстороны [11].

На рис. 2, а светлая протравленная областьбыла идентифицирована как твердый растворалюминия (α-A1), а энергодисперсионный анализтого же участка показал, что он главным образомсодержит алюминий и другие элементы в очень

малых количествах. Энергодисперсионный анализвторой фазы (рис. 2, б) на границе зерен показал,что он богат легирующими элементами. Низкоп-лавящаяся фаза по границе зерен содержит,мас. %: 14,32 Cu, 8,26 O2, 1,57 Mg, 12,66 Ni и сба-лансированный алюминий. Энергодисперсионныйспектр металла ЗТВ и металла шва показаны нарис. 3, результаты анализа изображений различныхобластей сварных соединений в состоянии послесварки и термической обработки приведены втабл. 1. Энергодисперсионный спектр металла ЗТВ(94,89 % Al; 2,0 % Cu; 1,10 % O2; 1,55 % Mg; 0,46% Ni, рис. 3, а) указывает на более низкую кон-центрацию легирующих элементов, возможно, засчет гомогенизации и растворимости насыщен-ных фаз, богатых легирующими элементами.Энергодисперсионный анализ металла шва (84,29% Al, 6,41 % Cu, 3,37 % O2, 0,6 % Mg, 1,99 % Ni,3,16 % Si) показал наличие кремния и меди, чтоуказывает на растворимость, вызванную плавлени-ем основного металла и смешиванием с присадоч-ным металлом (рис. 3, б).

Обнаружено также, что на микроструктуру ме-талла шва оказывают влияние параметры импуль-сов. Так, сварные соединения, выполненные с ис-пользованием частоты импульсов 100 Гц, пока-зали более мелкую структуру, чем при частоте

Рис. 2. Микроструктура и энергодисперсионный спектр распределения элементов в основном металле: а — твердый растворалюминия; б — низкоплавящаяся фаза на границе зерен

Т а б л и ц а 1. Характеристики микроструктуры сплава2218

№образца

fимп, Гц(ПВ, %)

Средняявеличиназерен

α-Al, мкм

Объемдоли

α-Al, %

Среднийразмер зерна эв-тектики,мкм

Объемдоли

эвтекти-ки, %

1 100 (35)100 (35)

28,523,64

42,168,2

32,08,90

47,930,6

2 50 (30)50 (30)

24,8214,10

35,546,8

42,416,4

59,356,9

3 100 (30)100 (30)

51,3619,9

57,351,2

28,4817,9

55,348,6

4 50 (35)50 (35)

50,1112,65

57,316,3

20,3051,5

36,273,7

Пр и м е ч а н и я . 1. Образцы № 1, 2 — образцы металла шва,3, 4 — металла ЗТВ. 2. В числителе приведены данные послесварки, в знаменателе — после термообработки.

28 4/2009

Рис. 3. Микроструктура и энергодисперсионный анализ металла ЗТВ (а) и металла шва (б) сварного соединения сплава 2218

Рис. 4. Микроструктура металла шва, полученная при частоте импульсов 50 (а) и 100 Гц (б), после сварки

4/2009 29

Рис. 5. Микроструктура основного металла (а), металла ЗТВ(б) и границы сплавления (в) после термической обработки

Рис. 6. Микроструктура металла шва, полученного при частоте импульсов 50 (а) и 100 Гц (б) после термической обработки

30 4/2009

50 Гц (рис. 4). Эти наблюдения имеют отношениек более ранним разработкам [2–4, 9–11]. Послес-варочная термическая обработка (Т6) сварных со-единений показала существенные изменения вмикроструктуре всех зон — основного металла,металла ЗТВ, границ сплавления и металла шва(рис. 5, 6), а также привела к сокращению доликристаллов второй фазы (рис. 6). Микроструктурапослесварочных образцов, которые прошли тер-мическую обработку, показала, что она ведет крастворению низкоплавящихся фаз по границе зе-рен, и в то же время происходит сфероидизацияэвтектического кремния в металле шва. Сокра-щение доли вторичных частиц и мелких выде-лений из металла шва и ЗТВ должно уменьшитьмикротвердость.

Микротвердость металла шва, полученная причастоте импульсов 100 Гц, оказалась выше, чемполученная при частоте 50 Гц (табл. 2). Увели-чение микротвердости металла шва может про-исходить в результате измельчения зерен α-Al приболее высокой частоте импульсов. Изменениетвердости в зависимости от расстояния от центрашва приведено на рис. 7, 8. Как видно из рис. 7,частота импульсов оказывает большее влияние намикротвердость в состоянии после сварки, чемпри термической обработке, однако влияние пос-лесварочной обработки на микротвердость от цен-тра шва до основного металла более очевидно(рис. 8). После термической обработки твердостьзаметно уменьшается, что может быть обуслов-лено возвратом и перестариванием выделенийвблизи линии сплавления и в металле ЗТВ, пос-кольку алюминиево-медные сплавы, как известно,имеют склонность к перестариванию во времясварки [2]. Понижение твердости также может

быть объяснено укрупнением алюминиевых зерени растворением частицы второй фазы в матрицеалюминия. Обнаружено, что твердость металлашва в условиях термической обработки ниже, чемв состоянии после сварки при обеих импульсныхчастотах. К тому же послесварочная закалка уве-личила согласованность показателей твердостиметалла шва и ЗТВ.

В заключение следует отметить, что доля низ-коплавящейся вторичной фазы, богатой легиру-ющими элементами и проходящей по границе зе-рен, уменьшается с приближением от основногометалла к границе сплавления.

Более высокая частота импульсов (100 Гц)приводит к более мелкой структуре зерен в ме-талле шва по сравнению с более низкой частотойимпульсов (50 Гц).

Термическая обработка приводит к существен-ному сокращению доли составляющей второй фа-зы в металле ЗТВ и металле шва, при этом про-исходит сфероидизация эвтектического кремния.

Послесварочная термообработка приводит кзначительному снижению твердости металла шваи ЗТВ, однако согласованность распределениятвердости от основного металла до границысплавления шва увеличивается.

1. Dudas J., Handins F. R. Preventing weld cracks in highstrength aluminum alloys // Welding J. — 1966. — № 6. —P. 241–249.

2. Sindo Kou. Welding metallurgy. — 2nd ed. — New York:John Wiley & Sons, 2003.

Рис. 7. Распределение микротвердости в металле сварногосоединения, выполненного при частоте импульсов 100 (1) и50 Гц (2), в состоянии после сварки (а) и последующей тер-мической обработки (б)

Рис. 8. Распределение микротвердости в металле сварногосоединения, выполненном после сварки (1) и последующейтермообработки (2) и частоте импульсов 50 (а) и 100 Гц (б)

Т а б л и ц а 2. Микротвердость металла шва соединенийсплава 2218

№ образца fимп, Гц ПВ, %

Микротвердость (HV)в условиях

послесварки

послетермообработки

1 100 35 122,2 71,2

2 50 30 109,8 74,25

4/2009 31

3. Ma T., Den Ouden G. Softening Behaviour of Al–Mg–Zn al-loys due to welding // Mater. Sci. and Eng. A. — 1999. —266. — P. 198–204.

4. K. Prasada Rao. Fusion zone grain refinement in GTAwelds using magnetic arc oscillation and current pulsing //Proc. of the National conf. on recent advances in materialsprocessing (RAMP-2001), 7–8 Sept., 2001. — 2001. —P. 176–196.

5. Grain refinement through arc manipulation techniques inAl–Cu welds / K. Rao, S. R. Madhusudan Reddy, G. Kama-raj, M. K. P. Rao // Mater. Sci. and Eng. A. — 2005. — 404.— P. 227–234.

6. Haung C., Kou S. Liquation cracking in full penetration Al–Cu welds // Welding J. — 2004. — № 2. — P. 50–58.

7. Haung C., Kou S. Liquation mechanisms in multi componentaluminum alloys during welding // Ibid. — 2004. — № 10.— P. 211–222.

8. Gupta R. K., Narayan Murty S. V. S. Analysis of crack inaluminium alloy AA2219 weldment // Eng. Failure Analysis.— 2006. — № 13. — P. 1370–1375.

9. Manti R., Dwivedi D. K., Agarwal A. Pulse TIG welding oftwo Al–Mg–Si alloys // Mater. Eng. and Performance (ac-cepted).

10. Manti R., Dwivedi D. K., Agarwal A. Microstructure andhardness of Al–Mg–Si weldments produced by pulse GTAwelding // Intern. J. of Advance Manufacturing Technology.— 2008. — 36, № 3/4. — P. 269–263.

11. Manti R., Dwivedi D. K. Influence of pulse TIG welding pa-rameters on microstructure and microhardness of Al–Mg–Sialloys weld joints // Intern. conf. on advances in materialsprocessing and characterization, Chennai: Anna University,2006, 28–30 Aug. — P. 524–531.

The paper deals with the microstructure, phase composition and microhardness of metal in welded joints of aluminium-copperalloy (Al 2218) made by gas-shielded tungsten-electrode pulsed-arc welding in as-welded condition and after heat treatment.Heat treatment lowers the hardness of welded joint metal. High frequency of pulses (100 Hz) promotes achievement ofa more fine-grained structure of weld metal compared to 50 Hz frequency. Heat treatment leads to a significant reductionof the share of the second phase in the metal of the HAZ and weld as a result of eutectic silicon spheroidization.


ЭЛЕКТРОЛИТНО-ПЛАЗМЕННАЯ ОБРАБОТКА

Процесс ЭПО осуществляется на установках, имеющих следующую схему. Изделие уста-навливают на стандартный манипулятор. Под изделие, которое является катодом, подводятэлектролитный нагреватель, включенный в электрическую цепь как анод. Электролит из бакаподается насосом в нагреватель и замыкает электрическую цепь между электродом (сетчатыманодом) и поверхностью изделия через электролит (водный раствор соли).

Преобразование электрической энергии в тепло идет в слое плазмы, приграничном изделию(катоду).

Плазмообразующим материалом является электролит на водной основе, поэтому им же осу-ществляется охлаждение нагретой поверхности. Для повышения производительности обработ-ку можно выполнять несколькими нагревателями одновременно. ЭПО повышает работоспособ-ность изделия в 2-3 раза. Технология позволяет в широких пределах изменять скорость нагреваи охлаждения (50–400 оC/c) и соответственно толщину закаленного слоя (от 0,1 до 10 мм).

Контакты: Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины,03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11, отд. № 6.

Тел.: (38044) 287 26 88

32 4/2009

УДК 621.793.74

ВЛИЯНИЕ СОСТАВА ПЛАЗМООБРАЗУЮЩЕЙВОЗДУШНОГАЗОВОЙ СМЕСИ НА ПАРАМЕТРЫ

СТРУИ ПЛАЗМОТРОНАВ. Н. ПАЩЕНКО, канд. техн. наук (НТУУ «Киевский политехнический институт»)

Исследована возможность управления энергетическими параметрами плазмотронов с комбинированным подводомэнергии. Показано, что путем изменения содержания углеводородного компонента в исходной плазмообразующейсмеси в процессе работы можно менять в достаточно широких пределах абсолютное значение мощности плазмотронаи его удельные энергетические параметры, а также влиять на окислительно-восстановительный потенциал рабочеготела и условия работы электродов. Предложено несколько возможных режимов эксплуатации плазмотронов суглеводородным компонентом в исходной плазмообразующей смеси, которые позволяют в рамках одной неизменнойконструкции менять условия проведения технологического процесса.

К л ю ч е в ы е с л о в а : нанесение покрытий, поверхностнаяобработка, плазмотроны, комбинированный подвод энергии,управление мощностью плазмотрона, окислительно-восста-новительный потенциал среды

Плазменные источники тепла (плазмотроны) ши-роко используются в процессах инженерии по-верхности для нанесения покрытий и поверхност-ной обработки изделий с целью управления свойс-твами поверхностного слоя и восстановления ис-ходных геометрических размеров изношенных де-талей.

Наибольшее распространение получили дуго-вые плазмотроны. В процессе взаимодействия спотоком омывающего дугу газа дуговой элект-рический разряд отдает газу часть своей энергии,достаточную для перевода вещества в состояниенизкотемпературной плазмы. Традиционно ис-пользуются нейтральные и инертные плазмооб-разующие газы и их смеси с газовыми компо-нентами, повышающими общий уровень энталь-пии плазменного потока.

В Институте газа НАН Украины в 1960-х годахбыли начаты работы по созданию нагревательныхустройств с использованием электроусиления пла-мени — электрогазовых горелок, а впоследствиидуговых плазмотронов, работающих на горючихсмесях воздуха с углеводородными газами (газо-воздушных смесях). Использование смесей воз-духа с углеводородными газами (метаном, про-пан-бутаном, природным газом) позволяет управ-лять окислительно-восстановительным потенциа-лом среды, в которой осуществляется обработкаматериала, и вносить дополнительную энергиюс горючим компонентом плазмообразующего газа.

Отмеченная характерная особенность плазмен-ных потоков, которые генерируются из смесейвоздуха с углеводородными газами, выгодно от-

личает плазменные процессы обработки матери-алов и поверхностей изделий от традиционныхпроцессов, реализуемых с использованием инер-тных и нейтральных газов.

Плазменные струи газовоздушных плазмотро-нов за счет выделения тепла при догорании го-рючих компонентов (CO, Н2) высокотемператур-ного газового потока при подсосе воздуха из ок-ружающей среды имеют более наполненные про-фили температуры и скорости на всех дистанцияхобработки материала. Равномерное распределениеупомянутых параметров в рабочем объеме струипозволяет эффективнее использовать исходныйматериал, активно защищать его от взаимодейс-твия с кислородом подсасываемого воздуха. На-пыление газовоздушными плазмотронами можетбыть реальной альтернативой сверхзвуковым га-зопламенным процессам. За счет резкого повы-шения температурного уровня ведения процессазначительно расширяется номенклатура матери-алов, из которых формируются покрытия. Приэтом сохраняются характерная для газопламенныхпроцессов возможность управления окислитель-но-восстановительным потенциалом среды, в ко-торой осуществляется обработка материала, и вы-сокие значения скорости потока высокотемпера-турного газа, присущие сверхзвуковым газопла-менным процессам.

Плазмотроны, использующие горючие компо-ненты в составе исходной плазмообразующей га-зовой смеси, относятся к высокотемпературнымисточникам нагрева с комбинированным подво-дом энергии. Общая энергия поступает к рабочемутелу (потоку газа) от источника электроэнергиичерез электромагнитное поле, а также от продук-тов сгорания горючего компонента плазмообра-зующей смеси в виде тепловой энергии.

© В. Н. Пащенко, 2009

4/2009 33

Процесс передачи электрической энергии оп-ределяется значением тока дуги, вольт-ампернойхарактеристикой аппарата, коэффициентом полез-ного действия и осуществляется в основном в пре-делах конструкции плазмотрона. Доля этой сос-тавляющей потока энергии достигает, как прави-ло, 85…95 % и является определяющей в энер-гетическом балансе рабочего тела.

Наряду с основной составляющей потокаэнергии формируется и тепловая энергия сгора-ния. Значительное влияние на обе составляющиеэнергетического баланса оказывает содержаниеуглеводородного (горючего) компонента исход-ной плазмообразующей газовой смеси.

Влияние горючего компонента на мощностьгазовоздушных плазмотронов исследовано в ра-ботах [1–4].

Экспериментально установлена зависимостьизменения напряженности электрического полявдоль столба дуги от содержания углеводородногокомпонента в исходной плазмообразующей смеси.В формуле обобщенной вольт-амперной характе-ристики учитывается интегральное влияние со-держания углеводорода на напряжение на дугекомплексом вида (1 + n)m, где n — содержаниеуглеводорода в смеси, об. %; m — эмпирическийкоэффициент, значение которого в зависимостиот конструктивной схемы плазмотрона изменяет-ся в пределах 0,530…0,778 [1]. Замечено, что при-рост напряжения на дуге зависит от места вводауглеводородного компонента. На этом факте ос-новывается предложенный в работе [4] способстабилизации напряжения на дуге. В работе [5]проведена количественная оценка влияния угле-водородного компонента на интегральное значе-ние напряжения на дуге (в том числе при маломсодержании углеводорода).

Однако на сегодня практически отсутствуеткомплексный анализ влияния углеводородногокомпонента на энергетические параметры плаз-менной струи, не сформулированы также основ-ные принципы управления этими параметрами,в том числе с учетом окислительно-восстанови-тельных способностей рабочего тела.

Возможность управления энергетическими па-раметрами плазмотронов путем изменения коли-чества и места ввода углеводородного компонентаплазмообразующей смеси исследовали на экспе-риментальном стенде с использованием в качествеуглеводорода природного газа (до 16 об. % или4…5 об. % пропан-бутана). Исследования прове-дены на двухэлектродных плазмотронах линейнойсхемы с вихревой пространственной стабилиза-цией дуги и автогазодинамической стабилизациейее длины. Установлено [5], что добавление при-родного газа (метана) в исходный плазмообразу-ющий воздух существенно изменяет условия го-рения дуги. Это проявляется как в повышении

общего уровня напряжения на дуге, так и в из-менении характера распределения тепловых по-терь и тока дуги вдоль дугового канала. Упомя-нутые эффекты проявляются уже при незначи-тельном (менее 1 об. %) содержании природногогаза в исходной плазмообразующей смеси.

На рис. 1 показаны характерные этапы (I–IV)изменения напряжения на дуге при увеличениисодержания природного газа в плазмообразующейсмеси.

На этапе I наблюдается резкое (на 10…16 %)увеличение напряжения при переходе от воздухак смеси с содержанием углеводорода не более0,2…0,7 об. %.

При повышении содержания углеводорода всмеси до 4…5 об. % (этап II) темп возрастаниянапряжения значительно снижается, а при5…9 об. % (этап III) значение напряжения прак-тически остается постоянным.

Обогащение смеси углеводородом более чемна 10 об. % (этап IV) вызывает увеличение нап-ряжения на дуге с монотонностью приблизитель-но 3 % значения напряжения на каждые 5 об. %углеводорода. Такое резкое увеличение напряже-ния на дуге при добавке незначительной объемнойдоли углеводородного компонента может иметьнесколько вариантов пояснений [6, 7]. Наиболеевероятным является версия о влиянии на напря-женность электрического поля изменения условийгорения электрической дуги как следствия ради-ального распределения компонентов плазмообра-зующей смеси под действием термодиффузии [6].

