СОДЕРЖАНИЕ

НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ РАЗДЕЛ

Патон Б. Е., Ющенко К. А., Коваленко Д. В., КривцунИ. В., Демченко В. Ф., Коваленко И. В. Роль парогазовогоканала в формировании глубокого проплавления при А-ТИГсварке нержавеющей стали ........................................................................ 3Маркашова Л. И., Григоренко Г. М., Лозовская А. В.,Кушнарева О. С., Федорчук В. Е. Влияние добавок скандияна структурно-фазовое состояние металла шва соединенийалюминиевых сплавов после термообработки ........................................... 9Гладкий П. В., Павленко А. В., Переплетчиков Е. Ф.Температура и геометрические размеры сварочной ванны приплазменно-порошковой наплавке ............................................................. 15Гиренко В. С., Рабкина М. Д., Гиренко С. В. Оценкатрещиностойкости металла сварных соединений порезультатам стандартных механических испытаний с учетомразмеров структурных элементов ............................................................ 20Скачков И. О., Пирумов А. Е., Максимов С. Ю., ПрилипкоЕ. А. К вопросу применения нейронных сетей для контролякачества сварных соединений при подводной сварке ............................. 27

ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ

Ченг Ч. Х., Чан Л. Ч., Ли Т. Ч., Чоу Ч. Л. Оценка деформи-руемости сварных составных заготовок, полученных лазернойсваркой ..................................................................................................... 32Томи С., Зефельд Т. Особенности применения гибриднойлазерно-дуговой сварки плавящимся электродом в средезащитного газа ......................................................................................... 36Лабур Т. М., Гринюк А. А., Покляцкий А. Г. Механическиесвойства сварных соединений алюминиево-литиевых сплавов,полученных плазменной сваркой .............................................................. 40Кузьменко Г. В., Кузьменко В. Г., Галинич В. И., ОтроковВ. В., Лактионов М. А. Однопроходная электродуговаясварка закладным электродом металла большой толщины ..................... 44

КРАТКИЕ СООБЩЕНИЯ

Чигарев В. В., Кондрашов К. А., Грановский Н. А.Повышение качества наплавленного металла при плазма-МИГнаплавке алюминиевых сплавов ............................................................... 50Пащенко В. Н., Солодкий С. П. Магнитное управлениепотоками низкотемпературной плазмы в процессах нанесениягазотермических покрытий ....................................................................... 53Новости ..................................................................................................... 56Патенты в области сварочного производства .......................................... 57По зарубежным журналам ........................................................................ 59

ХРОНИКА

Полезная конференция в области термической обработкиметаллов ................................................................................................... 62Наши поздравления .................................................................................. 63Н. В. Смирнову – 50 лет .......................................................................... 63

ИНФОРМАЦИЯ ............................................................................... 64

Разработано в ИЭС ............................................................... 19, 35, 49

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯ:

Главный редакторБ. Е. ПАТОН

Ю. С. Борисов, Н. М. Воропай,В. Ф. Грабин, А. Т. Зельниченко,А. Я. Ищенко, И. В. Кривцун,

С. И. Кучук-Яценко,Ю. Н. Ланкин,

В. К. Лебедев (зам. гл. ред.),В. Н. Липодаев (зам. гл. ред.),Л. М. Лобанов, А. А. Мазур,

В. И. Махненко, В. Ф. Мошкин,О. К. Назаренко, И. К. Походня,

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

МЕЖДУНАРОДНЫЙ РЕДАКЦИОННЫЙ СОВЕТ:

Адрес редакции:03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11

Институт электросваркиим. Е. О. Патона НАН УкраиныТел.: (38044) 287 6302, 529 2623

Факс: (38044) 528 0486E-mail: journal@paton.kiev.uаhttp://www.nas.gov.ua/pwj

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

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

Свидетельство о государственнойрегистрации КВ 4788 от 09.01.2001

Журнал входит в переченьутвержденных ВАК Украины изданийдля публикации трудов соискателей

ученых степеней.При перепечатке материалов ссылка

на журнал обязательна. За содержание рекламных материаловредакция журнала ответственности

не несет.

Цена договорная.

© НАН Украины, ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины, МА «Сварка», 2006

№ 6 (638)

Июнь 2006

Международный научно-технический и производственный журнал

Учредители: Национальная академия наук Украины Издатель: Международная ассоциация «Сварка» Институт электросварки им. Е. О. Патона Международная ассоциация «Сварка»

Издается с 1948 года

Н. П. АлешинБ. БрейтвейтД. фон Хофе

К. БушеГуань ЦяоУ. Дилтай

П. ЗайффартА. С. Зубченко

Т. ИгарК. Иноуэ

Н. И. НикифоровБ. Е. ПатонЯ. ПилярчикЧжан ЯнминВ. К. Шелег

(Россия)(Великобритания)(Германия)(Франция)(Китай)(Германия)(Германия)(Россия)(США)(Япония)(Россия)(Украина)(Польша)(Китай)(Беларусь)