Если предположить наличие существенногоэффекта в распределении компонентов в дуговомканале в результате термодиффузии при приме-нении газовых смесей системы N–C–O–H, можно

Рис. 1. Зависимость степени повышения напряжения на дугеплазмотрона ΔU/Uв от содержания n углеводорода в исход-ной плазмообразующей смеси: ΔU — увеличение напряже-ния на дуге при добавлении горючего компонента посравнению с его исходным значением на воздухе; Uв —напряжение на дуге при работе на воздухе; I–IV — см. втексте

34 4/2009

считать, что при добавлении углеводорода дугаиз «азотной» превращается в «водородную». Приэтом происходит перестройка электропроводнойобласти потока газа: диаметр столба дуги увели-чивается, а температура и удельный тепловой по-ток уменьшаются. Падение электропроводностипристенного слоя газа изменяет условия шунти-рования дуги. Имеет место удлинение дуги припрочих неизменных условиях [7].

Таким образом, можно утверждать, что повы-шение напряжения на дуге при добавлении уг-леводородного компонента осуществляется двумяпутями: прогнозированным повышением напря-женности электрического поля (дуга стала «во-дородной») и увеличением длины дуги.

Результаты исследования влияния увеличениядлины дуги на падение напряжения на ней сви-детельствуют о том, что ее удлинение на зафик-сированные 20…40 % может способствовать посравнению с работой на плазмообразующем воз-духе повышению интегрального значения напря-жения лишь на 4…6 % (с учетом повышения на20…25 % напряженности электрического поля наосновном участке столба дуги). Поэтому установ-ленное опытным путем возрастание напряженияна дуге на 7…25 % при добавлении углеводо-родного компонента в основном происходит в свя-зи с изменением локальных значений напряжен-ности электрического поля на характерных учас-тках электрической дуги.

На основании изложенного выше можно сде-лать вывод, что первым энергетическим режимомэксплуатации плазмотрона с комбинированнымподводом энергии может быть режим с добавле-нием к исходному плазмообразующему воздухуоколо 1 об. % углеводорода (около 0,3 об. % про-пан-бутана). При этом коэффициент расхода окис-лителя исходной плазмообразующей смесиα = 15…20, т. е. повышение мощности практи-чески не влияет на окислительно-восстановитель-ный потенциал плазменной струи — струя плаз-мотрона остается окислительной. Переход на та-кую плазмообразующую смесь за счет измененияусловий существования дугового разряда позво-ляет скачкообразно повысить напряжение на дуге(а соответственно и мощность плазмотрона) на8…16 % без увеличения токовой нагрузки наэлектроды. Углеводородный компонент плазмо-образующей среды в данном случае являетсялишь инструментом управления общей мощ-ностью генератора.

Добавление до 1 об. % углеводорода в плазмо-образующую смесь ощутимо не влияет на уровеньтеплового потока в термохимический катод (впределах ошибки измерений), хотя условия егоработы меняются в связи с изменением химичес-кого состава компонентов газовой смеси на при-электродном участке дуги.

Тепловой поток в выходной электрод возрас-тает, что связано с удлинением дуги в пределаханода. При этом интенсификация эрозии матери-ала анода в зоне привязки электродного пятнане происходит.

Темпом возрастания мощности плазмотрона врассматриваемом случае можно управлять, ис-пользовав раздельную подачу компонентов плаз-мообразующей смеси или изменив место введенияуглеводорода в дуговой канал.

Применение плазмотронов с комбинирован-ным подводом энергии для нанесения покрытийиз материалов, для которых характерен достаточ-но высокий коэффициент трудности плавления [8]и которые отличаются чувствительностью к хи-мическому составу той среды, где осуществляетсяих нагрев и ускорение, целесообразно при повы-шении содержания углеводородного компонентадо значений, близких к стехиометрическому(8…10 об. % метана или α = 1). Это второй энер-гетический режим эксплуатации плазмотрона.

Кроме прогнозированного возрастания мощ-ности на 16…20 %, в этом случае появляются ре-альные возможности управления размером актив-ной зоны плазменной струи, ее химическим сос-тавом, а также процессом передачи энергии ма-териалу, формирующему покрытие. Например, из-менение коэффициента расхода окислителя плаз-мообразующей смеси от α = ∞ (воздух) до 1приводит к увеличению энтальпии на продольнойоси струи плазмы на расстоянии (дистанции)L = 50...200 мм от среза сопла плазмотрона на3…8 %, а при L < 40 мм — на 20…25 % (рис. 2).Одновременно происходит повышение темпера-туры плазменной струи, при L = 50…130 мм оносоставляет 8…10 % исходной (на воздухе).

Соотношение горючего и окислительного ком-понентов исходной плазмообразующей смеси, близ-кое к стехиометрическому значению, позволяет нес-колько снизить содержание кислорода в активнойзоне плазменной струи (зоне нагрева напыляемогоматериала). Однако содержание восстановительныхкомпонентов в потоке высокотемпературного газаявно недостаточно для защиты напыляемого мате-риала от кислорода, который подсасывается из ок-ружающей среды (рис. 3).

Переход от плазмообразующего воздуха к егосмеси с углеводородом с приблизительно стехи-ометрическим соотношением между компонента-ми изменяет условия работы электродов плазмот-рона. Так, на 6…7 % повышается абсолютное зна-чение теплового потока в термохимический катод,что при недостаточном охлаждении может при-вести к увеличению его эрозии.

Напротив, условия работы анода становятсяболее благоприятными в плане эрозии вследствиесущественного замедления процесса окислениямеди в зоне привязки опорного пятна дуги. По

4/2009 35

мнению авторов работы [4], это способствует так-же изменению характера привязки дуги на аноде,когда значительная часть тока замыкается черездиффузный разряд.

Дальнейшее повышение содержания углеводо-рода в смеси (богатые смеси) приводит к повы-шению общего уровня энтальпии (третий харак-терный энергетический режим эксплуатации плаз-менного нагревателя). Изменение значения коэф-фициента расхода окислителя от 1,00 до 0,63 при-водит к увеличению энтальпии на дистанции от50 до 200 мм на 8…10 %, а при L ≤ 40 мм —на 30…40 % (рис. 2).

На этом этапе значительно (на 30…40 % ис-ходного значения) повышается температура плаз-менной струи на дистанции 50…130 мм, что мож-но объяснить дополнительным тепловыделениемпри сгорании компонентов смеси при подсосекислорода из окружающей среды.

Несмотря на более низкую расчетную сред-немассовую температуру плазмы на срезе соплаплазмотрона для газовых смесей с большим со-держанием углеводорода характерно повышениезначений локальной температуры энтальпии в по-перечном сечении струи (рис. 3) на дистанцииот 3…5 калибров выходного диаметра сопла до20…25 калибров.

При повышении содержания углеводородаскорость плазменной струи возрастает в связи сувеличением объема продуктов диссоциации ис-ходной смеси. Увеличение скорости сохраняетсяна всех дистанциях обработки материала (рис. 4).

Таким образом, вследствие перехода от слож-ной смеси негорючих молекулярных газов (воз-душной плазменной струи) к смеси с горючимкомпонентом увеличивается активная зона струиплазмы, в которой возможно увеличение нагреваи ускорение движения дисперсного материала в1,5…2,0 раза, а ее объема — в 4…5 раз.

Рис. 2. Зависимость температуры Т (а) и энтальпии Н (б) от коэффициента α расхода окислителя плазмообразующей смесина продольной оси струи плазмы (ток I = 200 А; расход плазмообразующей смеси Q = 6,25 м3/ч; мощность плазмотрона P == 24 кВт) на дистанциях L = 40 (1), 60 (2), 80 (3), 100 (4), 120 (5), 140 (6), 160 (7), 180 (8) мм

Рис. 3. Распределение температуры в поперечном сеченииструи плазмы при изменении состава плазмообразующейсмеси и дистанции L = 50, 100 и 150 мм (I = 200 А; Q == 6,25 м3/ч; P = 24 кВт): 1, 3, 5 — α = 0,63; 2, 4, 6 — α =1;r — расстояние от продольной оси струи плазмы до исследу-емой точки

36 4/2009

Наряду с повышением энергетических харак-теристик плазменной струи богатая смесь угле-водорода с воздухом позволяет оперативно в про-цессе нанесения покрытия изменять окислитель-но-восстановительный потенциал среды, в кото-рой обрабатывается дисперсный материал. Этостановится возможным за счет значительного уве-личения содержания восстановительных компо-нентов (CO, Н2) в струе плазмы при обогащениисмеси углеводородом.

На рис. 5 и 6 показано изменение содержанияосновных компонентов соответственно в продоль-ном и поперечном сечениях струи плазмы, ко-торая генерируется из смеси воздуха и метана.Как видно из рис. 6, длина восстановительногоучастка струи плазмы (заштрихованная область)зависит от содержания углеводородного компо-нента в исходной смеси. При этом содержаниекислорода снижается при увеличении объемнойдоли углеводорода в исходной смеси.

Наличие значительной объемной доли углево-дорода в исходной плазмообразующей смеси из-меняет общий энергетический баланс процессапреобразования электрической энергии и энергиигорючего компонента в тепловую энергию струиплазмы. При переходе на обогащенные смеси (α << 1) не только не происходит дальнейшего уве-личения доли тепловой энергии струи, но и наб-людается ее уменьшение за счет расхода теплана химические превращения в потоке высокотем-пературного газа. Эта энергия выделяется уже внеплазмотрона в объеме струи плазмы при дого-рании компонентов плазмообразующей смеси.

Снижение коэффициента расхода окислителяощутимо увеличивает тепловой поток в термо-химический катод. Если переход от воздуха к сте-хиометрической смеси повышает уровень суммар-

Рис. 4. Поперечный профиль скорости w0 плазмы: 1 — L == 50 мм, α = 0,63; 2 — L = 50 мм, α = 1,00; 3 — L = 50 мм,α = ∞; 4 — L = 100 мм, α = 0,63; 5 — L = 100 мм, α = 1,00;6 — L = 100 мм, α = ∞; 7 — L = 150 мм, α = 0,63; 8 — L == 150 мм, α = 1,00; 9 — L = 150 мм, α = ∞

Рис. 5. Влияние исходного состава газовой смеси на содержа-ние характерных компонентов в плазме — О2 (1, 2, 3), [Н] (4,5, 6), Н2 (7, 8), CO (9, 10, 11) в продольном сечении струиплазмы: 1 — α = 1,00; 2 — 0,84; 3 — 0,63; 4 — 0,63; 5 — 0,84;6 — 1,00; 7 — 0,84; 8 — 0,63; 9 — 1,00; 10 — 0,84; 11 — 0,63

Рис. 6. Влияние исходного состава газовой смеси на содержа-ние кислорода в поперечном сечении струи плазмы: 1 — L == 150 мм, α = 1,00; 2 — L = 100 мм, α = 1,00; 3 — L = 50 мм,α = 1,00; 4 — L = 150 мм, α = 0,63; 5 — L = 100 мм, α = 0,63;6 — L = 50 мм, α = 0,63

4/2009 37

ного теплового потока в катод на 6…7 %, то приуменьшении коэффициента расхода окислителя от0,5 до 0,4 это повышение достигает 25…37 %.При сохранении условий охлаждения высокийуровень теплового потока приводит, как правило,к снижению ресурса работы термохимическогокатода на 20…25 %.

Как отмечалось выше, работа анода характе-ризуется резким снижением темпа эрозии [4].Считается, что именно оксидные пленки на по-верхности дугового канала являются причинойповышенной эрозии медных электродов в кисло-родсодержащих плазмообразующих средах [2].Восстановительные компоненты газового потока(CO, Н2) связывают кислород, предотвращая темсамым окисление меди в зоне привязки опорногопятна дуги.

Выводы1. Комбинированный подвод энергии к плазмо-образующему газу значительно расширяет воз-можности управления размером, структурой и аб-солютными значениями параметров активнойзоны струи плазмы.

2. Незначительное (0,2…0,7 об. %) содержа-ние углеводорода практически не влияет на хи-мический состав рабочего тела, но при измененииусловий горения дуги на 10…16 % увеличиваетмощность плазмотрона в рамках существующейконструкции (при сохранении токовой нагрузкина электроды).

3. Повышение на 15…20 % уровня вложеннойв плазмообразующий газ энергии за счет увели-чения содержания горючего компонента в плазмо-

образующей смеси на 30…40 % повышает тем-пературу газа на дистанции 50…130 мм (по срав-нению с работой на воздухе) и почти в 4…5 разувеличивает объем его активной зоны.

4. Эффективное применение в процессах ин-женерии поверхности плазмотронов с комбини-рованным подводом энергии требует дополни-тельных исследований влияния углеводорода напрофили температуры и скорости струи плазмыпри α = 15…20.

1. Пащенко В. М. Дослідження струменів плазмотронів длянанесення покриттів, що працюють на плазмоутворю-ючих сумішах системи C–N–O–H // Міжнар. конф.«Прогресивна техніка і технологія машинобудування,приладобудування і зварювального виробництва»,м. Київ, 25–28 травн. 1998 р. — К.: НТУУ «КПІ», 1998.— В IV т. — Т. IV. — С. 333–337.

2. Пащенко В. М. Обладнання для газотермічного нанесен-ня покриттів: Навч. посібник. — К.: Політехніка, 2001.— 416 с.

3. Пащенко В. Н. Особенности применения многокомпонент-ных газовых смесей в плазмотронах для нанесения покры-тий // Автомат. сварка. — 1998. — № 6. — С. 23–26.

4. Петров С. В., Карп И. Н. Плазменное газовоздушное на-пыление. — Киев: Наук. думка, 1993. — 495 с.

5. Пащенко В. М., Солодкий С. П. Вплив вуглеводневогокомпонента на енергетичні характеристики плазмовихрозпилювачів, що працюють на сумішах повітря з вугле-воднями // Вісн. Східноукр. нац. ун-ту ім. ВолодимираДаля. — 2003. — Вип. 11(69). — С. 64–68.

6. Основы расчета плазмотронов линейной схемы: Опера-тивно-информ. материал / Под ред. М. Ф. Жукова. —Новосибирск: Ин-т теплофизики, 1979. — 148 с.

7. Донской А. В., Клубникин В. С. Электроплазменные про-цессы и установки в машиностроении. — Л.: Машиност-роение, 1979. — 221 с.

8. Борисов Ю. С., Борисова А. Л. Плазменные порошковыепокрытия. — Киев: Техніка, 1986. — 223 с.

A possibility of controlling the energy parameters of plasma torches with a combined energy supply is studied. It isshown that changing the content of hydrocarbon component in the initial plasma-forming mixture allows variation of theabsolute value of plasmatron power and its specified energy parameters in a rather broad range during operation, as wellas influencing the oxidizing-reducing potential of the working medium and conditions of electrode operation. Severalpossible modes of operation of plasma torches with the hydrocarbon component in the initial plasma mixture are proposed,which allow variation of the conditions of conducting the technological process using one unchanged design.


38 4/2009

УДК 621.791.753

УПРАВЛЕНИЕ СИЛОВЫМ ВОЗДЕЙСТВИЕММАНИПУЛЯЦИОННОГО РОБОТА

Г. А. ЦЫБУЛЬКИН, д-р техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Предложен нетрадиционный подход к решению задачи управления силовым воздействием манипуляционного роботана контактирующую поверхность в условиях произвольного ее расположения в рабочем пространстве робота.Приведен алгоритм, обеспечивающий стабилизацию силового воздействия на желаемом уровне.

К л ю ч е в ы е с л о в а : манипуляционные роботы, обраба-тываемое изделие, контактирующая поверхность, стабили-зация силового воздействия, корректирующие алгоритмы

Во многих технологических операциях, выполня-емых с помощью манипуляционных роботов, не-обходимо осуществлять физический контакт ра-бочего органа с обрабатываемым изделием.Иногда, например, при зачистке прихваток передпоследующей сваркой деталей или при шлифо-вании и последующем травлении сварных швовс целью выявления горячих микротрещин оченьважно, чтобы в процессе выполнения таких опе-раций рабочий орган робота был прижат к кон-тактирующей поверхности с определенной силой.Для обеспечения указанного режима возникаетнеобходимость в автоматическом управлении си-ловым воздействием.

Известно, по крайней мере, два принципиальноразличных подхода к решению данной задачи.Первый базируется на так называемом принциперазделения движений [1, 2], заключающимся втом, что одну часть приводов робота-манипуля-тора предполагается использовать для реализациидвижения вдоль заданной траектории, а другую— для организации заданного силового воздейс-твия. Этот подход предусматривает увеличениеколичества степеней свободы манипулятора засчет введения дополнительных звеньев, что, ес-тественно, приводит к существенному усложне-нию робота.

В основе второго подхода лежит идея разде-ления движений на программном уровне [3–5],причем так, чтобы перемещение робота по за-данной траектории и необходимое усилие на кон-тактируемую поверхность изделия обеспечива-лось бы одними и теми же приводами. Такой под-ход является более привлекательным, но здесьвозникают проблемы иного рода, связанные с тем,что информации о силовом воздействии F, пос-тупающей от датчика (Force sensor), расположен-ного в рабочем органе робота, иногда недоста-точно для реализации управления данным сило-

вым воздействием. Это связано с тем, что нап-равление силы в общем случае может не совпа-дать с направлением одной из осей системы ко-ординат робота, в которой программируется тра-ектория его движения. Поэтому становится не-ясным, как «расщеплять» получаемый сигнал офактическом силовом воздействии F на состав-ляющие по координатам и как потом его кор-ректировать.

В данной статье для решения этой задачи ис-пользуется прием, примененный нами ранее в ра-боте [6] для автоматической коррекции траек-тории движения манипуляционного робота. Егоосновная идея заключается в том, чтобы траек-торию движения и необходимое усилие задаватьпри программировании не в системе координатробота (как это обычно делается), а в системекоординат, связанной с самой траекторией, ис-пользуя так называемый репер Френе [7]. В этомслучае появляется возможность одну из коорди-натных осей репера всегда ориентировать вдольпредполагаемого силового воздействия, а траек-торию движения или ее фрагменты строить вплоскости, нормальной к выбранной оси. Для под-держания заданного усилия на определенномуровне теперь достаточно использовать однока-нальную систему стабилизации, независимо отпространственного расположения контактируе-мой поверхности в рабочем пространстве робота.

Рассмотрим эту возможность более подробно.Репер Френе связан с траекторией движения ро-бота таким образом, что в каждой узловой точкеPi (i = 1, 2, …) этой траектории ось u1 данногорепера направлена по касательной (рис. 1), осьu2 — по главной нормали, ось u3 — по бинормали.Вектор координат ui

R = [ui1R , ui2

R , ui3R ]∗, характеризу-

ющий положение некоторой точки R в системеотсчета i-го репера Piui1ui2ui3, и вектор координатxR = [x1

R, x2R, x3

R]∗, характеризующий положениеэтой же точки R в базовой системе отсчета роботаOx1x2x3, связаны соотношением

© Г. А. Цыбулькин, 2009

4/2009 39

uiR = Tix

R,

в котором матрица однородного преобразованияTi имеет вид

Ti = ⎡⎢⎣

Li bi000 1

⎤⎥⎦,

где Li — ортогональная матрица, задающая ори-ентацию репера Френе; bi — вектор-столбец, оп-ределяющий положение начала координат этогорепера относительно системы отсчета Ox1x2x3.Знак (*) в верхнем правом углу обозначает опе-рацию транспонирования.