CONTENTS

SCIENTIFIC AND TECHNICAL

Paton B. E., Yushchenko K. A., Kovalenko D. V., Krivtsun I. V.Demchenko V. F., Kovalenko I. V. Role of a keyhole in the formationof deep penetration in A-TIG welding of stainless steel ....................................... 3Markashova L. I., Grigorenko G. M., Lozovskaya A. V., Kush-nareva O. S., Fedorchuk V. E. Effect of scandium additions on struc-tural-phase state of weld metal of as-heat-treated aluminium alloyjoints ................................................................................................................. 9Gladky P. V., Pavlenko A. V., Pereplyotchikov E. F. Temperatureand geometric sizes of weld pool in plasma-powder surfacing .......................... 15Girenko V. S., Rabkina M. D., Girenko S. V. Assessment of crackresistance of metal of welded joints from the results of standard me-chanical tests with account for sizes of structural elements .............................. 20Skachkov I. O., Pirumov A. E., Maksimov S. Yu., Prilipko E. A. To-wards the problem of application of neural networks for quality controlof welded joints in underwater welding ............................................................. 27

INDUSTRIAL

Cheng C. H., Chan L. C., Lee T. C., Chow C. L. Laser welding andformability study of tailor-welded blanks of different thickness combina-tions and welding orientations .......................................................................... 32Thomy C., Seefeld T. Specifics of application of hybrid laser arc con-sumable electrode welding in shielding gases .................................................. 36Labur T. M., Grinyuk A. A., Poklyatsky A. G. Mechanical propertiesof aluminium-lithium alloy welded joints produced by plasma welding ............... 40Kuzmenko G. V., Kuzmenko V. G., Galinich V. I., Otrokov V. V.,Laktionov M. A. Electric arc welding of massive metal using an em-bedded electrode ............................................................................................ 44

BRIEF INFORMATION

Chigarev V. V., Kondrashov K. A., Granovsky N. A. Improvement ofdeposited metal quality in plasma-MIG cladding of aluminium alloys ................. 50Pashchenko V. N., Solodky S. P. Magnetic control of low-tempera-ture plasma flows in the processes of deposition of thermal coatings ............... 53New ................................................................................................................ 56Patents in the field of welding .......................................................................... 57Review of foreign journals ................................................................................ 59

NEWS

Useful conference in the field of heat treatment of metals ................................ 62Our congratulations ......................................................................................... 63N. V. Smirnov is 50 .......................................................................................... 63

INFORMATION ....................................................................................... 64

Developed at the PWI ............................................................................19, 35, 49

EDITORIAL BOARD:

Editor-in-Chief B.E.PATON

Yu. S. Borisov, N. M. Voropai,V. F. Grabin, A. T. Zelnichenko,A. Ya. Ishchenko, I. V. Krivtsun,

S. I. Kuchuk-Yatsenko,Yu. N. Lankin,

V. K. Lebedev (vice-chief ed.),V. N. Lipodaev (vice-chief ed.),

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

O. K. Nazarenko, I. K. Pokhodnya,I. A. Ryabtsev,

B. V. Khitrovskaya (exec. secr.),V. F. Khorunov, K. A. Yushchenko

THE INTERNATIONALEDITORIAL COUNCIL:

Address:The E. O. Paton Electric Welding Institute

of the NAS of Ukraine,11 Bozhenko str., 03680, Kyiv, Ukraine

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

E-mail: journal@paton.kiev.uahttp://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 reserved.This 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», 2006

Avtomaticheskaya Svarka (Automatic Welding)

WELDING — CUTTING — SURFACING — BRAZING — COATING

№ 6 (638) June 2006

Published since 1948

Journal «Avtomaticheskaya Svarka» is published in English under the title «The Paton Welding Journal». Concerning publication of articles, subscription and advertising, please, contact the editorial board.

International Scientific-Technical and Production Journal

Founders: The National Academy of Sciences of Ukraine Publisher: International Association «Welding»

The E. O. Paton Electric Welding Institute

International Association «Welding»

N. P. AlyoshinB. Braithwaite

C. BoucherD. von HofeGuan QiaoU. Dilthey

P. SeyffarthA. S. Zubchenko

T. EagarK. Inoue

N. I. NikiforovB. E. Paton

Ya. PilarczykZhang Yanmin

V. K. Sheleg

(Russia)(UK)(France)(Germany)(China)(Germany)(Germany)(Russia)(USA)(Japan)(Russia)(Ukraine)(Poland)(China)(Belarus)

УДК 621.791.75

РОЛЬ ПАРОГАЗОВОГО КАНАЛАВ ФОРМИРОВАНИИ ГЛУБОКОГО ПРОПЛАВЛЕНИЯ

ПРИ А-ТИГ СВАРКЕ НЕРЖАВЕЮЩЕЙ СТАЛИАкадемик Б. Е. ПАТОН, академик НАН Украины К. А. ЮЩЕНКО, Д. В. КОВАЛЕНКО, инж.,

чл.-кор. НАН Украины И. В. КРИВЦУН, В. Ф. ДЕМЧЕНКО, д-р техн. наук, И. В. КОВАЛЕНКО, инж.(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Представлены результаты экспериментальных исследований геометрических размеров и формы поверхности сва-рочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке поверхностной дугой при неполном проплавлении нержавеющей сталитипа 12Х18Н10Т (304Н). Высказано предположение о том, что одной из причин глубокого проплавления приА-ТИГ сварке является формирование парогазового канала и связанное с этим изменение интенсивности конвекцииМарангони. Характерные для А-ТИГ сварки формы свободной поверхности и дна сварочной ванны подтверждаютсуществование предложенного механизма глубокого проплавления.