Что касается связи между координатами точкиR, определенными в базовой системе отсчета, иуправляемыми (или так называемыми обобщен-ными) координатами робота qj, j = 1, 2, …, n,то она задается соотношением xR = A(qR), гдеqR = [q1

R, q2R, … , qn

R]∗; n — количество степенейсвободы манипулятора; A(⋅) — вектор-функция,порождаемая его кинематикой.

Теперь очевидно, что если рабочий орган ро-бота сориентировать так, чтобы его осевая линияи силовое воздействие F(t) были направлены па-раллельно оси u3 (рис. 1), то появляется реальнаявозможность осуществлять управление этим си-ловым воздействием путем изменения однойлишь координаты u3. Связь между силовым воз-действием F(t) и положением рабочего органа от-носительно контактирующей поверхности можновыразить в виде соотношения

F(t) = ⎧

⎨

⎩

⎪

⎪

0 при u3R(t) ≥ u30

R ,

–Ku3R(t) + F∗ при u3

R(t) < u30R ,

(1)

где u3R(t), u30

R — координаты точки R (располо-женной, например, на рабочем органе), характе-ризующие соответственно ее текущее и заданноеположения относительно плоскости u1u2; K, F* —положительные константы; t — текущее время(предполагается, что рабочий орган обладает не-обходимой степенью податливости, характери-зуемой величиной K–1).

Следует заметить, что в процессе движенияробота по контактирующей поверхности будутвозникать еще и силы трения, но поскольку онинаправлены по касательной к траектории движе-ния, т. е. перпендикулярно к координате u3, в этойзадаче они рассматриваться не будут. ОтклонениеΔu3

R(t) = u3R(t) – u30

R может быть определено в лю-бой момент времени t путем измерения с по-мощью какого-либо датчика соответствующихрасстояний d(t) и d0 между точкой R и контак-тируемой поверхностью, т. е. Δu3

R(t) = d(t) – d0.Следовательно, для синтеза закона управления си-ловым воздействием F(t) согласно (1) можно вос-пользоваться очевидным равенством

d(t) – d0 = –K(F(t) – F0), (2)

где F0 — заданное значение F(t).Задачу управления силовым воздействием F(t)

сформулируем теперь в виде простого требования

| d(t) – d0 | ≤ ε, (3)

гарантирующего стабилизацию силового воздейс-твия на желаемом уровне: | F(t) – F0 | ≤ εK–1, гдеε — положительная величина.

Геометрически соотношение (3) задает в трех-мерном пространстве слой толщиной 2ε, распо-ложенный между двумя плоскостями уровня u30 ++ ε и u30 – ε в системе координат Френе. Поэтомусформулированная выше задача может быть ин-терпретирована как задача стабилизации движе-ния характеристической точки R внутри указан-ного слоя.

Итак, для стабилизации усилия на контакти-рующую поверхность в процессе движения роботапо заданной траектории достаточно располагатьинформацией о текущем расстоянии d(t) от точкиR до контактирующей поверхности, а также ал-горитмом корректирующего управления движени-ем робота по координате u3.

Оснащение манипуляционного робота датчи-ком расстояния обычно не вызывает принципи-альных затруднений. Что же касается построенияалгоритма коррекции силового воздействия, тооно во многом определяется возможностями прог-раммного обеспечения конкретного манипуля-ционного робота. В частности, для роботов се-мейства PUMA, программное обеспечение кото-

Рис. 1. Схематическое изображение манипуляционного робо-та антропоморфного типа с шестью степенями свободы, вза-имодействующего с внешней средой: 1 — рабочий органробота; 2 — контактирующая поверхность (обозначения см.в тексте)

40 4/2009

рых не поддерживает некоторых операций надкоординатами, закон стабилизирующего управле-ния предпочтительнее строить в виде рекуррен-тного соотношения

u3(k) = u3(k – 1) + Δu3(k), (4)

где

Δu3(k) =

⎧

⎨

⎩

⎪

⎪

h при d(k – 1) < d0 – ε,–h при d(k – 1) > d0 + ε,0 при d0 – ε < d(k – 1) < d0 + ε.

(5)

Здесь h — длина шага коррекции (h ≤ ε), k == 1, 2, … — индекс, характеризующий дискрет-ное время.

Проверка алгоритма (4), (5) на лабораторномробототехническом комплексе подтвердила егодостаточно высокую эффективность. Стабилиза-ция силового воздействия F(t) происходит дово-льно просто: по результатам измерения расстоя-ния d на каждом предыдущем такте (k – 1) сог-ласно выражению (4) корректируется текущее по-ложение рабочего органа u3(k) относительно кон-тактирующей поверхности. При этом с учетом вы-ражения (2) соответственно корректируется и си-ловое воздействие F(t).

Следует заметить, что при необходимости ал-горитм (5) можно несколько улучшить, вводя

вместо постоянной длины шага коррекции h шагс адаптивно изменяющейся длиной. Но в этомслучае из-за существенного увеличения количес-тва вычислительных операций могут возникнутьнекоторые ограничения на скорость перемещениярабочего органа вдоль заданных траекторий.

Таким образом, использовав репер Френе наэтапе программирования движений робота, можнодовольно просто решить задачу стабилизации си-лового воздействия рабочего органа на контак-тирующую поверхность в процессе его переме-щения по заданным траекториям. Структура сис-темы управления роботом с контуром стабили-зации показана на рис. 2.

Отличительной особенностью предлагаемойсхемы стабилизации является то, что она позво-ляет при необходимости одновременно и неза-висимо проводить еще и коррекцию самойтраектории движения рабочего органа робота вплоскости u1u2 системы координат Френе. Такаянеобходимость может возникнуть, например, втом случае, когда из-за значительных сил трениямежду рабочим органом и контактирующей по-верхностью, о которых говорилось выше, факти-ческая траектория движения рабочего органанедопустимо отклоняется от программно задан-ной траектории.

1. Цыбулькин Г. А. Двухуровневое координирующее управ-ление манипуляционным роботом с кинематической из-быточностью // Пробл. управления и информатики. —1995. — № 3. — С. 143–150.

2. Куафе Ф. Взаимодействие робота с внешней средой /Пер. с фр. — М.: Мир, 1985. — 360 с.

3. Whitney D. E. Historical perspective and state of the art inrobot force control // Proc. оf intern. conf. on robotics andautomation, 1985. — P. 262–268.

4. Clamroch H., Wang D. Linear feedback control of positionand contact force for a nonlinear constrained mechanism // J.Dyn. Syst. Meas. and Contr. — 1990. — 112, № 4. —P. 640–645.

5. Zheng Y. F., Fan Y. Robot force sensor interacting with envi-ronments // IEEE Trans. Rob. and Autom. — 1991. — 7,№ 1. — P. 156–164.

6. Цыбулькин Г. А. Ситуационные алгоритмы автоматичес-кой коррекции траектории движения робота в процесседуговой сварки // Автомат. сварка. — 2000. — № 11. —С. 11–14.

7. Дубровин Б. А., Новиков С. П., Фоменко А. Т. Современ-ная геометрия: Методы и предложения. — М.: Наука,1986. — 760 с.

The non-traditional approach is proposed to solve the problem of controlling the force effect exerted by a manipulationrobot on the contact surface under conditions of its arbitrary location in the robot work space. The algorithm providing adesirable level of stabilisation of the force effect is given.


Рис. 2. Структура системы управления роботом с контуромстабилизации силового воздействия: 1 — рабочий орган ро-бота; 2 — контактирующая поверхность; q∗

R — вектор коор-динат фактического положения рабочего органа; W —матрица передаточных функций локальных воспроизводя-щих систем манипулятора; G(uR) = 0 — программно заданнаятраектория движения рабочего органа

4/2009 41

УДК 621.791.75.067.001.57.03-62:658.527

СРАВНИТЕЛЬНЫЕ ИСПЫТАНИЯСВАРОЧНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ИНВЕРТОРНЫХ

И ТИРИСТОРНЫХ ИСТОЧНИКОВ ПИТАНИЯВ. М. ИЛЮШЕНКО, Г. А. БУТАКОВ, кандидаты техн. наук, А. В. ГАНЧУК, инж.

(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины),В. А. ОСТАПЧЕНКО, Н. А. ГОРЯЙНОВ, инженеры (ГНПП «Объединение Коммунар», г. Харьков)

Описан подход к определению технологических свойств источников питания, основанный на результатах сравнитель-ных испытаний новых и ранее применяемых образцов сварочного оборудования. Приведена структура и составсистемы сбора и регистрации данных об основных параметрах, характеризующих свойства сварочного оборудования.Даны сравнительные характеристики источников питания ВДУЧ-500, ВД 506 ДК, ВДУЧ-350 и ВС 300 Б. Описанаметодика испытаний и методы обработки статистической информации, полученной в ходе испытаний.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая сварка, сварочное оборудо-вание, сварочно-технологические свойства оборудования,система сбора, регистрация данных

В связи с переориентацией многих предприятийна новую номенклатуру сварочного оборудованиязначительно увеличилось количество его произ-водителей. В настоящее время как крупные, таки небольшие предприятия приступают к произ-водству сварочных источников питания (ИП), по-дающих механизмов и другого оборудования, приэтом нередко при отсутствии опыта в этой сфере,а также специалистов соответствующего профиля.Потребителю зачастую сложно сориентироватьсяв широкой гамме типов сварочного оборудованияи приобрести такое, которое обеспечивало бы оп-тимальное соотношение цены и качества. Выборсварочного оборудования базируется либо напринципе преемственности (т. е. новое оборудо-вание выбирается того же или близкого типа, чтои эксплуатируемое на предприятии), либо осу-ществляется для новой номенклатуры изделийисходя из соображений субъективного характера— непосредственные испытания при сварке ипрактическая оценка сварочных свойств. И тоти другой путь в целом оправданы, однако в первомслучае это приводит к отказу от внедрения новыхперспективных образцов, а во втором — опре-деляется конкретными условиями испытаний, ка-чеством используемых материалов, способом под-готовки образцов, квалификацией и приобре-тенными навыками сварщика, что в итоге можетпривести к принятию неверного решения.

Объективную информацию о сварочно-техно-логических свойствах (СТС) оборудования, а сле-довательно, и о приемлемости его для конкрет-ного производства могут дать результаты испы-таний. Единственным нормативным документом,

регламентирующим методы и порядок таких ис-пытаний, является ГОСТ 25616–83 [1]. Упомяну-тый документ предъявляет особые требования к ко-личеству и качеству образцов для сварки и условийее выполнения при испытаниях, а также требует на-личия регистрирующей аппаратуры для контроля па-раметров первичной и вторичной цепей. Однако вы-воды, получаемые в результате испытаний, носят ско-рее качественный характер по количеству набран-ных баллов — «хорошо», «удовлетворительно»,«плохо», а при наличии современной регистрирую-щей системы полученная информация используетсяне в полном объеме.

Применение специализированных средств об-работки экспериментальной статистической ин-формации о динамике контролируемых парамет-ров позволяет получать дополнительные сведенияо СТС оборудования и определять пути их улуч-шения.

На наш взгляд, испытания ИП по методике,приведенной в работе [1], не дают необходимойинформации о преимуществах либо недостаткахконкретного образца. Более эффективными могутбыть сравнительные испытания нового образцас ранее применяемым образцом того же класса.Путем обработки статистических данных сравни-тельных испытаний можно получить численныеоценки характеристик СТС (частоты коротких за-мыканий, средней скорости нарастания тока прикоротких замыканиях, коэффициента наклона ста-тической вольт-амперной характеристики и др.)нового оборудования и его аналога.

Качество анализа статистической информациии полученные на его основе характеристикисвойств оборудования существенно зависят отприменяемой регистрирующей аппаратуры. Внастоящее время разработан ряд таких систем [2,

© В. М. Илюшенко, Г. А. Бутаков, А. В. Ганчук, В. А. Остапченко, Н. А. Горяйнов, 2009

42 4/2009

3 и др.], отличающихся в основном количествомканалов измерения и регистрации информации,быстродействием, объемом получаемых выборок,наличием программных средств обработки ин-формации и т. п.

С целью проведения сравнительных испытанийсварочного оборудования при соблюдении требо-ваний нормативных документов в ИЭС им. Е. О.Патона разработан автоматизированный измери-тельно-регистрирующий испытательный комплекс(рис. 1). Перечень контролируемых сигналов при-веден в табл. 1.

Управление процессом регистрации инфор-мации осуществляется программно, при этом опе-ратор задает количество одновременно опраши-ваемых каналов, частоту считывания, объем ре-гистрируемой выборки. Возможно визуальноенаблюдение изменения анализируемых сигналовв реальном масштабе времени. Включенный вкомплекс для перемещения сварочной горелки ро-бот позволяет гибко менять направление сваркиот нижнего к вертикальному и за счет плавногоизменения расстояния от горелки до изделия ис-

следовать эластичность дуги, при этом обеспе-чивается высокая стабильность скорости сварки.

Для примера приведем результаты сравнитель-ных испытаний инверторного ИП ВДУЧ-500 итиристорного выпрямителя ВД 506 ДК. Анало-гичные исследования проводили для ИП ВДУЧ-350 и выпрямителя ВС 300 Б.

На рис. 2 приведены осциллограммы измене-ния сигнала пропорционального току дуги на на-чальном участке сварки. Заметно, что поджиг дугиот ИП ВДУЧ-500 носит более стабильный харак-тер, тогда как при использовании выпрямителяВД 506 ДК имеют место обрывы дуги.

На рис. 3 представлены результаты регист-рации тока и напряжения дуги ИП ВДУЧ-500.Аналогичные данные имеются и для ВД 506 ДК,ВДУЧ-350 и ВС 300 Б. На рисунке показан учас-ток осцилограммы, состоящий из 1500 значенийтока и напряжения, которая получена при частотесчитывания 1,25 кГц по одному каналу. Общийобъем выборки составляет 30 000 значений. Прианализе спектральной плотности сигналов тока инапряжения дуги при сварке в углекислом газеустановлено, что 99 % мощности сигнала сосре-

Рис. 1. Структурная схема измерительно-регистрирующего испытательного комплекса: МПП — механизм подачи проволокив состав, которого входят двигатель подачи (Дв); Э4-8 — энкодер для контроля скорости подачи проволоки; АГЗ — аппаратурагазовой защиты с датчиком контроля расхода газа; Tр — разделительный трансформатор для имитации пониженного на 10 %(342 В) и повышенного на 5 % (399 В) напряжения сети (согласно требованиям [1]); СГ — сварочная горелка; робот РМ-01с системой управления «Сфера 36» для перемещения горелки вдоль траектории сварки; Д1…Д3 — датчики контроля тока ИПпо трем фазам; Rш — измерительный шунт для контроля тока в сварочной цепи; Н1…Н9 — нормализатор каналов; БН —блок нормализации сигналов для приведения их уровня к значениям, пригодным к вводу в аналого-цифровой преобразователь(АЦП); ADA — промежуточное устройство, предназначенное для преобразования контролируемых сигналов в цифровуюформу и передачи их в реальном масштабе времени по USB каналу в ЭВМ для хранения, визуализации и дальнейшейобработки (в его состав входят АЦП, цифро-аналоговый преобразователь (ЦАП), модуль дискретного ввода-вывода (МДВВ)и USB); 1–9 — входы АЦП; UИП — управляющее напряжение ИП; Uш — напряжение на шунте; Uт — напряжениетехногенератора

4/2009 43

доточено в диапазоне частот от 0 до 200 Гц. Та-ким образом, выбор частоты считывания 1,25 кГцзаведомо удовлетворяет требованиям теоремы Ко-тельникова.

При сварке с периодическими короткими за-мыканиями важной характеристикой для оценкистабильности процесса является их частота. Мо-мент короткого замыкания характеризуется рез-кими падением напряжения на дуге и скачкомтока. Частота коротких замыканий для устано-вившегося процесса есть величина постоянная ималозависящая от типа ИП.

По полученным экспериментальным даннымпроведена оценка средней частоты коротких за-мыканий при сварке с использованием исследу-емых сварочных ИП. Алгоритм базируется на пос-троении импульсной функции, которая при пре-вышении заданного порогового значения токасварки составляет i = 1 и 0, если значения токаменьше порогового. Усредненное по равным меж-ду собой интервалам времени значение импуль-

сной функции i = 1 принято как средняя частотакоротких замыканий. Для примера на рис. 4 пред-ставлен вид импульсной функции, построеннойпри обработке сигнала для ИП ВДУЧ-500. Ито-говые значения, усредненные по 1500 регистри-руемым значениям, приведены в табл. 2.

Определение статических внешних вольт-ам-перных характеристик ИП осуществляли с по-мощью балластного реостата с пятью ступенямирегулирования. Напряжение ИП контролировалинепосредственно на клеммах реостата. Ток фик-сировали на контактах шунта измерительногокомплекса. Вольт-амперные характеристики ИПВДУЧ-500 представлены на рис. 5. Коэффициен-

Т а б л и ц а 1. Перечень контролируемых сигналовНаименование сигнала Обозначение на схеме Место и способ измерения

Напряжение:

между первой и второй фазой сети U1

между второй и третьей фазой сети U2 Непосредственно на клеммах разделительного трансформатора

Ток фазы:

первой I1Токовый трансформатор УТТ-5Мвторой I2

третьей I3

Ток дуги Iд Измерительный шунт (75 мВ, 750 А)

Напряжение на дуге Uд Между изделием и токоподводом к горелке

Скорость подачи электродной проволоки vэ Энкодер Э4-8

Расход защитного газа Qp Редуктор-расходомер на баллоне

Рис. 2. Осциллограммы изменения сигнала пропорциональ-ного току дуги на начальном участке сварки, полученные дляИП ВДУЧ-500 (а) и ВД 560 ДК (б); U — напряжение навыходе нормализатора по каналу измерения тока; τ — время

Рис. 3. Осциллограммы тока (а) и напряжения вторичнойцепи (б) ИП ВДУЧ-500 (режим сварки (средние значения): I == 250 А; U = 27 В; vсв = 25 м/ч); K — количество измеренийс периодичностью 800 мкс

44 4/2009

ты наклона статических вольт-амперных харак-теристик для обоих типов ИП приведены в табл. 2.

Важной характеристикой качества ИП с точкизрения процесса сварки с короткими замыканиямиявляется скорость нарастания тока в момент ко-роткого замыкания. Оценка средней скорости на-растания тока, выполненная по периодам наблю-дения, представлена в табл. 2. Исходя из реко-мендаций, изложенных в работе [4], лучшими яв-ляются показатели ИП ВДУЧ-500, о чем свиде-тельствует сравнительно небольшое разбрызгива-ние металла (оценивалось визуально).

Результаты сравнительных испытаний свароч-ных ИП ВДУЧ-500, ВД 506 ДК, ВДУЧ-350 и ВС300 Б по рассмотренной группе параметров при-ведены в табл. 2.

Следует отметить, что полностью отказатьсяот субъективной оценки всех параметров СТС ИПна сегодня невозможно. Например, качество фор-мирования сварного шва, оценивается визуальноспециалистом-сварщиком и не имеет четких циф-ровых критериев. Однако, имея соответствующийпрактический опыт, можно прогнозировать, какданный ИП будет формировать шов, выполнен-ный при малом, среднем и большом значенияхтока, зная численные оценки его параметров —

коэффициента наклона вольт-амперной характе-ристики и скорости нарастания тока при короткомзамыкании.

Выводы1. Результаты сравнительных испытаний свароч-ного оборудования с применением современныхсредств сбора, регистрации и обработки данныхпредставляют полную информацию о преимущес-твах и недостатках образцов ИП по сравнениюс ранее применяемыми, что позволяет потреби-телю принимать обоснованное решение при об-новлении парка оборудования.

2. С помощью средств обработки статистичес-кой информации, полученной в ходе испытаний,можно определить дополнительные параметрыСТС оборудования, например, среднюю частотукоротких замыканий и др.

3. Результаты сравнительных испытаний ИПВДУЧ-500, ВДУЧ-350 и выпрямителей ВД 506ДК, ВС 300 Б позволяют сделать вывод о пре-имуществах первых в отношении устойчивостипроцесса поджига дуги, скорости нарастания токапри коротких замыканиях и незначительного раз-брызгивания электродного металла.

1. ГОСТ 25616–83. Источники питания для дуговой сварки.Методы испытания сварочных свойств. — Введ. с01.01.84.

2. Система оперативного контроля качества сварочногооборудования в процессе его промышленного производ-ства / Б. Е. Патон, А. С. Коротынский, М. И. Скопюк идр. // Автомат. сварка. — 2002. — № 5. — С. 29–32.

3. Автоматизированный комплекс для исследования мето-дов и средств управления процессом дуговой сварки /Ф. Н. Кисилевский, Г. А. Бутаков, В. А. Дзябура и др. //Там же. — 1990. — № 6. — С. 24–27.

4. Потапьевский А. Г. Сварка в защитных газах плавящим-ся электродом. — В 2 ч. — Ч. 1. — Киев: Экотехноло-гия, 2007. — 290 с.

An approach is described to determination of welding-technological properties of welding power sources based on theresults of comparative testing of the new and earlier applied samples. The structure and composition of the system ofacquisition and recording of the data on the main parameters characterizing the properties of welding equipment is given.Comparative characteristics of VDUCh-500, VD 506 DK, VDUCh-350 and VS 300 B power sources are given. The testingprocedure and methods of treatment of statistical information obtained during testing are described.

Поступила в редакцию 11.12.2008,в окончательном варианте 24.02.2009

Та б л и ц а 2. Результаты сравнительных испытаний ИП

Тип ИПЧастота корот-ких замыканий,

Гц

Коэффициентнаклона вольт-амперной харак-теристики, В/А

Скорость нарас-тания тока прикоротких замы-каниях, кА/с

ВДУЧ-500 48 0,006 68

ВД 506 ДК 45 0,035 81

ВДУЧ-350 40 0,008 75

ВС 300 Б 49 0,018 84

Рис. 4. Вид импульсной функции iРис. 5. Вольт-амперные характеристики ИП ВДУЧ-500, полу-ченные при напряжении холостого хода 40 (1) и 31 В (2)

4/2009 45

УДК 621.791.72

ГИБРИДНАЯ ЛАЗЕРНО-ДУГОВАЯ СВАРКА ПОД ФЛЮСОМУ. РАЙЗГЕН, С. ОЛЬШОК (Ин-т сварки и соединений, г. Аахен, Германия)

Представлен новый способ гибридной сварки для изготовления изделий с толстой стенкой (труб для строительстватрубопроводов или деталей, используемых в судостроении) — гибридная лазерно-дуговая сварка под флюсом. По-казаны преимущества и недостатки данного процесса, а также рассмотрено соответствие швов, выполненных этимспособом сварки, промышленным требованиям.

К л ю ч е в ы е с л о в а : гибридная сварка, лазерный луч, им-пульсная дуга, конструкционная сталь, разделка кромок,проплавление, формирование шва, энергетическая эффек-тивность

Способ гибридной лазерно-дуговой сварки извес-тен уже более 20 лет. Для этого процесса харак-терно то, что лазерный луч и дуга одновременнодействуют в одной зоне сварки. В промышлен-ности применяют два варианта гибридного лазер-но-дугового процесса. Гибридная лазерная сваркас использованием ТИГ процесса позволяет сое-динять с очень высокой скоростью тонкие листыалюминия для изготовления подъемных приспо-соблений в задней части кузова грузового авто-мобиля и выполнять поверхностные швы высо-кого качества. Способ гибридной лазерно-дуговойсварки с использованием МАГ процесса приме-няется для соединения стальных и алюминиевыхконструкций в судостроении и автомобильнойпромышленности. При исследованиях, выполнен-ных в Институте сварки и соединений (ISF) гиб-ридной лазерно-дуговой сварки, выявлен рядпроблем, например, появление пор в корне швапри сварке листов толщиной более 12 мм, чтообъясняется недостаточной дегазацией глубокихи узких лазерных швов [1].

С этой целью были предприняты попытки по-высить эффективность гибридного процесса.Улучшение дегазации ожидается за счет заменыМАГ сварки дуговой сваркой под флюсом (SA),поскольку при использовании последней металлнаходится дольше в расплавленном состоянии.

При гибридной лазерно-дуговой сварке дуго-вой процесс сопровождается понижением повер-хности расплавленной ванны, и благодаря сни-жению положения фокуса увеличивается глубинапроплавления шва [2, 3]. Последняя главным об-разом зависит от мощности и формы лазерноголуча, ширина шва в основном определяется дугой(в частности, напряжением на дуге). По сравне-нию с чисто лазерно-лучевым процессом увели-чение скорости сварки до 100 % было достигнутопри постоянной мощности лазерного луча [4, 5].

Энергетическая эффективность данного процессасварки увеличивается за счет применения источ-ника питания дуги, который по сравнению с ла-зером работает с более высокой эффективностью.Ввод энергии лазерного излучения в изделие осу-ществляется путем фокусирования, тепловложе-ние при этом низкое. Отмечаются такие преиму-щества как, например, небольшая зона термичес-кого влияния (ЗТВ) или высокая скорость сваркипри выполнении швов с большим коэффициентомформы. Недостатками являются значительная сто-имость оборудования и низкая эффективностьпроцесса при незначительной возможности перек-рытия зазора.

При гибридной лазерно-дуговой сварке вве-дение присадочного материала происходит за счетдугового процесса. Технология МАГ процессаимеет преимущество в том, что присадочная про-волока расплавляется за счет относительно не-дорогой энергии, в то время как применением до-рогой высококачественной энергии лазерного лу-ча достигается лишь увеличение глубины проп-лавления. С позиционированием проволоки отно-сительно лазерного луча, как правило, проблемне бывает, поскольку расположение дуги относи-

© У. Райзген, С. Ольшок, 2009

Рис. 1. Схема гибридной лазерно-дуговой сварки: 1 — лазер-ный луч; 2 — плазма; 3 — парогазовый канал; 4 — жидкаяванна; 5 — свариваемый материал; 6 — сопло GMA; 7 —присадочная проволока; 8 — горелка GMA

46 4/2009

тельно парогазового канала может фиксироватьсявизуально (рис. 1).

Применяется импульсная дуга от обычных ис-точников сварки МАГ [6] или дуга постоянноготока в большинстве случаев в виде дуги со струй-ным переносом металла. Защита зоны сварки такаяже, как и при сварке лазерным лучом в углекисломгазе, гелии [2] или смеси гелия с аргоном. Приса-дочные материалы, как правило, те же, что и присварке МАГ [7].

Для сварки толстых пластин используют в ос-новном лазерный луч в углекислом газе, посколь-ку они обеспечивают более высокую мощностьпроцесса, чем Nd:YAG-лазеры [8].

Стык подготавливают без скоса кромок, а так-же с V- и Y-образной их разделкой. В отличиеот сварки лазерным лучом с применением холод-ной присадочной проволоки энергия лазерноголуча не должна использоваться для расплавленияприсадочного материала, поскольку проволокаподводится уже в расплавленном виде [9]. При-садочный материал оказывает определенное ме-таллургическое влияние на металл сварной кон-струкции [10, 11].

В то время, как при сварке лазерным лучомполучают в основном параллельные швы с вы-соким коэффициентом формы (рис. 2, а), гибрид-ные лазерно-дуговые швы имеют расширение вверхней части (рис. 2, в), вследствие чего ониприобретают треугольную форму в виде грибкаили колокольчика [9].

Положение дуговой горелки относительно ла-зерного луча может быть разным. Горелка разме-щается по направлению сварки перед лазером (ве-домое положение) [12] или после лазерного луча(ведущее положение) [13–16]. Сварка горелкой,направленной от валика, используется в основномпри гибридной сварке алюминия, поскольку этообеспечивает контакт дуги без образования оксид-ного слоя (устранен лазерным лучом), что значи-тельно повышает стабильность процесса [17].

Как следует из результатов исследований, вы-полненных ISF и университетом г. Аахен RWTH,при гибридной сварке (в частности, при соеди-нении листов толщиной более 12 мм) имеет местосклонность к образованию пор [18]. Причиной

этого является наличие глубокого канала дега-зации. Избежать появления пор можно за счетдлительного удержания расплавленной ванны.

При гибридной лазерно-дуговой сварке подфлюсом (LUPuS) удержание расплавленной ван-ны более продолжительное, что создает благоп-риятные условия для дегазации. Оба источникаэнергии при этом перемещаются к зоне сваркина максимально близкое расстояние (13…15 мм).

Дуговая сварка под флюсом — это высокока-чественный, надежный и эффективный процесс, ко-торый на протяжении многих лет успешно приме-няли в судостроении, машиностроении и при стро-ительстве трубопроводов. При этом способе сваркигорение дуги невидимое, внутри парогазового ка-нала дуга защищена от атмосферного влияния. По-лость сварки окружена жидким шлаком, состоящимиз расплавленного сварочного флюса. Шлак создаетвысокую степень тепловой эффективности с хоро-шей дегазацией расплавленной ванны, а также спо-собствует образованию гладкого валика, имеющегоповерхность без зазубрин. При использовании ком-бинации проволока–флюс, адаптированной к основ-ному материалу, получают швы высокого качества.Недостатками являются малая глубина проплавле-ния и большой объем расплавленной массы, чтоделает необходимым применение подкладки.

Комбинация лазер–дуга под флюсом как спо-соб соединения исследован не был. Насколько из-вестно, комбинация сварки под флюсом и сваркулазерным лучом исследовалась мало [19, 20]. Висследованиях пространственное положение этихдвух процессов и разделение шва на область ла-зерного шва и шва, выполненного под флюсом,было значительным. При этом смешивания ма-териала швов не происходило. Во время свароч-ного процесса с использованием лазерного лучаони подверглись только предварительному наг-реву, который заканчивался эффектом синергииточечного увеличения скорости процесса сваркипод флюсом.

Соединить два процесса — сварку лазерным лу-чом и сварку дугой под флюсом в одной сварочнойванне, как оказалось, сложно, поскольку флюс про-валивается в парогазовый канал лазерного луча, приэтом лазерное излучение поглощается флюсом, ане свариваемым материалом. По этой причине ак-туальной задачей является разработка и выпуск обо-рудования, которое предотвращало бы выпадениефлюса. Одним из вариантов может быть исполь-зование разделительной пластины (разработкаRWTH), которая устанавливается между лазернымлучом и механизмом подачи флюса (рис. 3) [21].Защитный газ, необходимый для сварки лазернымлучом, поступает против направления сварки на раз-делительную пластину, чтобы сдувать флюс, ко-торый может попасть в зону лазерной сварки череззазор между изделием и листом.

Рис. 2. Макрошлифы сварных соединений, выполненных ла-зерной (а), дуговой (б) и гибридной лазерно-дуговой (в)сваркой

4/2009 47

Расстояние между разделительной пластинойи сварным изделием имеет немаловажное значе-ние. Оно должно быть таким коротким, чтобыкак можно меньше выпадало флюса, и в то жевремя настолько длинным, чтобы выпавший шлакне прилипал к разделительной пластине. Угол еенаклона также имеет важное значение: если ондостаточно большой, то лазерный луч можетпопадать на разделительную пластину и быть еюпоглощенным, если же слишком мал, то дуга мо-жет гореть между разделительной пластиной и

присадочной проволокой. При этом поток защит-ного газа не должен быть слишком интенсивным,поскольку дуга процесса SA может быть им сдута,что приведет к образованию пор в сварном шве.На рис. 4 представлены макрошлифы швов, вы-полненных указанными гибридными способамисварки.

При дуговом процессе глубокое проплавлениене достигается. На рис. 5 показано, что при ла-зерной сварке уменьшение твердости металлаимеет место главным образом в корне шва, а так-же возможно в его центре.

На микрошлифах видно, что тепловложениев изделие при гибридной сварке выше, чем прилазерной сварке (рис. 6). На рисунке хорошо вид-но, что полосы перлита в ЗТВ этого шва длиннее,чем в лазерном шве. Структура металла гибрид-ного шва в его лазерной части более мелкозер-нистая. Это тот эффект, который достигается пригибридной сварке, вследствие получения болеепластичного по сравнению с лазерой сваркой ме-талла шва.

Верхний валик, выполненный гибридным спо-собом, идентичен шву, выполненному сваркойпод флюсом. Для него характерен плавный пе-реход к листу без подрезов, при этом можно вли-ять на усиление шва путем использования выбораподходящей скорости подачи проволоки и нап-ряжения. Внешний вид корня шва отличается откорня шва, полученного при сварке лазерным лу-чом: шлакообразующие элементы процесса SAспособствуют формированию узкого, бесчешуй-чатого, блестящего, низкого валика.

При испытаниях гибридного способа сваркииспользовали осевой быстроточный лазер(Trumph Lasertechnik) c неустойчивым резонато-ром TLF 20.000, полноcтью электронный, со вспо-могательным выключателем и программируемымуправлением источник питания для МИГ/МАГимпульсно-дуговой сварки (тип Гибрид 6000 МР,АМТ), а также специальную головку для лазерной

Рис. 3. Схема гибридной лазерно-дуговой сварки под флю-сом: 1 — бункер для флюса; 2 — контактная трубка; 3 —флюс; 4 — жидкая ванна; 5 — твердый шлак; 6 — металлшва; 7 — проволочный электрод для дуговой сварки подфлюсом; 8 — полость шва с дугой; 9 — струя гелия; 10 —парогазовый канал; 11 — жидкий шлак; 12 — плазма с пара-ми металла; 13 — разделительная пластина; 14 — лазерныйлуч

Рис. 4. Макрошлифы швов, выполненных лазерной (а), ду-говой (б) и лазерно-дуговой (в) сваркой

Рис. 5. Распределение твердости HV 1 в металле сварных соединений, выполненных лазерной (а) и LUPuS (б) сваркой

48 4/2009

гибридной сварки. На рис. 7 показана установкадля осуществления гибридного процесса сварки.

При испытаниях применяли следующие мате-риалы: сталь АН 36 толщиной 8,0 и 20,3 мм, ис-пользуемую в судостроении; конструкционнуюсталь S355 J2G3 толщиной 14 мм; высокопроч-ную, термомеханически обработанную, прокат-ную, мелкозернистую, конструкционную стальХ65 толщиной 38 мм, а также такие присадочныематериалы, как проволока SA S2Si диаметром1,6 мм и флюс SA OP 122.

Испытания проводили в нижнем положении,в некоторых случаях применяли подкладку.

Специально для судостроения выполнены ис-следования сварки листов стали АН 36 толщиной8 мм с кромками, полученными плазменной рез-кой. Целью экспериментов было показать возмож-ность перекрытия зазоров (от 0 до 0,4 мм) в тон-ких листах стали. При этом скорость сварки быласледующая: 1,6 м/мин (нулевой зазор), 1,4 м/мин(зазор 0,2 мм) и 1,2 м/мин (зазор 0,4 мм) (рис. 8).Расплавленный металл имел склонность к разру-шению в следующих случаях: при установленииширокого зазора, малом напряжении, сварки подфлюсом и недостаточном проплавлении. Присварке тонких стальных пластин ширина зазораиграет важную роль. Для устранения зазора мо-жно использовать более тонкую проволоку, чтопозволяет лучше дозировать напряжение во времясварки. Определено, что процесс гибридной

сварки хорошо подходит для работ в судостро-ении, если сварка выполняется без зазоров.

Y-образная разделка кромок применяется присооружении трубопроводов. При испытанияхкромки подготавливали газовым пламенем, а по-том грубо зачищали. Неточность в разделке кро-мок была результатом непровара корня шва и сос-тавляла в основном менее 5 мм. На рис. 9 пред-ставлены макрошлифы такого шва. Шов, показан-ный на рис. 9, а, сварен за один проход как ишов, представленный на рис. 9, б, на режиме vсв == 0,8 м/мин, P = 12 кВ; обратный проход осу-ществлен способом SA. Этот шов, выполненныйдвухсторонней сваркой с одним проходом, былподвергнут поперечному испытанию на растяже-ние и на изгиб с надрезом при температуре –20 °С.Результаты испытания на растяжение показали,что все образцы разрушались по основному ма-териалу, который не был подвержен влиянию,кроме шва. При испытании на растяжение (ори-

Рис. 6. Микрошлифы центральной части швов, выполненныхлазерной (а) и гибридной (б) сваркой

Рис. 7. Установка для процесса гибридной сварки

Рис. 8. Макрошлифы сварных соединений, выполненных на листах стали толщиной 8 мм с V-образной разделкой кромокплазменной резкой с нулевым зазором (а), а также с зазором 0,2 (б) и 0,4 мм (в)

4/2009 49

ентация на центр шва) значения ударной вязкостинаходились в диапазоне 78...152 Дж, поверхностьизлома указывает на наличие зоны перехода кри-вой AV/T.