К л ю ч е в ы е с л о в а : ТИГ и А-ТИГ сварка, дуга, сварочнаяванна, проплавление, парогазовый канал, конвекция Маранго-ни, нержавеющая сталь

А-ТИГ сварка (ТИГ сварка по слою активирую-щего флюса) является достаточно простой и эф-фективной альтернативой ТИГ сварке, а такжеплазменной, лазерной и электронно-лучевой свар-ке. При сварке поверхностной дугой глубинапроплавления повышается более чем в 3 раза посравнению с ТИГ сваркой. Способ А-ТИГ сваркипозволяет сваривать различные металлы за одинпроход без разделки кромок и использования при-садочной проволоки, в частности, выполнять сты-ковые соединения при односторонней сварке ста-лей малой и средней толщины (от 1 до 12 мм),двусторонней сварке сталей толщиной от 6 до25 мм, а также корневые швы в разделку с уве-личенным притуплением кромок (4…6 мм). Кро-ме того, А-ТИГ сварка дает возможность получатьшвы одинакового размера и качества при сваркесталей одной марки, но различной выплавки, атакже обеспечивать более низкие значения дефор-мации и усадки сварных соединений [1–4].

В настоящее время существуют различные ги-потезы о причинах и механизмах более глубокогопроплавления при А-ТИГ сварке по сравнениюс ТИГ процессом. Предлагаемые гипотезы можнообъединить в две основные группы:

изменение характера и структуры гидродина-мических потоков в сварочной ванне в зависи-мости от направления течения Марангони [5, 6],а также повышения роли пондеромоторных (ло-ренцевых) сил при формировании течения расп-лавленного металла [7, 8];

контрагирование дуги за счет электроотрица-тельных элементов и изоляционного действия ак-

тивирующего флюса, и обусловленные этим по-вышение плотности тока и соответственно кон-центрации теплового воздействия дуги на повер-хности сварочной ванны [2, 9–11].

Проведенные нами ранее [12] исследованияТИГ и А-ТИГ сварки нержавеющей стали 304Н(при использовании аэрозольного оксидного ак-тиватора ПАТИГ С-А) показали, что с увеличениемтока дуги происходит перераспределение влияниямеханизмов глубокого проплавления (первая и вто-рая гипотезы) на проплавляющую способность А-ТИГ сварки. В частности, контрагирование дугиоказывается наиболее значительным фактором присварке на низких (до 100 А) токах. С повышениемтока от 100 до 150 А влияние контрагирования дугина глубину проплавления и формирование шва ос-лабляется более чем в 2 раза в общем балансе ме-ханизмов, обусловливающих глубокое проплавле-ние при А-ТИГ сварке.

Обычно исследования процесса проплавлениясвариваемого металла проводятся на основе ана-лиза размеров сварных швов (глубины проплав-ления, ширины и коэффициента формы шва).Вместе с тем, в литературе, освещающей вопросыА-ТИГ сварки, не уделяется достаточного вни-мания деформации свободной поверхности жид-кого металла, которая, на наш взгляд, может ока-зывать существенное влияние на формированиесварного шва.

В настоящей работе на основе анализа экспе-риментальных данных о геометрии поверхностисварочной ванны при ТИГ и А-ТИГ сварке нер-жавеющей стали 304Н с неполным проплавлениемвыдвигается гипотеза об образовании квазипаро-газового канала при А-ТИГ сварке поверхностнойдугой и его роли в интенсификации конвективного

© Б. Е. Патон, К. А. Ющенко, Д. В. Коваленко, И. В. Кривцун, В. Ф. Демченко, И. В. Коваленко, 2006

6/2006 3

переноса тепла в расплавленном металле, обес-печивающего глубокое проплавление.

Результаты экспериментальных исследова-ний. Сварочные эксперименты выполняли напластинах размером 150 50 9 мм из нержавею-щей стали 304Н (0,006 % S, 0,006 % О). Перед А-ТИГ сваркой на поверхность пластины наносилиравномерный контролируемый слой активатора (-оксида) шириной 5 мм и толщиной 20 мкм. Тол-щину слоя активатора контролировали специаль-ным толщиномером ТП-34 на основе вихретоко-вого преобразователя. В качестве активаторов ис-пользовали в отдельности следующие оксидныесоединения: Al2O3, MgO, CaO, SrO, Cr2O3, MnO,CoO, Fe2O3, Ga2O3, In2O3, GeO2, SnO2, V2O5,MoO3, TiO2, SiO2.

Эксперименты проводили на сварочной уста-новке ОБ-2279 для ТИГ сварки с тиристорнымисточником питания ВСВУ-315.

При проведении экспериментов использовалиследующий режим сварки: ток сварки — 100, 150и 200 А; длина дуги — 1,5 мм (установочное рас-стояние от конца вольфрамового электрода до по-верхности пластины перед сваркой); скорость

сварки — 100 мм/мин; защитный газ — аргон;применяли вольфрамовый электрод (2 % Th) ди-аметром 3,2 мм, угол заточки составлял 30°, при-тупление — 0,5 мм.

Исходя из сложности контроля очертаний иизмерения размеров поверхности жидкой ваннынепосредственно в процессе сварки использовалиследующую методику. Во время сварки осущес-твляли мгновенный обрыв дуги путем выключе-ния источника питания и остановку перемещенияобразца относительно вольфрамового электрода.Форму затвердевшей поверхности металла в пер-вом приближении можно рассматривать как очер-тания свободной поверхности жидкой сварочнойванны. Анализ этой формы и измерение геомет-рических размеров ее поверхности проводили намакрошлифах образца, вырезанных как поперекшва в зоне центра кратера, так и в продольномсечении шва.

Внешний вид поверхности затвердевших сва-рочных ванн ТИГ и А-ТИГ при сварке представ-лен на рис. 1, а. Соответствующие макрошлифы,вырезанные из поперечного и продольного се-чения швов, на рис. 2. Для анализа профилей днаи свободной поверхности сварочной ванны в про-дольном сечении шва будем использовать общуюсхему расположения электрода относительно ван-ны и ее характерные геометрические размеры приТИГ и А-ТИГ сварке (рис. 3). Значения предс-тавленных на этом рисунке геометрических па-раметров для различных режимов сварки приве-дены в таблице.

При сравнении очертаний поверхностей про-дольных и поперечных размеров сварочных ваннпри ТИГ и А-ТИГ сварке выявилось их значи-тельное отличие (см. рис. 1, 2 и таблицу), чтосвидетельствует, по-видимому, о различных ме-ханизмах проплавления при указанных способахсварки. В частности, анализ размеров и формынаружной поверхности затвердевших ванн приТИГ и А-ТИГ сварке показал следующее. Пе-редняя и хвостовая часть поверхности сварочнойванны при А-ТИГ сварке имеют выпуклую формус четко выраженным характерным углублением(лункой) вблизи центра кратера (см. рис. 1, б и2, б, г), что особенно заметно в поперечном се-чении шва (рис. 2, б). Такого существенного уг-лубления при ТИГ сварке не наблюдается (рис. 1,а и 2, а, в). С повышением тока дуги глубина этойлунки увеличивается при использовании всех ис-следованных оксидов. Вместе с тем, при одном итом же значении тока эта глубина отличается в слу-чае использования различных оксидов. По степениувеличения глубины кратера Hкр с одновременнымповышением глубины проплавления Hпр оксидыможно расположить в следующем порядке: отли-чающиеся более низкой (Al2O3, MgO, CaO, SrO,Cr2O3, MnO, CoO, Fe2O3) и более высокой (Ga2O3,

Рис. 1. Внешний вид (сверху) поверхности застывших свароч-ных ванн при ТИГ (а) и А-ТИГ сварке (б) при Iсв = 200 А

4 6/2006

In2O3, GeO2, SnO2, V2O5, MoO3, TiO2, SiO2) сте-пенью проплавления. Изменение Hкр и Hпр прииспользовании трех характерных оксидов (TiO2,Fe2O3, Al2O3) приведены на рис. 4.

Анализ продольных шлифов швов, выполнен-ных ТИГ и А-ТИГ сваркой, показал следующее.Как при ТИГ, так и при А-ТИГ сварке положенияточек максимального прогиба (лунки кратера) по-

верхности сварочной ванны LHкр

и максимальной

глубины проплавления LHпр

смещены по отноше-

нию к оси вольфрамового электрода в сторонухвостовой части ванны. В случае А-ТИГ сваркиэто смещение увеличивается при повышении токасварки, а также изменяется в зависимости от типаиспользуемого оксида. Однако при всех прочихравных условиях оно меньше, чем в случае ТИГсварки. На рис. 5 схематически представлены ре-зультаты анализа при Iсв = 200 А.

Обсуждение результатов эксперименталь-ных исследований. Проанализируем приведен-ные выше результаты экспериментальных иссле-дований с точки зрения возможного механизмаглубокого проплавления при А-ТИГ сварке. Издвух факторов, обусловливающих деформациюсвободной поверхности сварочной ванны — га-зодинамического давления столба дуги и давленияотдачи паров — рассмотрим сначала первый. Какизвестно, движение плазмы столба дуги проис-ходит под воздействием ротационной составля-ющей силы Лоренца, которая в условиях осевойсимметрии электромагнитного поля в столбе дугиявляется центростремительной (направлена к осистолба дуги). При ТИГ сварке эпюра распреде-ления магнитного давления по высоте столба име-ет максимум вблизи катода, где плотность токамаксимальна. Вследствие этого в столбе дуги

Рис. 3. Схема измерения характерных размеров сварочной ван-ны при ТИГ и А-ТИГ сварке: Lв — длина ванны; Lэ — рассто-яние от переднего края ванны к оси электрода; LНкр, LНпр —расстояние от переднего края ванны до точки максимальнойглубины соответственно кратера и проплавления; Hкр, Hпр —глубина соответственно кратера и проплавления

Рис. 2. Поперечное (а, б) и продольное (в, г) сечения застывших сварочных ванн при ТИГ (а, в) и А-ТИГ сварке (б, г) (Iсв = 150 А)