Таким образом, еще раз были продемонстри-рованы преимущества этого способа сварки. По-лученный шов по механико-технологическимсвойствам удовлетворял нормативным требова-ниям. Для определения возможностей данного спо-соба сварки еще больше увеличили глубину проп-лавления. Как известно из области лазерной сварки,при глубине проплавления 15 мм расплавленный ме-талл имеет склонность к разрушению. Это являетсяпричиной того, что, начиная с указанной толщиныпластины стали, большая часть сварочных дефор-маций распределяется в поперечном направлении.С целью противодействия этому при испытанияхприменяли флюсовую подкладку. На рис. 10 пред-ставлен макрошлиф шва, выполненного лазером смощностью 20 кВт при скорости сварки 0,8 м/мин.Доказано, что можно сваривать лист с одной стороныприблизительно за 20 мин.

Для определения наиболее экономически вы-годного способа сварки толстостенных деталей,т. е. сварки с минимальным количеством прохо-дов, проведены исследования поверхности при-

тупления, которая при двухсторонней однопро-ходной сварке бывает очень широкой. Результатыиспытаний представлены на рис. 11. Рентгенов-ский контроль подтвердил, что в металле шва порнет, заметно глубокое проплавление. В дальней-шем запланированы испытания с большими по-верхностями притупления. В этой работе иссле-довали возможность применения гибридного спо-соба сварки для наплавки валиков на стальныелисты толщиной от 8 до 38 мм и получения со-единений с различными типами разделки кромок.

В дальнейшем ожидается усовершенствованиеуказанного способа сварки и более широкое егоприменение с использованием эффективных твер-дотельных лазеров, благодаря которым умень-шается риск плазменного экранирования излу-чения. Более короткая волна излучения твердо-тельного лазера легче поглощается в обрабаты-ваемом материале. Оборудование также легче усо-вершенствовать при более короткой длине волны,поскольку можно избежать сложного способа на-ведения луча через оптику, лазерный луч можнонаводить через световодные кабели и оптику сва-рочной головки. Постоянный прогресс в областиразработки способов лазерной сварки дает воз-можность для дальнейшего широкого использо-вания этого способа сварки. С целью улучшениядегазации и качества шва (с минимальным ко-личеством пор или без них) предпринято расши-рение или стабилизация парогазового канала. Этоможно осуществить путем сварки с приспособ-ленной для этого колеблющейся оптикой.

Добавление защитных газов (или газа) такжеследует испробовать при дальнейшей работе вэтой области. При использовании эффективныхтвердотельных (волоконных) лазеров можно при-менять защитный газ, который будет распреде-ляться и сжиматься воздушной струей с цельюочистки зоны лазерной обработки, что делает дан-ный способ сварки более экономичным.

В итоге установлено, что LUPuS является наи-более приемлемым для промышленности вариан-том гибридной лазерно-дуговой сварки. Этот спо-соб сварки будет и дальше развиваться с исполь-зованием менее дорогих, более надежных и уни-версальных источников питания лазера.

Рис. 9. Макрошлифы швов, выполненных на листах сталитолщиной 11 мм с Y-образной разделкой кромок под углом16° с нулевым зазором: а, б — см. в тексте

Рис. 10. Макрошлиф шва, выполненного на листах сталитолщиной 20,3 мм с V-образной разделкой кромок пламеннойрезкой с нулевым зазором

Рис. 11. Макрошлиф сварных соединений, полученных напластинах стали шириной 38 мм двухсторонней однопроход-ной сваркой с разделкой кромок под углом 70°

50 4/2009

Институт сварки и соединений хочет выра-зить благодарность компаниям, которые содейс-твовали данным исследованиям и в первую оче-редь ESAB GmbH и AMT Maschinen- und Ge-raеtetechnik.

1. Dilthey U., Olschok S. Untersuchungen zur Nutzung der Sy-nergieeffekte beim Hochleistungs-Laser Hybridschweiβenvon dickwandigen Rohrkoеrpern aus C–Mn–Staеhlen: (Ab-schlussbericht des AiF-Forschungsvorhabens). — 2004. —№ 13. — 407 S.

2. Abe N., Hayashi M. Trends in laser arc combination weldingmethods // Welding Intern. — 2002. — 16, № 2. — P. 94–98.

3. Hybrid welding of steel for offshore applications / C. Walz,I. Stiebe-Springer, M. El Rayes, T. Seefeld et al. // Proc. ofthe 11th Intern. offshore and polar engineering conferenceand exhibition (ISOPE 2001), Stavanger, Norwegen, 2001.— Stavanger, 2001. — P. 263–266.

4. Dilthey U., Luder F., Wieschemann A. Laserstrahlschweiβenin der Fertigung — Einsatz und Entwicklung, Baеnder Blec-he Rohre. — 1996. — 37, № 11. — S. 26–39.

5. Wieschemann A. Entwicklung des Hybrid- und Hydraschwe-iβverfahrens am Beispiel des Schiffbaus: Dissertation. —Aachen, 2001.

6. Stand und Perspektiven der Strahltechnik / U. Dilthey, M.Dobner, A. Ghandehari et al. // Konferenz Strahltechnik,Halle, 1996. — S. 1–13.

7. Aluminium-Strangpressprofile im Schienenfahrzeugbau, ges-chweiβt mit dem Hybridverfahren Nd:YAG-Laser/MIG /Ch. Maier, P. Reinhold, H. Maly et al. — Duesseldorf: DVS-Verlag, 1996. — S. 198–202.

8. Keller A. CO2-Laserstrahl-MSG Hybridschweiβen von Ba-ustuehlen im Blechdickenbereich von 12 bis 25 mm: Disser-tation. — Aachen, 2001.

9. Behler K., Maier Ch., Wieschemann A. Kombiniertes Laser-Lichtbogenschweiβen — Erweiterungspotential fuer die Lic-

htbogentechnik, Aachener Schweiβtechnik Kolloquium,(ASTK’97), Shaker Verlag, Aachen, 1997. — S. 151–172.

10. Untersuchungen zum Laserstrahlschweiβen hochkohlenstof-fhaltiger Stahle unter Einsatz von Zusatzwerkstoff: (Absch-lussbericht) / DFG-Forschungsvorhabens; U. Dilthey, F.Luder. — № 434/18-4. — 1997.

11. Untersuchung der Randbedingungen fuer die Bildung von«acicular ferrite» in Schweiβgutern bei schneller: (Abkueh-lung): Abschlussbericht) / AiF-Forschungsvorhabens;U. Dilthey, M. Biesenbach. — 2000. — № 11. — S. 377.

12. Kutsuna M., Chen L. Research on laser-MAG hybrid wel-ding of carbon steel // 7th Intern. welding symp. of JapanWelding Society, Kobe, Japan, 2001. — Kobe, 2001. — P.403–408.

13. Yoneda M., Katsumura M. Laser hybrid processing // J. ofJapan Welding Soc. — 1989. — 58, № 6. — P. 427–434.

14. Pat. JP 59-66991 Japan. Welding method taking laser withMIG / M. Hamasaki. — Publ. 1984.

15. Pat. US 4507540 Japan. Welding method combining laserwelding and MIG welding / M. Hamasaki. — Publ. 1985.

16. Makino Y., Shiihara K., Asai S. Combination welding be-tween CO2 laser beam and MIG arc // Welding Intern. —2002. — 16, № 2. — P. 99–103.

17. Maier Ch. Laserstrahl-Lichbogen Hybridschweiβen vonAluminiumwerkstoffen: Dissertation. — Aachen, 1999.

18. Dilthey U., Woeste K., Olschok S. Modern beam-weldingtechnologies in advanced pipe manufacturing // Konferenz-Einzelbericht EuroSteel–2005.

19. Combination of laser beam and submerged arc processes forthe longitudinal welding of large welded pipes / J. C. Coiffi-er, J. P. Jansen, G. Peru, J. Claeys // Intern. symp. of highstrength steels, Trondheim, Norway, 1997. — Trondheim,1997.

20. Krivstun I., Seyffarth P. Laser arc processes and their appli-cations in welding and material treatment. — London: Tay-lor & Francis, 2002.

21. Deutsche Patentanmeldung N 20 2005 024 457.2. Verfahrenund Vorrichtung zum Schweiβen von Werkstuеcken /RWTH Aachen. — Publ. 2005.

The new hybrid welding method for manufacture of thick-walled parts, e.g. pipes, in construction of pipelines or marineparts, i.e. hybrid laser + submerged arc welding, is presented. Advantages and disadvantages of this process are shown,and compliance of the welds made by this method with industrial requirements is considered.


ПОРОШКОВАЯ ПРОВОЛОКА ППР-АН3ДЛЯ ПОДВОДНОЙ РЕЗКИ

Предназначена для механизированной подводной резки без подачи кислорода в зону горения дугиуглеродистых и легированных сталей, алюминия, титана и их сплавов толщиной до 40 мм наглубине до 60 м. Скорость резки малоуглеродистой стали толщиной 20 мм составляет 15 м/ч прирасходе проволоки 0,6 кг/п.м реза.

Применение. Для расчистки русел рек от затонувших кораблей, при ремонте шпунтовых сте-нок, судоподъеме, выполнении аварийно-спасательных операций и других работ.

Контакты: Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11.Отд. № 18, Максимов Сергей Юрьевич

Тел./факс: (38044) 287 31 84E-mail: [email protected]

4/2009 51

УДК 621.81:621.337

ВЛИЯНИЕ ПРОЦЕССА ТЕРМОЦЕНТРОБЕЖНОГОРАСПЫЛЕНИЯ НА СВОЙСТВА СФЕРИЧЕСКИХ ЧАСТИЦ

КАРБИДОВ ВОЛЬФРАМАВ. И. ДЗЫКОВИЧ, инж. (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Исследовано влияние процесса термоцентробежного распыления на структуру, микротвердость и стехиометрическийсостав сферических гранул карбидов вольфрама. Проведен сравнительный анализ исходных материалов для рас-пыления (слитков) и сферических частиц. Установлено, что получение гранулированных частиц WC–W2C, имеющихнаивысшую микротвердость и износостойкость, возможно только в результате повторного переплава распыляемогоматериала.

К л ю ч е в ы е с л о в а : карбиды вольфрама, центробежноераспыление, стехиометрический состав, сферические час-тицы, износостойкие композиционные покрытия, дифрак-тометрические исследования

В последние годы широкое применение получилплавленый карбид вольфрама в сферических гра-нулах, который выгодно отличается от традицион-ного дробленого карбида вольфрама повышеннойтвердостью (до НV 3000), высокой прочностью ихорошей сыпучестью. Эти качества позволилизначительно расширить возможности примененияданного материала, особенно в области плазмен-но-порошковой и лазерной наплавки, а также по-лучения износостойких композиционных покры-тий методом пропитки.

Важнейшими характеристиками сферическихчастиц литых карбидов вольфрама (WC–W2C) яв-ляется их микротвердость и микроструктура. Присоответствии каждой частицы стехиометрическо-му составу, который представляет собой эвтек-тический сплав, состоящий из 78…82 % W2C и18…22 % WC (при 3,9…4,1 % C) [1], показателимикротвердости имеют максимальные значения.Соблюдение такого соотношения является необ-ходимым условием получения материала с цельюсоздания композиционных покрытий, имеющихнаивысшую износостойкость.

Известно, что одним из наиболее эффективныхметодов получения сферических частиц карбидоввольфрама является метод термоцентробежного рас-пыления слитков, представляющих собой цилинд-рические литые стержни диаметром 29…30 мм идлиной 200…250 мм. Слитки могут быть изготов-лены способом выплавки в печах электросопротив-ления, либо с использованием печей индукционногонагрева. Процесс распыления ведется при большихскоростях вращения слитков (4000…10000 об/мин).В качестве источника нагрева применяется энергияструи дуговой плазмы [2, 3].

Целью данной работы является изучение вли-яния факторов концентрированного нагрева имгновенной кристаллизации микрообъемов жид-кого расплава (капель), образующихся в процессераспыления, на изменение структуры и свойствисходных материалов (слитков).

Для проведения экспериментов были отобраныпробы исходных материалов (литых стержней),полученных методом выплавки в печах электро-сопротивления и индукционным способом. Соот-ветственно проводили оценки сферических час-тиц, полученных методом термоцентробежногораспыления из этих же слитков. Параллельно оп-ределяли содержание углерода в слитках и частицаххимическим способом. Кроме того, слитки карбидоввольфрама и сферические частицы проходили тес-тирование на микротвердость и микроструктуру.Процесс распыления проводили на режимах, обес-печивающих гранулометрический состав сферичес-ких частиц в пределах 180…200 мкм [4]. Для ус-реднения результатов опытов размер партии рас-пыляемых слитков составлял 10 штук (15…17 кг).От каждой распыленной партии для изучения от-бирали две пробы сферических частиц в количествепо 100 г каждая. Для тестирования исходных ма-териалов от каждой партии слитков отбирали пробыв количестве 100 г, которые изготавливали методоммеханического дробления.

Результаты химического анализа на содержа-ние углерода и результаты тестирования на мик-ротвердость представлены в таблице, микрострук-тура исследуемых образцов приведена на рис. 1.

Из данных табл. 1 видно, что при повторномпереплаве содержание углерода в материале нес-колько снижается, однако уровень значений мик-ротвердости сферических частиц повышается посравнению с исходным материалом, что позволяетпрогнозировать высокие служебные характерис-тики износостойких покрытий, полученных с при-менением сферических частиц (WC–W2C).

© В. И. Дзыкович, 2009

52 4/2009

Микроструктуры исходных материалов (литыхстержней) (рис. 1, а) отличаются незначительно,поэтому способы выплавки слитков не оказываютвлияния на формирование фазовых составляющихсферических частиц при термоцентробежном рас-пылении.

Микроструктуры сферических частиц (рис. 1, б)имеют более мелкодисперсную структуру. Меха-

ническая смесь двух фаз имеет более упорядо-ченный характер, т. е. именно при повторном пе-реплаве происходит измельчение структурныхсоставляющих в результате создания множествамикрообъемов жидкого металла (капель), их мгно-венного отрыва и моментальной кристаллизациив полете. Именно эти факторы объясняют повы-шение микротвердости сферических частиц WC–W2C.

Наиболее интересные результаты полученыпри проведении сравнительного рентгенострук-турного анализа слитков и гранул, полученныхметодом термоцентробежного распыления. В ка-честве наиболее показательных представлены ре-зультаты оценки проб 6/03-ст-И и 6/03-сф-1.

Дифрактометрию образцов проводили с по-мощью дифрактометра «ДРОН-УМ-1» в монох-роматическом CuKα-излучении методом шаговогосканирования (35 кВ, 35 мА; время экспозициив точке 3…7 с, шаг 0,05°). В качестве монохро-матора использовали монокристалл графита, ус-тановленный на дифрагированном пучке. Во вре-мя съемки образец вращался вокруг нормали, про-веденной к плоскости покрытия. Обработку данныхдифрактометрического эксперимента с расчетомкоэффициента текстуры фаз осуществляли с ис-пользованием программы для полнопрофильногоанализа рентгеновских спектров от смеси полик-ристаллических фазовых составляющих PowderCell2.4 [5]. Текстуру описывали в рамках модели March-

Т а б л и ц а 1. Результаты тестирования отобранныхпроб литых стержней и сферических частиц

№ образца Содержаниеуглерода, %

Значения микротвердостиHV 100

Литые стержни

15/03-ст.И 4,20 2317 ± 78

14/03-ст.П 4,06 2206 ± 424

6/03-ст.И 4,20 2394 ± 502

Сферические частицы

15/03-сф-1 3,98 2933 ± 366

15/03-сф-2 3,98 2904 ± 303

14/03-сф-1 3,80 2821 ± 312

14/03-сф-2 3,70 2801 ± 303

6/03-сф-1 3,70 2930 ± 300

6/03-сф-2 3,80 2914 ± 254

Пр и м е ч а н и е . В обозначении образцов, отобранных изслитков, буква «И» — индукционный способ выплавки; «П»— в печи электросопротивления.

Рис. 1. Микроструктуры ( 1000) литых стержней (а) и сферических частиц (б)

4/2009 53

Dollase, профили дифракционных максимумов ап-проксимировали функцией псевдоФойгхта.

При оценке материала исходных литых стерж-ней установлено, что соотношение между фазамиWC и W2C распределено следующим образом,мас. %: 32,1 WC и 67,9 W2C (рис. 2, а). Это можнообъяснить тем, что несмотря на технологическуюстабильность процесса выплавки литых стержнейвозникают обстоятельства, при которых строгийконтроль времени выдержки жидкого расплава в

лодочке и последующего его слива влитник бывают крайне затруднены(задымленность нагревательного эле-мента, невозможность визуальногоконтроля за процессом плавленияшихтовой смеси и др.). При этом воз-никают явные предпосылки для на-рушения стехиометрического соотно-шения между рассматриваемыми фа-зами.

При дифрактометрии проб сфери-ческих частиц обнаружено, что соот-

ношение между фазами WC и W2C максимальностремится к эвтекти- ческому и составляет, мас.%: 21,4 WC и 76,8 W2C (рис. 2, б). Эти данныеподтверждают предположение, что в процессетермоцентробежного распыления создаются иде-альные условия (мгновенный отрыв жидкой фазыв виде малого объема (капли) и его моментальнаякристаллизация) для измельчения структуры и по-лучения эвтектической пропорции WC/W2C =20/80. Содержание свободного вольфрама состав-ляет 1,8 мас. % и связано, по всей вероятности, свыделением незначительного количества вольфра-ма на поверхности частиц по теории, рассмотреннойв работе [6].

Таким образом, качество слитков карбидоввольфрама, являющихся исходным сырьем дляпроизводства сферических частиц, практическине зависит от способа их получения. Изготовлениесферических частиц карбидов вольфрама с из-мельченной и упорядоченной структурой, повы-шенной микротвердостью и приближенных кэвтектическому соотношению фаз WC/W2C == 20/80 возможно только при условии повторногопереплава литых карбидов вольфрама.

1. Самсонов Г. В., Витрянюк В. Н., Чаплыгин Ф. И. Карби-ды вольфрама. — Киев: Наук. думка, 1974. — 176 с.

2. А. с. 1381840 СССР. Установка центробежного распыле-ния стержней из тугоплавких материалов / А. И. Белый,Б. В. Данильченко, В. С. Гончаренко, В. И. Дзыкович. —Опубл. 15.10.1987.

3. Пат. 20516А Україна. Спосіб одержання гранульованихтугоплавких матеріалів / К. А. Ющенко, О. П. Жудра,О. І. Білий, В. І. Дзыкович. — Опубл. 15.07.1997.

4. Самсонов Г. В., Упадхай Т. Ш., Нешпор В. С. Физичес-кое материаловедение карбидов. — Киев: Наук. думка,1974. — 440 с.

5. ftp://ftp.bam.de/Powder_Cell/pcw23.exe.6. Математическое моделирование процесса получения

сферических гранул плавленых карбидов вольфрама /В. И. Махненко, Е. А. Великоиваненко, А. П. Жудра идр. // Автомат. сварка. — 2004. — № 2. — С. 3–10.

The effect of the centrifugal spraying process on structure, microhardness and stoichiometric composition of sphericaltungsten carbide granules was investigated. Comparative analysis of spraying raw materials (ingots) and spherical particleswas conducted. It was proved that only remelting of the spraying material can provide the granulated WC-W2C particleswith the highest microhardness and wear resistance.


Рис. 2. Фрагмент полнопрофильного анализа дифракционнойкартины образца 6/03-ст.И (а) и 6/03-сф-1 (б)

Т а б л и ц а 2. Результаты вычислений параметров решетки

№ образца Фазовоесостояние

Содержаниефазы, мас. %

Параметры решетки, нм Ориентациярешеткиа с

6/03-ст.И WC 32,07 0,29058 0,28373 0,6598

W2C 67,93 0,51850 0,47345 —

6/03-сф-1 WC 21,43 0,29078 0,28383 —

W2C 76,82 0,51909 0,47311 —

W 1,76 0,31667 — —

54 4/2009

УДК 620.193.1:193.13

ПРИМЕНЕНИЕ ЗАЩИТНОГО НАСАДКАПРИ ГАЗОТЕРМИЧЕСКОМ НАПЫЛЕНИИКВАЗИКРИСТАЛЛИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙА. П. МУРАШОВ, канд. техн. наук, И. А. ДЕМЬЯНОВ, А. П. ГРИЩЕНКО,

А. Н. БУРЛАЧЕНКО, Н. В. ВИГИЛЯНСКАЯ, инженеры (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Исследована эффективность применения насадка при плазменно-дуговом напылении покрытий из квази-кристаллического сплава системы Al–Cu–Fe. Установлено, что насадок позволяет увеличить в напыляемом пок-рытии количество икосаэдрической фазы за счет улучшения условий нагрева и снижения степени окислениянапыляемого материала.

К л ю ч е в ы е с л о в а : газотермическое напыление, наса-док, покрытие, квазикристаллический сплав, икосаэдричес-кая фаза

Одним из приемов управления процессом плаз-менно-дугового напыления является применениеспециальных защитных насадков, с помощью ко-торых могут быть решены следующие задачи:

частичное освобождение покрытий от загряз-нений, обусловленных протеканием неконтроли-руемых реакций напыляемого материала и напы-ленного слоя с активными компонентами окру-жающей среды;

защита от перегрева, окисления и запыленияповерхности основы вне зоны напыления или эф-фективного пятна напыления;

варьирование коэффициентом сосредоточен-ности газопорошковой струи, протяженностью еевысокотемпературной области, составом и давле-нием среды в зоне напыления [1].

В данной работе защитный насадок был при-менен при плазменно-дуговом напылении покры-тий из сплава Al63Cu25Fe12, имеющих квазикрис-таллическую структуру с целью увеличения про-тяженности нагрева порошка и уменьшениястепени окисления напыляемого материала [2].Одним из условий получения покрытий с высокимсодержанием квазикристаллической составляю-щей является максимальное сохранение исходно-го состава, особенно алюминия как элемента, име-ющего высокое сродство к кислороду [3]. Задачейработы являлось максимальное сохранение сос-тава исходного порошка при напылении покрытияпутем дополнительного обжима плазменнойструи потоком спутного газа, ограничивающимподмешивание кислорода воздуха в объем струи,возможного уменьшения необходимой мощностиплазменной струи, обеспечивающей нагрев напы-ляемого материала без перегрева поверхностичастиц порошка.

Насадок (рис. 1) включает керамическую имедную водоохлаждаемую части. Внутрь керами-ческой втулки через два штуцера, расположенныхдруг напротив друга, подается транспортирую-щий газ вместе с напыляемым порошком. Крометого, через каналы, выполненные по периметрукерамической втулки сверху, на границе с сопломподается спутный защитный газ (аргон или азот).Применение керамической изолирующей втулкипозволяет электрически разделить насадок от соп-

© А. П. Мурашов, И. А. Демьянов, А. П. Грищенко, А. Н. Бурлаченко, Н. В. Вигилянская, 2009

Рис. 1. Система плазменно-дугового напыления с насадком

4/2009 55

ла и использовать его, не изменяя параметры на-пыления, установленные без применения насадка.Подача спутного защитного газа позволяет защи-тить порошок при напылении от окисления кис-лородом воздуха, обычно втягивающегося в на-садок из-за разницы давления внутри насадка иокружающей средой. Применение подачи порош-ка через два штуцера позволяет повысить произ-

водительность при напылении в результатевозможности увеличения расхода транспор-тирующего газа в 1,5…2 раза, что снижаетриск образования «пробок» из порошка,особенно при подаче порошков, имеющихплохую текучесть.

Общая высота насадка составляет 82 мм,что позволяет использовать его для полу-чения покрытий из большинства порошковс дистанцией напыления 90…140 мм ибольше.

Порошок квазикристаллического сплаваAl63Cu25Fe12 получен распылением водой

и состоит из частиц неправильной округлой и про-долговатой формы с развитой поверхностью.Фракция порошка от –63 до +40 мкм. Текучестьпорошка составляет 35 с/50 г, насыпная плотность2,15 ± 0,01 г/см3. Результаты рентгеностуктурно-фазового анализа показали содержание в нем ква-зикристаллической икосаэдрической ψ-фазы око-ло 80 мас. %.

В таблице приведены значения выбранных па-раметров напыления.

На рис. 2 приведена микроструктура покры-тий, напыленных плазменно-дуговым методом снасадком и без насадка из порошка Al63Cu25Fe12.

Результаты рентгеностуктурнофазового ана-лиза покрытий показали, что содержание квазик-ристаллической фазы в покрытии, напыленном снасадком, увеличивается на 12 % по сравнениюс покрытием, напыленным без насадка (62 и 50 %соответственно). В обоих случаях покрытия полу-чаются плотные с малым количеством пор, имеютламелярную структуру, отслоений от основы ненаблюдается.

Таким образом, применение защитного насад-ка в условиях плазменно-дугового напыленияпокрытий с квазикристаллической структуройпозволяет получать покрытия с повышенным со-держанием квазикристаллической фазы.

1. Кудинов В. В., Косолапов А. Н., Пекшев П. Ю. Насадки длясоздания местной защиты при плазменном напылении //Изв. CО АН СССР. Сер. техн. наук. — 1987. — 21, Вып. 6.

2. Оптимизация параметров и условий применения газоди-намических насадок при газотермическом напылении /Ю. С. Борисов, В. Н. Коржик, А. В. Чернышев, А. П. Му-рашов // Автомат. сварка. — 1991. — № 8. — С. 67–70.

3. Sordelet O., Besser M. Particle size effects on chemistry andstructure of Al–Cu–Fe quasicryctalline plasma sprayed coa-tings // Proc. of the 9th National Thermal Spray conf., Cincin-nati, Ohio. — 1996, 7–11 Oct. — P. 419–428.

The effectiveness of application of an attachment in plasma-arc spraying of coatings from a quasi-crystalline Al–Cu–Fealloy was studied. It is established that attachment allows increasing the amount of the icosahedral phase in the coatingby improvement of the conditions of heating and lowering the degree of oxidation of the sprayed material.


Параметры напыления порошка сплава Al63Cu25Fe12 плазменно-дуговым методом

Параметр Напылениебез насадка

Напылениес насадком

Ток напыления, А 500 350...400

Напряжение на плазмотроне, В 30 30

Расход плазмообразующего газа (аргона), л/мин 26 26

Расход транспортирующего газа (азота), л/мин 3,7 4,5

Расход спутного газа (аргона), л/мин — 4,75

Расход порошка, г/мин 30 45

Дистанция напыления, мм 110 110

Рис. 2. Микроструктура ( 200) покрытий из порошкаAl63Cu25Fe12, напыленных плазменно-дуговым методом с на-садком (а) и без (б)

56 4/2009

УДК 621.791(088.8)

ПАТЕНТЫ В ОБЛАСТИ СВАРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА*СПОСОБ ПРАВКИ КОНЦОВ ТРУБ ПЕРЕД ИХ СВАР-КОЙ ВСТЫК. Изобретение относится к области обработкиметаллов давлением и может быть использовано при ремонтетрубопроводов из стальных труб. Сравнивают размеры иформы соединяемых концов труб, определяют направлениеи интенсивность распределенного усилия правки, обеспечи-вают совпадения размеров и форм концов труб действиемна стенки труб по всему его периметру распределенным уси-лием правки. При этом распределенным усилием правки воз-действуют по образующей трубы на участке, протяженностькоторого устанавливают в зависимости от интенсивностираспределенного усилия правки. В части участка, начинаю-щегося от торца трубы, интенсивность распределенного уси-лия устанавливают постоянной величины, а в оставшейсячасти уменьшают равномерно до нуля. Снижаются кривизнаповерхности стенки и напряжения в ней. Патент РФ 2345875.Х. А. Азметов, И. А. Матлашов, З. Х. Павлова (ГУП «ИП-ТЕР»).

УСТРОЙСТВО ДЛЯ ДИФФУЗИОННОЙ СВАРКИ ТОН-КОСТЕННЫХ СЛОИСТЫХ КОНСТРУКЦИЙ. Изобрете-ние может быть использовано для диффузионной сварки кон-струкций, преимущественно из титановых сплавов. Междуверхним и нижним базовыми элементами расположен рабо-чий контейнер. Он включает корпус с фланцами, крышку ввиде гибкой мембраны, трубопровод для вакуумированияконтейнера и подачи в него инертного газа. Внутри корпусаразмещены компенсаторы и технологические листы. Техно-логическая оболочка установлена между верхним базовымэлементом и крышкой рабочего контейнера и соединена сфланцами корпуса рабочего контейнера герметичным швомс образованием вакуумируемой технологической камеры, за-полняемой инертным газом. Рабочий контейнер имеет крае-вые припуски, соединенные с его крышкой герметичнымшвом, размещенным внутри технологической камеры. Уст-ройство позволяет повысить прочность получаемых диффу-зионных соединений. Патент РФ 2345874. М. Н. Шушпанов,В. Ю. Зубарев, Г. Н. Коломенская и др. (ОАО «Воронежскоеакционерное самолетостроительное общество»).

ИНСТРУМЕНТ ДЛЯ СВАРКИ ТРЕНИЕМ С ПЕРЕМЕ-ШИВАНИЕМ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ И СПО-СОБ СВАРКИ. Инструмент для сварки трением с переме-шиванием алюминиевых сплавов, содержащий цилиндричес-кий корпус, верхняя часть которого соединена с источникомэнергии для обеспечения его вращения, а в отверстии ниж-него торца с помощью стопора закреплен сменный палец,отличающийся тем, что на цилиндрической поверхностисменного пальца выполнены одна или несколько направля-ющих канавок с отклонением от образующей на угол α от10 до 45°, при этом суммарная площадь поперечного сечениянаправляющих канавок равна 0,03…0,11 площади попереч-ного сечения пальца. Приведены и другие отличительныепризнаки. Заявка РФ 2007128635. Е. А. Алифиренко, В. М.Зарубин, А. С. Орыщенко и др. («ЦНИИ КМ «ПРОМЕТЕЙ»).

ЦЕНТРАТОР ДЛЯ ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВОЙ СВАРКИКОЛЬЦЕВЫХ СТЫКОВ. Центратор для электронно-луче-вой сварки кольцевых стыков оболочек с локальным ваку-

умированием зоны сварки, включающий корпус и подвиж-ные в радиальном направлении сегменты, снабженные меха-низмом перемещения, отличающийся тем, что на сегментахустановлена кольцевая покрышка из эластичного материалаи прижимы, подвижные в радиальном направлении для гер-метизации кольцевой полости под стыком, образованной сег-ментами и свариваемыми оболочками после сборки под свар-ку, а на каждом сегменте под покрышкой закреплен козырек,сопрягающийся внахлестку с соседним сегментом и перек-рывающий зазор между сегментами. Заявка РФ 2007128304.А. Г. Двуреченский, В. Е. Капустин (ФГУП НИИ «Гермес»).

СПОСОБ ПРОИЗВОДСТВА ХОЛОДНОКАТАНЫХТРУБ БОЛЬШОГО И СРЕДНЕГО ДИАМЕТРОВ ИЗСПЛАВОВ НА ОСНОВЕ ТИТАНА ИЗ СВАРНЫХ ЗАГО-ТОВОК С ОДНИМ ИЛИ ДВУМЯ ПРОДОЛЬНЫМИШВАМИ. Способ производства холоднокатаных труб боль-шого и среднего диаметров из сплавов на основе титана изсварных заготовок с одним или двумя продольными швами,включающий формовку листовых заготовок на вальцах втрубные передельные заготовки или формовку полуцилинд-ров, сварку продольных кромок расходуемым или не расхо-дуемым электродом в защитной среде аргона с усилениемнаружных швов 1,0…1,5 мм, а внутренних не более 1,0 мми прокатку их в холоднокатаные трубы максимального диа-метра, отличающийся тем, что перед прокаткой передельныхзаготовок в товарные трубы максимального диаметра произ-водят технологический прокат их в передельные трубныезаготовки с обжатием сварных швов 20…25 %. Заявка РФ2007127582. А. В. Сафьянов, А. А. Федоров, С. Г. Чикалови др. (ОАО «Челябинский трубопрокатный завод»).

ЭЛЕКТРОДОДЕРЖАТЕЛЬ ДЛЯ РУЧНОЙ ЭЛЕКТРО-ДУГОВОЙ СВАРКИ С УДАЛЕННЫМ МАГАЗИНОМ.Электрододержатель для ручной электродуговой сварки сштучным металлическим плавящимся электродом, отличаю-щийся тем, что он состоит из двух не скрепленных междусобой частей: ручного зажима, содержащего рукоятку, прик-репленный к рукоятке зажим для электрода, и неподвижнойчасти, содержащей станину, с прикрепленными к ней под-вижно или неподвижно магазином для электродов, и однимили несколькими зажимами для электрода. Приведены и дру-гие отличительные признаки. Заявка РФ 2007127443. М. Ю.Бузько.

СПОСОБ ЛЕГИРОВАНИЯ СВАРНОГО ШВА ПРИ ДУ-ГОВОЙ СВАРКЕ В СРЕДЕ АКТИВНЫХ ГАЗОВ. Способлегирования сварного шва при дуговой сварке в среде актив-ных газов, включающий легирование сварного шва и наплав-ку металла электродной проволокой, отличающийся тем, чтолегирование сварного шва осуществляют перед наплавкойпутем предварительного напекания легирующих компонен-тов на свариваемые поверхности. Заявка РФ 2007127238.Н. Т. Кривочуров, В. В. Иванайский, Е. А. Иванайский, Г. А.Вольферц (Алтайский госагроуниверситет).

СПОСОБ КОНТАКТНОЙ ТОЧЕЧНОЙ СВАРКИ ПЛОС-КИХ ДЕТАЛЕЙ ИЗ ЛИСТОВОГО МЕТАЛЛА С ДЕТА-ЛЯМИ ЦИЛИНДРИЧЕСКОЙ ФОРМЫ. Способ контакт-ной точечной сварки плоских деталей из листового металлас деталями цилиндрической формы, включающий установкуцилиндрической детали на плоскую деталь и последующую* Приведены сведения о заявках и патентах РФ, представленных на

сайте http: //www.fips.ru/russite/default.htm.

4/2009 57

сварку посредством электродов, отличающийся тем, что вплоской детали выполняют продолговатые прорези шириной2…10 мм, длину прорези определяют по условию — L ≥ tшмм, где tш — минимальный шаг между сварными точками сучетом шунтирования сварочного тока в предыдущую точку,при этом прорези располагают между точками сварки пер-пендикулярно линии установки цилиндрической детали, вколичестве на одну меньше, чем число точек сварки, а числоточек сварки определяют из условия: Fразр < nFточки, где Fразр— усилие, действующее на сварное соединение; n — числоточек сварки; Fточки — минимальное усилие разрушения насрез сварной точки для выбранного металла и толщины плос-кой детали, причем ширину перемычки на плоской деталивыбирают по формуле — b1 = [dя + (1…5)] мм, где dя —диаметр литого ядра сварной точки для выбранной толщинылистового металла, а в качестве нижнего электрода исполь-зуют электрод, выполненный с контактной поверхностьюравной ширине перемычки на плоской детали. Заявка РФ2007127152. А. Ф. Головаченко (РУП «МАЗ»).

УСТРОЙСТВО ДЛЯ СБОРКИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХКОНСТРУКЦИЙ И ВРАЩЕНИЯ ИХ ВО ВРЕМЯ СВАР-КИ. Изобретение относится к устройствам для сборки и вра-щения во время сварки металлических конструкций, преи-мущественно спиралевидных катков сельскохозяйственныхмашин. Подвижная стойка установлена с возможностью пос-тупательного перемещения относительно другой стойки спомощью механизма ее перемещения, содержащего направ-ляющие, установленные параллельно направлению переме-щения подвижной стойки. На каждой стойке при помощицилиндрического шарнира вращения установлен крепежныйбарабан. На одной из стоек установлен храповой механизм.Его храповое колесо соединено с одним из крепежных бара-банов, а собачка шарнирно установлена на одной из стоек.Между стойками установлен поддерживающий механизм,содержащий поддерживающие балки, установленные парал-лельно направляющим механизма перемещения подвижнойстойки. Направляющая каретка содержит корпус и установ-ленные на нем опорные ролики, ось вращения которых рас-положена под острым углом к осевой линии корпуса каретки.Направляющий механизм содержит корпус, опорную пло-щадку и два прижимных ролика. В результате достигаетсяточная расстановка и фиксирование в заданном положениисоставных частей спиралевидных катков сельскохозяйствен-ных машин, исключается продольный прогиб свариваемойконструкции и снижается процент производственного брака.Патент РФ 2344912. С. В. Кандыбка.

СПОСОБ СВАРКИ ЭМАЛИРОВАННЫХ ТРУБ С ВНУТ-РЕННЕЙ ЗАЩИТОЙ СВАРНОГО СТЫКА. Изобретениеотносится к способу сварки эмалированных труб и можетбыть использовано при защите сварных швов труб от кор-розии при строительстве и ремонте трубопроводов, предназ-наченных для транспортирования продуктов нефтеперера-ботки, различных агрессивных сред и воды. С внутреннейстороны по концам труб приваривают кольца из коррозион-ностойкой стали. Соединение труб осуществляют способомимпульсно-дуговой сварки с длительностью протекания токаимпульса Tи = 230…270 мс, длительностью протекания токапаузы Tп = 240…280 мс. Для сварки используют аустенитныеэлектроды, имеющие химический состав, близкий к составукоррозионностойкой стали. Преимуществами способа явля-ются его простота, повышение качества сварки двухслойныхтруб, обеспечение сохранности эмалевого покрытия на внут-ренней поверхности труб с одновременным обеспечениемзащиты от коррозии сварных швов. Патент РФ 2344910. А. А.Хайдарова, С. Ф. Гнюсов, Б. Ф. Советченко (Томский поли-технический университет).