6/2006 5

формируется поток плазмы в аксиальном направ-лении (от катода к аноду), который при взаимо-действии с поверхностью сварочной ванны рас-текается, образуя характерную колоколообразнуюформу дуги. Возникающее в прианодной областигазодинамическое давление в определенной мереспособствует деформации свободной поверхностисварочной ванны. Иначе обстоит в случае А-ТИГсварки. Принято считать, что при сварке по слоюактивирующего флюса происходит контрагирова-ние дуги, которое проявляется в уменьшении пло-щади анодного пятна до размеров, сопоставимыхс площадью катодной области. При этом расп-ределение плотности тока по высоте столба дугиимеет два максимума, расположенных вблизи ка-тода и анода. Аналогичный характер имеет такжераспределение ротационной составляющей силыЛоренца, в связи с чем возникают два встречныхпотока плазмы, направленных от катода и анодак средней (по высоте) части столба. В результатеих взаимодействия наблюдается бочкообразнаяформа факела с максимумом давления в местестолкновения потоков плазмы. Таким образом, га-зодинамическое давление столба дуги как фактордеформации свободной поверхности сварочной ван-ны при А-ТИГ сварке следует исключить. Отметим,что о явлении контрагирования дуги при А-ТИГсварке можно говорить лишь с определенной сте-

пенью условности, понимая под этим терминомпрежде всего уменьшение площади анодного пятна.

При анализе влияния эффекта контрагированиядуги на глубину проплавления рассмотрим двахарактерных случая. При А-ТИГ сварке на низких(до 100 А) токах формируется ванна небольшогопоперечного сечения. Образующаяся при этом си-ла поверхностного натяжения, пропорциональнаярадиусу кривизны поверхности, превалирует наддавлением реакции отдачи паров, вследствие чегодеформация свободной поверхности сварочнойванны затруднена. Поэтому основным фактором,определяющим проплавление основного металлапри сварке на малых токах, является перенос теплаиз перегретой области, находящейся вблизи анод-ного пятна, в глубь металла в соответствии с ме-ханизмом теплопроводности и конвекцией, раз-вивающейся в поле массовых сил (силы Лоренцаи Архимеда).

При повышенных (от 100 до 200 А) токах эф-фект контрагирования дуги и связанное с ним ло-кальное повышение температуры поверхностисварочной ванны в пределах анодного пятна немогут обеспечить такого существенного увели-чения глубины, которое наблюдается при А-ТИГсварке. По нашему мнению, для увеличения глу-бины проплавления в этом случае требуется нетолько перегреть приповерхностный слой метал-ла, но и обеспечить условия для деформации сво-бодной поверхности расплава с тем, чтобы приб-лизить источник тепла ко дну ванны (по аналогиисо сваркой высококонцентрированными источни-ками энергии — лазерной и электронно-лучевой[13, 14]). В случае небольшой площади свободнойповерхности сварочной ванны подобная дефор-мация затруднена из-за высокого уровня сил по-верхностного натяжения. Такие условия реализу-ются при интенсивном испарении металла с по-верхности сварочной ванны за счет реакции от-дачи струи расширяющегося пара и снижениякоэффициента поверхностного натяжения распла-ва в перегретой области. Благодаря контрагиро-

Режимы сварки и геометрические размеры сварочныхванн при ТИГ и А-ТИГ сварке стали 304Н толщиной9 мм

Способсварки (оксид) Iсв, А Lв, мм Нкр,

мм Lэ, мм LHкр,мм

LHпр,мм

Нпр,мм

ТИГ 100 5,5 0,20 2,5 3,2 3,9 1,0

А-ТИГ (TiO2) 100 4,5 0,50 1,6 2,1 3,0 2,2

ТИГ 150 8,2 0,35 3,0 5,5 6,7 2,5

А-ТИГ (TiO2) 150 7,5 1,20 2,0 4,6 5,5 5,7

ТИГ 200 11,5 0,50 3,6 9,5 10,0 3,1

А-ТИГ (TiO2) 200 9,0 1,50 2,5 8,0 7,7 6,2

Рис. 4. Влияние ТИГ и А-ТИГ процесса сварки с исполь-зованием различных оксидов на глубину кратера Hкр (чернаяобласть) и проплавления Hпр (заштрихованная) сварочныхванн при Iсв = 200 А

Рис. 5. Схема продольных сечений застывших сварочных ваннпри ТИГ (1) и А-ТИГ сварке (2) (Iсв = 200 А)

6 6/2006

ванию дуги при А-ТИГ сварке вполне вероятно,что соответствующее увеличение плотности теп-лового потока на аноде способно обеспечить ло-кальный перегрев и испарение расплавленного ме-талла и привести к существенному искривлениюповерхности сварочной ванны и образованию ква-зипарогазового канала [15].

С помощью экспериментальных исследованийустановлено [16], что вследствие контрагированиядуги приА-ТИГ сварке на сварочном токе 200 Аплотность теплового потока составляет1⋅104 Вт/см2 и выше. Известно, что для интен-сивного испарения металла его поверхность не-обходимо нагреть источником, имеющим плот-ность теплового потока в пятне нагрева порядка1⋅105…1⋅106 Вт/см2 [14]. Хотя плотность тепло-вого потока в анодном пятне при А-ТИГ сваркеостается ниже той, которая достигается при лу-чевых способах сварки (мощность дуги распре-деляется на свободной поверхности сварочнойванны в пятне гораздо больших размеров, чемтипичное фокусное пятно), однако, с нашей точкизрения, она может оказаться достаточной для того,чтобы обеспечить перегрев поверхности расплавадо температуры, близкой к температуре кипения,и выше. Вследствие этого металл сварочной ванныинтенсивно испаряется, а ее свободная поверх-ность под воздействием реакции отдачи паров де-формируется, образуя кратер и парогазовый ка-нала [16], в котором происходят процессы разлетаи конденсации пара, аналогичные тем, которыепротекают в узких и глубоких парогогазовых ка-налах при электронно-лучевой и лазерной сварке,хотя они и выражены не так ярко. В этом отно-шении А-ТИГ сварка на повышенных токах за-нимает промежуточное положение между дуго-выми и лучевыми способами сварки.

Данные о проплавляющей способности ТИГи А-ТИГ сварки, приведенные на рис. 4, свиде-тельствуют о том, что приращение глубины проп-лавления при А-ТИГ сварке существенно большемаксимального прогиба свободной поверхности.Поэтому в силу местного влияния глубокое проп-лавление при А-ТИГ сварке не может объяснятьсятолько как результат заглубления источника тепла(анодного пятна) и приближения его ко дну сва-рочной ванны. Вероятнее всего, существует и дру-гой механизм, обеспечивающий такое проплав-ление.

Для дальнейшего исследования механизма глу-бокого проплавления при А-ТИГ сварке обратим-ся к конвекции Марангони, которая возникает подвоздействием поверхностной капиллярной силы,образующейся вследствие градиента коэффициен-та поверхностного натяжения вдоль поверхностисварочной ванны. В отличие от ТИГ сварки, прикоторой действие капиллярной силы направленов сторону, противоположную градиенту темпера-

туры — от центра к периферии ванны, при А-ТИГсварке в результате активации свободной повер-хности расплава капиллярная сила действует впротивоположном направлении [5, 6]. Под еедействием в приповерхностном слое сварочнойванны возникает течение расплава, которое присварке А-ТИГ направлено к тепловому центрусвободной поверхности ванны (к центру анодногопятна). Если свободная поверхность сварочнойванны незначительно искривлена, то потоки рас-плава, движущиеся к центру ванны навстречу другдругу, при столкновении теряют импульс, вслед-ствие чего нисходящий поток расплава становитсяслабоинтенсивным (рис. 6, а), а образующеесявихревое течение, локализованное в верхней частисварочной ванны, оказывает в ограниченной сте-пени влияние на глубину проплавления. Гидро-динамическая обстановка в сварочной ванне су-щественно изменяется, если в результате реакцииотдачи паров на поверхности ванны образовалсяпарогазовый канал. В этом случае движущиесявдоль наклонной поверхности канала потоки рас-плава встречаются под углом α ≈ 45° (а, возможно,и больше). В результате гидродинамического вза-имодействия этих потоков их импульсы сумми-руются, образуя интенсивное нисходящее струй-ное течение (рис. 6, б), которое способно эффек-тивно транспортировать перегретый металл ко днуванны, обеспечивая тем самым существенное по-вышение глубины проплавления. Таким образом,парогазовый канал можно рассматривать как ге-ометрический фактор активации течения Маран-гони, интенсифицирующий нисходящий поток пе-регретого расплава ко дну сварочной ванны. Вбли-зи дна ванны этот поток разворачивается в сто-рону боковых стенок сварочной ванны. Имеющая

Рис. 6. Схематическое изображение конвекции Марангони вслучае плоской (а) и искривленной (б) поверхности сварочнойванны

6/2006 7

место в отдельных экспериментах бочкообразнаяформа поперечного сечения шва, по всей веро-ятности, связана с тем, что возвратный поток рас-плава сохраняет температуру, достаточную дляподплавления боковых кромок.

Предложенный механизм глубокого проплав-ления при А-ТИГ сварке требует дальнейших ис-следований, направленных на прецизионноеопределение плотности тока в анодном пятне иформы свободной поверхности сварочной ванны,фиксацию реальных очертаний квазипарогазовогоканала в процессе сварки. Несомненный интереспредставляет также математическое моделирова-ние 3D процессов тепломассопереноса и гидро-динамики сварочной ванны с учетом взаимо-действия массовых и капиллярных сил, дефор-мации свободной поверхности, испарения и кон-денсации вещества, а также особенностей горениядуги в условиях А-ТИГ сварки. Модель такойструктуры позволит дать количественную оценкуроли парогазового канала и конвекции Марангонив формировании глубокого проплавления при А-ТИГ сварке.

Выводы1. При А-ТИГ сварке на свободной поверхностисварочной ванны образуется характерный кратерс углублением (лункой), расположенным вблизицентра поверхности ванны. С повышением токадуги это углубление становится более узким ивытянутым в продольном сечении шва, что обыч-но наблюдается при сварке высококонцентриро-ванными источниками нагрева с образованием па-рогазового канала, а также увеличивается глубинакратера и проплавления при использовании всехисследованных оксидов.

2. Установлено, что, как при ТИГ, так и А-ТИГсварке, положение точек максимального прогибаповерхности сварочной ванны и максимальнойглубины проплавления смещены по отношениюк оси вольфрамового электрода в сторону хвос-товой части ванны. В случае А-ТИГ сварки этосмещение при всех прочих равных условиях мень-ше, чем при ТИГ сварке.

3. Высказано мнение, что гидродинамическоевзаимодействие потоков расплава, вызванных гра-диентом поверхностного натяжения, в условияхдеформированной свободной поверхности свароч-ной ванны (А-ТИГ сварка на больших токах) при-

водит к образованию интенсивного нисходящеготечения, которое транспортирует перегретый ме-талл из анодного пятна ко дну сварочной ванны,обеспечивая тем самым существенное увеличе-ние глубины проплавления.