СПОСОБ ДУГОВОЙ СВАРКИ НАМАГНИЧЕННЫХОБЪЕКТОВ ПРИ РЕМОНТНО-ВОССТАНОВИТЕЛЬ-НЫХ РАБОТАХ. Изобретение относится к способу дуговойсварки намагниченных объектов при ремонтно-восстанови-тельных работах и может быть использовано для сварныхнамагниченных стыков магистральных трубопроводов. Спо-соб включает удаление дефектной зоны, установку сварныхстыков, концентрацию магнитного поля в локальной зоне,противодействующему остаточному магнитному полю, свар-ку стыков. На область сварки объектов воздействуют маг-нитным полем по нормали к шву и оси дуги одновременносо сваркой. При этом переменное магнитное поле создаютза счет накладываемой катушки, которую покрывают асбес-товой лентой и запитывают с частотой 50 Гц. Кроме того,амплитуда переменного магнитного поля у поверхностисварки объекта составляет 80…100 % остаточной намагни-ченности в зазоре. Изобретение позволяет обеспечить упро-щение технологического процесса и стабильное качествосварных соединений для намагниченных объектов без ихразмагничивания. Патент РФ 2344909. А. И. Синев, Г. И.Филиппов, А. К. Морозов (ЗАО «Газприборавтоматикасер-вис»).

УСТРОЙСТВО ДЛЯ ДУГОВОЙ СВАРКИ. Изобретениеотносится к устройству для дуговой сварки и может бытьиспользовано в различных отраслях народного хозяйства приэлектродуговой сварке неплавящимся электродом в среде за-щитных газов. Устройство содержит сварочную горелку смеханизмом поперечных колебаний, который выполнен в ви-де трубчатой винтовой пружины. Один конец трубчатой вин-товой пружины неподвижно соединен с корпусом, в которомимеется входной канал для поступления охлаждающей жид-кости во внутреннюю полость винтовой пружины и выход-ной канал для выхода жидкости. Другой конец трубчатойвинтовой пружины закреплен с кронштейном. В кронштейнеимеются канал для поступления жидкости в сварочную го-релку и канал для выхода из нее. В штуцере установленрегулировочный винт с переменным сечением. Регулирова-ние колебаний электрода осуществляется за счет изменениядавления во внутренней полости трубчатой винтовой пружи-ны вследствие уменьшения или увеличения сечения выход-ного канала с помощью регулировочного винта. В результатедостигается повышение качества сварных соединений за счетосуществления сварки с поперечными колебаниями электро-да. Патент РФ 2344908. В. Н. Тефанов, С. С. Вежнина, К. В.Тефанов (Уфимский государственный авиационный техни-ческий университет).

УСОВЕРШЕНСТВОВАННЫЙ КОНТАКТОРНЫЙ УЗЕЛДЛЯ МЕХАНИЗМА ПОДАЧИ ПРОВОЛОКИ. Изобрете-ние относится к области сварки, в частности к переносныммеханизмам подачи сварочной проволоки, и может найтиприменение при проведении сварочных работ в различныхотраслях промышленности. Входной элемент переносногомеханизма подачи проволоки электрически соединен с ис-точником питания. Выходной элемент избирательно элект-рически соединен с входным элементом для приема свароч-ного тока. Контактор включает первый электрический вывод,второй электрический вывод и проводящую перемычку дляизбирательного электрического соединения входного эле-мента с выходным элементом. Первый электрический выводэлектрически соединен с входным элементом. Второй элек-трический вывод электрически соединен с выходным эле-ментом. Проводящая перемычка выполнена с возможностьюперемещения между первым положением, в котором онаэлектрически соединяет первый электрический вывод со вто-рым электрическим выводом, и вторым положением, в кото-ром она отделена, по меньшей мере, от одного из первого ивторого электрических выводов для электрического отсоеди-

58 4/2009

нения выводов друг от друга. Приведены и другие отличи-тельные признаки. Патент РФ 2344907. Н. Г. Мормино (Лин-кольн Глобал, инк).

ЭЛЕКТРОД ДЛЯ КОНТАКТНОЙ И РОЛИКОВОЙСВАРКИ. Электрод для контактной и роликовой сварки,содержащий основу из высокоэлектро- и теплопроводногоматериала и рабочую поверхность, упрочненную слоем извысокопрочного, жаростойкого материала, отличающийсятем, что поверх рабочей поверхности электрода размещаютфольгу из высокоэлектро- и теплопроводного материала, ко-торую замыкают с основой электрода. Заявка РФ 2007126198.М. З. Нафиков, И. И. Загиров, Р. Н. Сайфуллин (Башкирскийгосударственный аграрный университет).

КОМПОЗИЦИОННЫЙ ЭЛЕКТРОД ДЛЯ ДУГОВОЙСВАРКИ. Композиционный электрод для дуговой сварки,состоящий из металлического стержня с нанесенным на по-верхность стержня композиционным покрытием, состоящимиз металлической матрицы с распределенной в ней диспер-сной фазой из активирующего флюса, отличающийся тем,что на поверхность композиционного покрытия нанесен слойшлакообразующих и газообразующих компонентов. Приве-дены и другие отличительные признаки. Заявка РФ2007126117. С. Г. Паршин, Ю. В. Казаков, С. С. Паршин.

СПОСОБ ПОЛУЧЕНИЯ ИЗДЕЛИЙ С ВНУТРЕННИМИПОЛОСТЯМИ СВАРКОЙ ВЗРЫВОМ. Способ полученияизделий с внутренними полостями сваркой взрывом, прикотором используют полостеобразующие элементы в видетруб с удаляемым водным наполнителем и плакируют ихснаружи сваркой взрывом, отличающийся тем, что собираютплоский пакет под сварку взрывом из полостеобразующихэлементов в виде металлических труб с толщиной стенокравной 0,133…0,2 их наружного диаметра, заполняют полос-ти труб водным наполнителем, размещают пакет симметрич-но со сварочными зазорами между промежуточными прос-лойками из высокопластичного металла с толщиной равной0,4…0,6 наружного диаметра труб и металлическими обли-цовками, располагают на наружных поверхностях металли-ческих облицовок заряды взрывчатого вещества и осущест-вляют сварку взрывом путем одновременного инициирова-ния взрыва зарядов взрывчатого вещества с направлениемдетонации вдоль труб, при этом процесс сварки ведут прискорости детонации взрывчатого вещества равной1690…2280 м/с, сварочные зазоры и толщины зарядов взрыв-чатого вещества выбирают такими, чтобы скорость соударе-ния металлических облицовок с промежуточными прослой-ками была в пределах 330…450 м/с, а скорость соударенияпромежуточных прослоек с трубами пакета была в пределах

240…380 м/с с получением при этом цельносварного изделияс внутренними полостями. Заявка РФ 2007125917. С. П. Пи-сарев, Ю. П. Трыков, Л. М. Гуревич (Волгоградский ГТУ).

СПОСОБ АВТОМАТИЧЕСКОЙ АРГОННО-ДУГОВОЙСВАРКИ СТАЛЬНЫХ ТРУБ НЕПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕК-ТРОДОМ. Изобретение относится к области электродуговойсварки, а именно к способу автоматической аргонно-дуговойсварки нахлесточных соединений стальных труб неплавя-щимся электродом. Способ включает предварительную под-готовку кромок труб и сварку наклонным электродом привращении свариваемых труб относительно электрода с обра-зованием сварного шва. Осевое вращение свариваемых трубведут со скоростью 0,1…0,8 об/мин. Наклон электрода осу-ществляют в двух плоскостях: на угол 50…70° относительнооси изделия и на угол 60…85° относительно плоскости свар-ного шва. Технический результат заключается в повышениикачества сварных швов в нахлесточном соединении стальныхтруб, снижении величины биения при вращении длинномер-ного сварного изделия и уменьшении себестоимости сварнойпродукции. Патент РФ 2344026. В. М. Бельских, В. В. Ко-динцев, М. С. Краев (ОАО «Чепецкий механический завод»).

СТАН ДЛЯ СБОРКИ И СВАРКИ ПРЯМОШОВНЫХТРУБ. Изобретение относится к трубосварочному производ-ству, а точнее к производству труб большого диаметра иззаготовок конечной длины. Стан содержит установленные втехнологической последовательности входные рольганги,сборочное устройство, цепной заталкиватель с подвижнымупором, устройство для сварки и выходной рольганг. Парал-лельно оси стана расположен транспортный рольганг, кото-рый связан с входными и выходным рольгангами передаточ-ными тележками, установленными с возможностью переме-щения перпендикулярно оси стана. Стан снабжен пере-даточным устройством портального типа со средством длязахвата, подъема и передачи трубной заготовки, соединяю-щим транспортный рольганг с цепным заталкивателем. Зацепным заталкивателем размещен опускающийся упор с вра-щающимся ножом. Подвижный упор цепного заталкивателявыполнен с возможностью как парной сборки, так и протал-кивания трубных заготовок двухшовных и одношовных свар-ных труб. Изобретение позволит производить качественнуюсборку и сварку как одношовных, так и двухшовных труббольшого диаметра из заготовок конечной длины и тем са-мым расширить его технологические возможности, а такжеуменьшить занимаемую площадь и снизить стоимость изго-товления и эксплуатации. Патент РФ 2344011. В. Н. Баранов,В. В. Бедняков, О. М. Фартушной, Т. И. Осинская (ОАО«Электростальский завод тяжелого машиностроения»).

4/2009 59

M. I. Onsoien, M. M’Hamdi and A. Mo.ДИАГРАММА ССТ ДЛЯ МОРСКИХ ТРУБОПРОВОДОВ ИЗ СТАЛИ Х70

С помощью дилатометрии и металлографических анали-зов представлена схема превращений при непрерывном ох-лаждении (ССТ) типичная для металла ЗТВ при сварочныхработах с относительно быстрым нагревом до 1200 °С при-менительно к морским трубопроводам из стали марки Х70с учетом коэффициентов линейного теплового расширениядля фаз аустенита и бейнита. Для выполнения этих работбыл построен дилатометр. Для сравнения сталь также былаиспытана на промышленном дилатометре, который исполь-

зует более крупные образцы, чем лабораторный дилатометр.Необходимость использования относительно небольших ди-латометрических образцов с целью уменьшения неточности,связанной с температурными градиентами, была обоснованас помощью математического моделирования, показывающе-го, что цилиндрические образцы длиной 20 мм и диаметром3 мм являются достаточно маленькими и вполне приемле-мыми.

F. F. Noecker II and J. N. DuPont. МЕТАЛЛУРГИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ РАСТРЕСКИВАНИЯ(ПРОВАЛА ПЛАСТИЧНОСТИ) В СПЛАВАХ НА Ni-ОСНОВЕ: Ч. I

Сплав 690 (А690) является сплавом системы Ni–Cr–Fe схорошим сопротивлением общей и локальной коррозии ирастрескиванию относительно коррозии под напряжением.Однако сопутствующий сплаву присадочный материал FM52для сплава А690, как утверждают некоторые исследователи,проявляет склонность к растрескиванию (провалу пластич-ности), которая ограничивает его широкое использование длясоединения. Испытание горячей пластичности на установкеGleeble® использовали для оценки склонности к растрески-ванию деформируемого сплава 600 (А600) и А690 вместе сих сопутствующими присадочными материалами 82Н(FM82H) и FM52 по всей ветви нагрева и охлаждения, мо-делирующего тепловой цикл сварки. Выполнено сравнениекак макроскопического механического измерения (пластич-ность и предел прочности при растяжении), так и микроско-пического измерения (нормированная длина трещины). На-ибольшее сопротивление растрескиванию наблюдалось в об-разцах сплавов А600 и А690 во время нагрева, трещин в нихне образовывалось, даже если образцы разрушались. Обна-ружено, что А690 и FM52 формируют промежуточный про-вал пластичности и растрескивание при охлаждении, что со-ответствовало увеличению длины трещины растрескиванияпо отношению к длине границы зерна. Трещины в областипровала в основном были ориентированы под углом 45° коси растяжения и имели вид клина, что указывает на сдвигграницы зерна. Горячая пластичность и сопротивление рас-трескиванию FM82H оставались высокими на протяжениивсего теплового цикла. Склонность к растрескиванию в FM52и FM82Н снизилась, когда тепловой цикл был трансформи-рован на активирование выделения межзеренных карбидов.Эти межзеренные карбиды выступают в качестве средствадля снижения склонности к растрескиванию путем ограни-чения сдвига границы зерна. Более детально микроструктур-

ная обработка и микрохимическая оценка во время тепловогоцикла и их влияние на механизм (ы) растрескивания будутописаны во второй части статьи.

Проведенные исследования указывает на то, что областиметалла сварного соединения, подвергнутые промежуточ-ным перегревам, когда пиковая температура превышает тем-пературу растворения промежуточных карбидов, будут под-вержены растрескиванию. Предполагается, что области, наг-ретые выше температуры растворения карбидов, но нижетемпературы ликвидуса, станут более уязвимы для растрес-кивания. Размер этой уязвимой области металла соединенийможно уменьшить при помощи формирования межзеренныхвыделений, которые являются стабильными при более высо-кой температуре, как, например, в случае с NbC, которыйформируется при применении присадочного материалаFM82H.

Растрескивание (провал пластичности) образуется в ос-новном вдоль границ зерна, ориентированного под углом 45°по отношению к оси растяжения. Это указывает на то, чтосдвиг границы зерна играет роль в растрескивании. Болеетого, трещины наблюдаются при температурах выше темпе-ратуры растворения карбида М23С6 для FM52 (1149 °С) вобоих случаях как при нагреве, так и при охлаждении. Этоможно объяснить сдвигом границы зерна, а не существую-щей гипотезой о растрескивании, вызванном пограничнымивыделениями, так как при 1148 °С карбиды М23С6 в FM52,во-первых, не присутствуют, а во-вторых, не предполагается,что они образуются во время испытания на горячую плас-тичность, поскольку температура испытания выше темпера-туры растворения М23С6 (1136 °С). Дальнейшие исследо-вания механизма растрескивания (провала пластичности) ивлияния микроструктурных условий на склонность к раст-рескиванию будут обсуждаться во второй части статьи.

ПО СТРАНИЦАМ ЖУРНАЛА«WELDING JOURNAL»

2009, № 1

60 4/2009

Jose E. Ramirez. ОЦЕНКА МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МЕТАЛЛА ШВАИЗ ВЫСОКОПРОЧНОЙ СТАЛИ

Основной импульс в развитии высокопрочных сталей(ВПС) был обусловлен необходимостью повышения их проч-ности, увеличения вязкости и улучшения свариваемости. Вы-сокопрочные стали с пределом текучести 450 МПа (Х70) и550 МПа (Х80) все больше и больше используются в различ-ных конструкциях, что сопровождается возможностью при-менения более тонкостенных секций и соответственно к сни-жению массы конструкции и экономии средств на их изго-товление. Дополнительное совершенствование химическогосостава и методик обработки привело к разработке и испы-танию более высокопрочных сталей типа Х100 и Х120. Врезультате для получения металла шва с механическимисвойствами в значительной степени эквивалентными меха-ническим свойствам основного металла все время необходи-мы новые усилия по совершенствованию сварочных процес-сов и сварочных материалов. Для достижения положитель-ного результата необходимо правильное пониманиевзаимосвязи химических и микроструктурных свойств в ме-талле шва ВПС.

Рассмотрены характеристики растяжения, ударной вязкостипо Шарпи и вязкости раскрытия в вершине трещины металлашвов ВПС, позволившие сделать следующие выводы:

углеродный эквивалент СЕIIW обеспечивает хорошуювзаимосвязь между химическим составом, микроструктурой,и механическими свойствами металла шва при растяжении;

предел текучести находится в диапазоне между 670 и1030 МПа. Металл шва с пределом текучести 1030 МПа былполучен при помощи сварочных материалов Е120Х;

пластичность и относительное удлинение снижаются сповышением прочности. Относительные удлинения 13 и 3 %наблюдались в металле шва, наплавленном при помощи со-ответственно сварочных материалов Е100Х и Е120Х;

металл швов демонстрирует различное поведение ударапо Шарпи. Температура перехода из вязкого состояния вхрупкое наплавленного металла шва находится в диапазонеот –35 до 170 °С;

вязкость раскрытия в вершине трещины металлов швапри –10 °С демонстрирует большое количество рассеиванияи колеблется от 0,01 до 0,62 мм. Предел текучести не имеетчеткого влияния на вязкость раскрытия в вершине трещины.Уровень кислорода, углерода и азота в металле шва значи-тельно влияет на вязкость раскрытия в вершине трещиныметалла шва;

наилучшая вязкость раскрытия трещины наблюдалась вметалле шва с уровнями кислорода, углерода и азота, кото-рые колеблются в диапазоне от 260 до 360, 0,0055…0,068 и40…140 промилей соответственно. В основном наилучшаявязкость раскрытия трещины шва была получена при исполь-зовании дуговых процессов сварка с использованием защи-тых газов;

изменчивость удара по Шарпи и вязкости ВРТ металлашвов, которые наплавлены при помощи определенных сва-рочных материалов и сварочного процесса, были связаны сквалификацией сварщика, расположением образцов для ис-пытания по отношению к общему размещению шва, и красположению зазора в образце для испытания по отноше-нию к центральной линии шва.

УЛУЧШЕНИЕ ШВОВ, ПОЛУЧЕННЫХ ДУГОВОЙ СВАРКОЙПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ В СРЕДЕ ЗАЩИТНОГО ГАЗА

Хотя иногда кажется, что это относится к области ал-химии, на самом деле, нет ничего мистического или волшеб-ного в создании хорошего шва, полученного дуговой сваркойплавящимся электродом в среде защитного газа. Хорошийшов является результатом надлежащим образом работающе-го оборудования, хорошей методики и хорошей настройкиоборудования для конкретных применений.

Если один из этих трех элементов не на должном уровне,результатом, почти всегда, будет являться плохой шов. Спозиции оборудования, пистолет для газоэлектрическойсварки плавящимся электродом в среде защитного газа ирасходные материалы часто не рассматриваются как крити-ческие элементы в процессе создания высококачественныхшвов. Тем не менее, являясь наиболее манипулируемымичастями оборудования и ближе всего расположенными к ду-ге, пистолет и расходные материалы подвергаются продол-жительным механическим и тепловым деформациям.