1. Ющенко К. А., Коваленко Д. В., Коваленко И. В. Приме-нение активаторов при дуговой сварке вольфрамовымэлектродом в инертных газах (А-ТИГ) сталей и сплавов// Автомат. сварка. — 2001. — № 7. — С. 37–43.

2. Савицкий М. М., Кушниренко В. Н., Олейник О. И. Осо-бенности сварки сталей вольфрамовым электродом с ак-тивирующими флюсами (A-TIG-процесс) // Там же. —1999. — № 12. — С. 20–26.

3. Lucas W., Howse D. Activating flux — increasing the per-formance and productivity of the TIG and plasma processes// Weld. and Metal Fabr. — 1996. — № 1. — P. 11–15.

4. Lucas W. Activating flux — improving the performance ofthe TIG process // Ibid. — 2000. — № 2. — P. 7–10.

5. Surface active element effects on the shape of GTA, laserand electron beam welds / C. R. Heiple, J. R. Roper, R. T.Stagner, R. J. Aden // Welding J. — 1983. — 62, № 3. —P. 72–77.

6. Effects of activating flux on arc phenomena in GTAW /M. Tanaka, T. Shimizu, H. Terasaki et al. // Sci. and Techn.of Weld. and Joining. — 2000. — 5, № 6. — P. 397–402.

7. Влияние активирующих флюсов на проплавляющую спо-собность сварочной дуги и концентрацию энергии ванодном пятне / О. Е. Островский, В. Н. Крюковский, Б. Б.Бук и др. // Свароч. пр-во. — 1977. — № 3. — С. 3–4.

8. Замков В. Н., Прилуцкий В. П. Теория и практика TIG-Fсварки (A-TIG) (Обзор) // Автомат. сварка. — 2004. —№ 9. — С. 12–15.

9. Патон Б. Е., Замков В. Н., Прилуцкий В. П. Контракциядуги флюсом при сварке вольфрамовым электродом //Там же. — 2000. — № 1. — С. 1–8.

10. A-TIG — increasing the performance and productivity of theTIG process / W. Lucas, D. Howse, M. M. Savitsky, I. V.Kovalenko. — S. l., [1996]. — 17 p. — (Intern. Inst. of Wel-ding; Doc. XII-1448–96).

11. Lowke J., Tanaka M., Ushio M. Insulation effects of fluxlayer in producing greater weld depth. — S. l., [2004]. —7 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc. 212-1053–04).

12. Yushchenko K. A., Kovalenko D. V., Kovalenko I. V. Compa-rative analysis of TIG and A-TIG welding of stainless steel.— S. l., [2005]. — 9 p. — (Intern. Inst. of Welding; Doc.212-1088–05).

13. Лесков Г. И., Трунов Е. Н., Живага Л. И. Форма, размерыи устойчивость пародинамических каналов в металлепри электроннолучевой сварке // Автомат. сварка. —1976. — № 6. — С. 13–17.

14. Воздействие лазерного излучения на материалы / Р. В.Арутюнян, В. Ю. Баранов, Л. А. Большов и др. — М.:Наука, 1989. — 367 с.

15. Formation of quasi keyhole is a cause of deep penetration inA-TIG welding of stainless steel / K. A. Yushchenko, D. V.Kovalenko, I. V. Krivtsun et al. — S. l., [2005]. — 17 p. (In-tern. Inst. of Welding; Doc. 212-1085–05).

16. Yushchenko K. A., Kovalenko D. V., Kovalenko I. V. Investi-gation of perculiarities of A-TIG welding of stainless steels.— S. l., [2003]. — 18 p. (Intern. Inst. of Welding; Doc. 212-1047–03).

Given are the results of experimental studies of dimensions and shape of the weld pool surface in TIG and A-TIGwelding of stainless steel 304N using the surface arc with incomplete penetration. It is hypothesized that one of thecauses of deep penetration in A-TIG welding is formation of a keyhole and associated change in the Marangoni convectionintensity. Configurations of the free surface and bottom of the weld pool, characteristic of A-TIG welding, prove thismechanism of deep penetration.

Поступила в редакцию 04.11.2005,в окончательном варианте 17.04.2006

8 6/2006

УДК 621.791:669.71

ВЛИЯНИЕ ДОБАВОК СКАНДИЯ НА СТРУКТУРНО-ФАЗОВОЕСОСТОЯНИЕ МЕТАЛЛА ШВА СОЕДИНЕНИЙ

АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ ПОСЛЕ ТЕРМООБРАБОТКИЛ. И. МАРКАШОВА, д-р техн. наук, чл.-кор. НАН Украины Г. М. ГРИГОРЕНКО, А. В. ЛОЗОВСКАЯ, канд.

техн. наук, О. С. КУШНАРЕВА, В. Е. ФЕДОРЧУК, инженеры(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Рассмотрено влияние термообработки (старение при 350 оС, 1 ч) на изменение структурно-фазового состоянияметалла швов, полученных при аргонодуговой сварке сплава 1460 с использованием присадок Св1201 и Св1201 ++ 0,5 % Sc. Показано, что термообработка способствует существенному увеличению объемной доли дисперсныхфаз, отличающихся по морфологии и фазовому составу. В металле без скандия формируются Al–Cu-фазы,отличающиеся различной концентрацией меди, а Al–Li-фазы имеют более сложное строение за счет включенийдисперсных фаз Al–Zr- и Al–Cu-фаз. В металле со скандием формируются сложные композитные фазовые выделенияпластинчатого (Al–Cu/Al3Sc) и глобулярного (Al–Li/Al–Zr, Al–Sc) типов.