Двумя основными элементами, которые гарантируют,что пистолет и расходные материалы не препятствуют воз-можности создания высококачественных швов, полученныхпри помощи дуговой сварки плавящимся электродом в средезащитного газа, являются надлежащее техническое обслужи-

вание пистолета и правильное определение и устранение не-исправностей при их появлении.

Конечно же, никакие профилактические меры не способ-ны остановить проблему появления неисправностей. Такимобразом, если возникает проблема, необходимо идентифици-ровать и исправить ее причину. Часто, одна и та же проблема,такая как неустойчивая подача проволоки, может иметь нес-колько причин ее появления. В таких случаях, правильнымявляется выполнение действий по поиску неисправностейначиная с самых простых элементов для последующей про-верки наиболее сложных.

Например, направляющая и контактный наконечник мо-гут являться источниками нестабильной подачи проволоки.Проверка направляющей занимает приблизительно в 20 разбольше времени, чем контактного наконечника, то есть це-лесообразно начать с контактного наконечника и только по-том проверить направляющую, если необходимо. Вот нес-колько наиболее распространенных неисправностей, которыевозникают в результате ненадлежащей работы пистолета илисварочных материалов: проволока не подается — оплавлениеконтактного наконечника, нестабильная подача проволоки;следствие — нестабильное горение дуги, появление порис-тости.

4/2009 61

УДК 621.791.009(100)

УКРАИНСКО-БЕЛОРУССКОЕ СОВЕЩАНИЕ-ПРЕЗЕНТАЦИЯТЕХНОЛОГИИ ЭЛЕКТРОСВАРКИ ЖИВЫХ ТКАНЕЙ

15 января 2009 г. в городской клинической больницескорой медицинской помощи г. Минска состоялосьрабочее совещание-презентация разработанной вИЭС им. Е. О. Патона технологии электрическойсварки живых тканей. В нем приняли участие глав-ные и ведущие специалисты Беларуси по хирургии.Со стороны Украины в совещании приняли участиед-р мед. наук С. Е. Подпрятов, хирург А. В. Лин-чевский и директор Международной ассоциации«Сварка» А. Т. Зельниченко.

Проф. Н. В. Завада (завкафедрой неотложной хи-рургии БелМАПО) и д-р мед. наук С. Е. Подпрятов(ведущий хирург Городской клинической больни-цы, г. Киев) провели лапароскопическую и откры-тую операцию людей с использованием хирурги-ческого сварочного электрокоагулятора ЕК-300М1.

Одновременно осуществлялась видеотрансляцияоперации участникам совещания, позволившая от-метить следующие достоинства технологии: быст-роту и точность разделения тканей, надежность ос-тановки кровотечения, отсутствие некротизирован-ных тканей и инородных тел в ране. При исполь-зовании электросварки нет необходимости исполь-зования хирургических нитей, клипс, резко сокра-щается расход марли, препаратов крови, кровеза-менителей, а также средств гемостаза.

На совещании были заслушаны также докладыоб опыте применения аппарата для сварки живыхтканей в Украине, с которыми выступили А. Т.Зельниченко, С. Е. Подпрятов. При последующемобсуждении операции и докладов проф. Н. В. За-вада, проф. А. В. Воробей, проф. Ю. Н. Гаин, про-ректор Белорусской медицинской академии после-дипломного образования, зам. директора Республи-канского научно-практического центра онкологии имедицинской радиологии д-р мед. наук В. Т. Кох-нюк, доц. С. В. Шахрай (кафедра общей хирургииБГМУ), проф. В. В. Троян (кафедра детской хи-рургии БелМАПО) отметили преимущества техно-логии электросварки по сравнению с существую-щими аналогами и высказали заинтересованность виспользовании указанного аппарата в своей хирур-гической практике. Главный хирург Министерстваздравоохранения доц. И. И. Пикиреня отметил ме-дицинскую и экономическую целесообразностьвнедрения технологии в Республике Беларусь иукомплектования отделений хирургического профи-ля указанным аппаратом и инструментами.

Участники совещания единодушно поддержаливыступавших и предложили главному хирургу И. И.

Пикирене обратиться к руководству Министерстваздравоохранения с предложением приобретенияaппаратов ЕК-300 М1 для больниц страны.

После совещания состоялась встреча И. И. Пи-кирени, А. Т. Зельниченко, С. Е. Подпрятова, А. В.Линчевского с первым заместителем министра здра-воохранения Р. А. Частнойтом, на котором обсуж-дены итоги совещания и сделано заключение о пер-спективности применения аппарата и инструментовдля сварки живых тканей в Республике Беларусь.

Отмечено, что аппарат ЕК-300 М1, серийно вы-пускаемый Международной ассоциацией «Сварка»по лицензии ИЭС им. Е. О. Патона, получил гиги-енический сертификат Республики Беларусь, но дляиспользования необходимо провести его регистра-цию Министерством здравоохранения РеспубликиБеларусь. Высказано мнение о целесообразностисоздания государственной программы обеспеченияотделений хирургического профиля указанной тех-никой и обучения хирургов.

А. Т. Зельниченко, канд. физ.-мат. наук

62 4/2009

УДК 621.791.009(100)

СЕМИНАР-ТРЕНИНГ КОМПАНИИ «HELVI» В КИЕВЕ28 января 2009 г. в Киеве на базе центра сервисногообслуживания фирмы «Форс» (дистрибьютер ком-пании «Helvi» в Украине) состоялся техническийсеминар-тренинг итальянского предприятия «Hel-vi», известного производителя сварочной техники.Семинар был организован киевской компанией «Me-diacom Ukraine», специализирующейся на оказанииуслуг зарубежным компаниям в менеджменте ипродвижении их продукции на украинском рынке.В работе семинара приняли участие около 20 ук-раинских специалистов из Киева (ИЭС, «Экотехно-логия», «Планета сварки», «Фаворит», «Вентмаш»,«Сварком», «Форс»), Днепропетровска («Прома»),Винницы («СВ «Технология»), Одессы («Бегемот»),а также Молдовы («Теоком Люкс», Кишинев).

Программа семинара включала презентацию ком-пании «Helvi», ознакомление участиков с техничес-кими возможностями аппаратов «Helvi», новымиразработками, а также проведение практических за-нятий по обучению участников семинара и сотруд-ников «Форс» с особенностями эксплуатации и об-служивания сварочной техники «Helvi». Предпри-ятия из Италии представляли П. Сегала (экспорт-менеджер) и П. Г. Ливраги (независимый между-народный эксперт в области сварки).

Предприятие «Helvi» (г. Сандриго на севереИталии) благодаря более 30-летней творческой ра-боты утвердилось на рынке сварочного оборудова-ния как надежный партнер, постоянно направлен-ный на реализацию своих проектов, удовлетворя-ющую возрастающие требования заказчиков. Дляпредприятия характерно динамичное и гибкое про-изводство, стремление к непрерывному усовершен-ствованию качества выпускаемой продукции, пре-доставление полного сервисного обслуживания. Этикомпоненты деятельности позволили «Helvi» реа-лизовать изготовляемые сварочные установки болеечем в 110 странах мира. Среди них источники пи-тания для ММА сварки покрытыми электродами,установки для ТИГ сварки, МИГ/МАГ сварки, в томчисле импульсной, аппараты для плазменной резки,компактные инверторные источники хобби и профиклассов для ММА сварки, а также полный комплектзарядных устройство для батарей.

На базе фирмы «Форс» организован первый дис-трибьютерный центр «Helvi» в Украине. Слушателисеминара имели возможность детально ознакомить-ся с разработками итальянского предприятия, наб-людать работу установок в условиях демонстра-ционного показа специалистами «Helvi», а также са-мостоятельно провести испытания оборудованияпри выполнении сварки опытных образцов. Следуетотметить, что демонстрация возможностей обору-дования происходила с использованием качествен-ных электродов с покрытием различного вида, в томчисле целлюлозных, электродов для сварки алюми-ния, а также самозащитных порошковых проволокфирмы «Hyundai» (Япония).

Участники семинара дали высокую оценку обо-рудованию «Helvi». В перспективе планируется про-ведение подобных семинаров на базе других дист-рибьютеров «Helvi» в Украине.

В. Н. Липодаев, д-р техн. наук

4/2009 63

Б. В. ДАНИЛЬЧЕНКО — 70В апреле 2009 г. исполнилось 70лет известному специалисту вобласти износостойкой наплав-ки, доктору технических наукБорису Васильевичу Даниль-ченко.

После окончания в 1961 г.Киевского политехническогоинститута он начал трудовуюдеятельность в Институтеэлектросварки им. Е. О. Пато-на МНТК ИЭС им. Е. О. Па-

тона, где прошел путь от инженера до заместителягенерального директора.

Научная специализация деятельности Б.В.Да-нильченко включала разработку материалов длянаплавки специальных сталей и сплавов, созданиетехнологии и оборудование для сварки, наплавки,нанесения защитных термопокрытий. В пределахспециализации Б. В. Данильченко лично и в соав-торстве с другими сотрудниками разработано, за-патентовано, внедрено в промышленное производ-ство порошковые проволоки и ленты 21 наимено-вания, усовершенствована конструкция и созданмагнитострикционный стенд для исследований эро-зионного изнашивания наплавленных металлов, соз-дана технология микроплазменной наплавки, разра-ботаны технологии наплавки ряда быстроизнаши-ваемых деталей.

Комплекс поисковых, исследовательских, техно-логических и конструкторских работ, направленныхна увеличение ресурса службы рабочих лопаток па-ровых турбин, нашел отображение в кандидатскойдиссертации, которая была защищена в 1973 г.

С 1981 по 1986 гг. Б. В. Данильченко осущест-вляет руководство научным отделом наплавочныхматериалов и технологии наплавки металлов, в ко-тором непосредственно принимает участие в иссле-дованиях новой системы материалов для наплавки,легированных ниобием, проводит реконструкциюоборудования для грануляции тугоплавких соеди-нений с принципиальным изменением технологии,вместе с сотрудниками создает технологию наплав-ки листов порошковыми лентами.

В этот же время проводятся работы по созданиюпромышленной базы для развернутого внедренияразработок отдела в народное хозяйство. Проекти-руется, строится и вводится в эксплуатацию Дуб-ровицкий завод по выпуску материалов для нап-лавки. Производится переоснащение и реконструк-ция Броварского завода «Факел», который стано-вится главным предприятием по производству тех-ники для наплавки и нанесения упрочняющих и за-щитных покрытий, строятся и вводятся в эксплуа-

тацию около десяти специализированных цехов иучастков для восстановления изношенных деталей,оснащенных техникой, материалами и технология-ми, которые созданы в отделе. Из конструкторскихи технологических разработок отдела того временинаиболее значащими для народного хозяйства стра-ны стали: станок для наплавки УД-209, которыйпроизводился серийно на протяжении 12 лет, общееколичество составило около 14000 шт. и порошко-вая никель-карбидохромовая лента с герметичнымзамком, которая позволила широко внедрить в ме-таллургическое производство наплавку современ-ными материалами проблемных деталей и гаранти-ровать стабильность работы доменных печей.

Комплекс работ по созданию специализированногоцеха для упрочнения и восстановления деталей тех-нологического оборудования методами наплавки нагорно-металлургическом комбинате в г. Навои былотмечен Государственной премией СССР в 1984 г.

В том же году за работы по электроконтактнойприварке износостойких материалов Б. В. Даниль-ченко в составе авторского коллектива была при-суждена Премия Совета Министров СССР.

С 1986 до 1998 гг. Б. В. Данильченко работаетзаместителем директора по вопросам науки и про-мышленного производства Межотраслевого научно-технического комплекса «Институт электросваркиим. Е. О. Патона», обеспечивая передачу и поста-новку на серийное производство его современныхразработок, привлекая к выпуску сварочного обо-рудования новых партнеров: заводы Минстанкоп-рома, Минэлектротехпрома и Минагропрома.

Почти все разработки комплекса по сварочнымтракторам, полуавтоматам, оборудованию для на-несения защитных покрытий и наплавке были пе-реданы к серийному производству.

Вполне логичным итогом аналитической и экс-периментальной работы по созданию и системати-зации износостойких материалов для наплавки сис-темы углерод–хром–железо, прогнозирования про-должительности их работы, поиску, разработки ивнедрению гаммы материалов, обеспечивающих внаплавленном металле за счет мартенсита дефор-мации высокой пластичности, стала защита Б. В.Данильченко в 1992 г. докторской диссертации.

С марта 1995 г. Б. В. Данильченко — профессоркафедры ремонтного производства и материалове-дения Украинского транспортного университета, онявляется автором 128 печатных работ, 41 авторскогосвидетельства СССР и 7 патентов Украины.

С 1998 по 2001 гг. до выхода на пенсию Б. В.Данильченко работал ведущим научным сотрудни-ком. Свою активную позицию Б. В. Данильченкосохранил до настоящего времени.

64 4/2009

В. Д. КАССОВУ — 60Исполнилось 60 лет со дня

рождения доктора техничес-ких наук, профессора ВалерияДмитриевича Кассова. В1971 г. он закончил Краматор-ский индустриальный инсти-тут по специальности «Обору-дование и технология свароч-ного производства». Своютрудовую деятельность начална Славянском заводе тяжело-

го машиностроения с должности инженера-техно-лога сварочного производства. После завершениявоенной службы с 1973 по 1978 гг. работал в отделесварки НИПТИ тяжелого машиностроения в долж-ности научного сотрудника, где занимался техно-логиями газовой резки металлов больших толщин,внедрением электрошлакового переплава на заводахМинтяжмаша СССР. Закончил аспирантуру и рабо-тал на кафедре сварочного производства Донбас-ской государственной машиностроительной ака-демии в должности старшего научного сотрудника,доцента. Кандидат технических наук с 1995 г. В1998 г. окончил докторантуру кафедры металлургиии технологии сварочного производства Приазовско-го государственного технического университета, ав 2006 г. защитил докторскую диссертацию.

Основное направление научных исследованийВ. Д. Кассова связано с прикладными и теорети-ческими проблемами создания электродных мате-риалов с улучшенным комплексом служебных ха-рактеристик. Разработанные технологии наплавкикомпозиционных и комплекснолегированных спла-вов внедрены на АО «Мариупольский металлурги-ческий комбинат им. Ильича» и АО «Азовмаш»(г. Мариуполь), АО «Краматорский завод тяжелогостанкостроения» и АО «Энергомашспецсталь»(г. Краматорск) и ряде других предприятий маши-ностроительного и металлургического профиля дляупрочнения и восстановления узлов машин и ме-ханизмов, эксплуатируемых в условиях различныхвидов износа. Это позволило увеличить их долго-вечность, получить значительные экономическиепреимущества.

В. Д. Кассов — автор 274 работ в области сваркии наплавки, в том числе 87 авторских свидетельств,7 патентов и 8 учебно-методических работ. Как пе-дагог он много сил и энергии отдает подготовке ивоспитанию молодых специалистов. Являясь в нас-тоящее время профессором кафедры сварочногопроизводства Донбасской государственной маши-ностроительной академии, он руководит кафедройподъемно-транспортных машин, выбран членом спе-циализированного ученого совета.

Поздравляем юбиляров и желаем им больших творческих успехов,крепкого здоровья, долголетия, личного счастья и благополучия.

Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН УкраиныРедколлегия и редакция журнала «Автоматическая сварка»

4/2009 65

Eсли Вас заинтересовало наше предложение по оформлению подписки непосредственно через редакцию,заполните, пожалуйста, купон и отправьте заявку по факсу или электронной почте.

Контактные телефоны: (38044) 287-63-02, 271-26-23; факс: (38044) 528-34-84, 529-26-23. Подписку на журнал «Автоматическая сварка» можно также оформить по каталогам подписных агентств

«Пресса», «Идея», «Саммит», «Прессцентр», KSS, «Блицинформ», «Меркурий» (Украина) и «Роспечать», «ПрессаРоссии» (Россия).

ПОДПИСКА — 2009 на журнал «Автоматическая сварка»

Стоимостьподписки черезредакцию*

Украина Россия Страны дальнего зарубежья

на полугодие на год на полугодие на год на полугодие на год

240 грн. 480 грн. 2100 руб. 4200 руб. 78 дол. США 156 дол. США

*В стоимость подписки включена доставка заказной бандеролью.

РЕ КЛАМА в ж у р н а л е «Ав т ом а т и ч е с к а я с в а р к а »

Обложка наружная,полноцветнаяПервая страница обложки(190 190мм) — 700$Вторая страница обложки(200 290мм) — 550$Третья страница обложки(200 290мм) — 500$Четвертая страница обложки(200 290мм) — 600$Обложка внутренняя,полноцветнаяПервая страница обложки(200 290мм) — 400$Вторая страница обложки(200 290мм) — 400$Третья страница обложки(200 290мм) — 400$Четвертая страница обложки(200 290мм) — 400$

Внутренняя вставка Полноцветная (разворот А3)(400 290мм) — 570$Полноцветная (200 290мм) — 340$Полноцветная (200 142мм) — 170$Реклама в разделе информацииПолноцветная (165 245мм) — 300$Полноцветная (165 120мм) — 170$Полноцветная (82 120мм) — 80$• Оплата в гривнях или рублях РФпо официальному курсу• Для организаций-резидентовУкраины цена с НДС и налогомна рекламу• Статья на правах рекламы —50% стоимости рекламной прощади• При заключении рекламных кон-тактов на сумму, превышающую1000$, предусмотрена гибкаясистема скидок

Технические требования крекламным материалам• Размер журнала после обрези200 290мм• В рекламных макетах, для текста,логотипов и других элементовнеобходимо отступать от краямодуля на 5мм с целью избежанияпотери части информацииВсе файлы в формате IBM PC• Corell Draw, версия до 10.0• Adobe Photoshop, версия до 7.0• QuarkXPress, версия до 7.0• Изображения в формате TIFF,цветовая модель CMYK, разре-шение 300 dpi• К файлам должна прилагатьсяраспечатка (макеты в форматеWord не принимаются)

ПОДПИСНОЙ КУПОНАдрес для доставки журнала

Срок подписки с 200 г. по 200 г. включительноФ. И. О.КомпанияДолжность Тел., факс, E-mail

© Автоматическая сварка, 2009

Подписано к печати 19.03.2009. Формат 60584/8. Офсетная печать. Усл. печ. л. 9,04. Усл.-отт. 9,89. Уч.-изд. л. 10,24+ 2 цв. вклейки. Цена договорная. Печать ООО «Фирма «Эссе». 03142, г. Киев, просп. Акад. Вернадского, 34/1.

66 4/2009

674/2009

68 4/2009

Documents

Международный научно технический и ...4 4/2009 Ìåòîä ÑÌÒ, â ïåðâóþ î÷å-ðåäü, íàõîäèò ñâîå ïðèìåíåíèå ïðè