К л ю ч е в ы е с л о в а : сварные соединения, алюминиевыйсплав, термообработка, скандий, структурно-фазовые пре-образования, плотность дислокаций, композитные фазовыевыделения

Алюминиево-литиевые сплавы, относящиеся кстареющим сплавам, как правило, отличаютсясложным структурно-фазовым состоянием, что вомногом обусловлено специфическими особеннос-тями структурных и фазовых превращений, про-исходящих в процессе технологического циклаполучения этих материалов и последующей тер-мической обработки.

Известна особая роль фазовых составляющихметаллов вообще [1, 2] и алюминиевых сплавов,в частности, в изменении различных механичес-ких и служебных характеристик — прочности,пластичности, трещиностойкости, вязкости разру-шения, сопротивления циклическим нагрузкам ит. п. [3, 4]. В ряде работ эффект упрочнения алю-миниево-литиевых сплавов связывают, например,с измельчением зеренной структуры [5], чему спо-собствуют фазовые выделения типа Al–Sc. В дру-гих работах [6, 7] отмечается, что при легированииалюминиевых сплавов скандием достигается уп-рочнение за счет измельчения не только зерна,но и непосредственно частиц α′-фазы (Al3Sc),формирующихся в процессе старения. Исходя изэтого для достижения оптимального упрочненияпредлагается ограничить температурный интервалрежимов старения (300…350 °С) и уменьшитьвремя выдержки от 6 до 1 ч.

Исследования влияния температурных режи-мов нагрева указанных стареющих алюминиево-литиевых сплавов на изменение фазового составапоказали, что в температурном интервале450…500 °С первичные частицы Al3Sc не раст-

воряются [8]. Однако наряду с характернымипризнаками первичных Al3Sc-фаз зафиксированыслабые сверхструктурные отражения, которые мо-гут свидетельствовать о присутствии δ′-фазы(Al3Li), хотя фактически наличие фаз такого типаобнаружить не удалось [9, 10], что, возможно, свя-зано с их дисперсностью и малой плотностью рас-пределения в металле.

Существует также мнение о том, что особен-ностью сплавов системы Al–Li–Sc является об-разование фазовых выделений композитного типа,имеющих вид двухслойных частиц, состоящих изядра α′-фазы (Al3Sc) и оболочки из δ′-фазы(Al3Li), которая формируется при гетерогенномзарождении последней на межфазной границеAl3Sc-фазы. Как свидетельствует приведенныйкраткий анализ имеющихся литературных дан-ных, указанные сплавы характеризуются много-образием фазовых выделений, претерпевающих взависимости от температурных условий обра-ботки сложные изменения, а наличие таких фазо-вых выделений во многом определяет свойстваэтих сплавов.

Что касается сварных соединений алюминие-во-литиевых сплавов, то, как следует из [11],сложность технологического процесса, включаю-щего условия сварки (в результате которого ма-териал приобретает неравновесное состояние) ипоследующую термическую обработку, не позво-ляет однозначно трактовать характер фазовых пе-реходов в металле шва и зоне термического вли-яния соединений.

Результаты исследований фазовых превращенийв металле шва непосредственно после сварки из-ложены в работах [12, 13], где также приведены

© Л. И. Маркашова, Г. М. Григоренко, А. В. Лозовская, О. С. Кушнарева, В. Е. Федорчук, 2006

6/2006 9

данные об изменении структурно-фазового сос-тава в сплавах в зависимости от наличия скандия.

Целью настоящей работы является исследова-ние структурно-фазовых изменений металла шва,обусловленных последующей (после сварки) тер-мической обработкой — старением.

Материалом для исследования служили швы(термообработка при температуре 350 °С в тече-ние 1 ч), полученные при сварке сплава 1460 (Al–3 % Cu–2 % Li–0,08 % Sc) с присадками Св1201(Al–6,5 % Cu–0,25 % Zr–0,3 % Mn) и Св1201 ++ 0,5 % Sc.

Исследования проводили с использованием ме-тодов просвечивающей электронной микроскопиина установке JEM-200СХ при ускоряющем нап-ряжении 200 кВ. Такой метод исследования выб-ран как единственно возможный, позволяющийвыявить реально формирующиеся структуры (суб-зеренную, дислокационную) и фазовые выделенияна различных стадиях их образования.

Образцы для исследований вырезали из цен-тральной части швов с использованием операцииэлектроэрозионной резки, последовательного ме-ханического и электролитического утонения из-готовленных шайб с последующим многократным

Рис. 1. Фазовые образования и тонкая структура металла шваалюминиевого сплава 1460 (Al–Cu–Li) после термообработки(старение 350 °С, 1 ч): а, б — распределение θ′-фаз (Al2Cu) илитиевых δ′-фаз (Al3Li) в объемах зерен (одинарные стрелки— пластинчатые θ′-фазы, двойные — β′-фаза (Al2Zr), 20000(а); литиевые δ′-фазы, 30000 (б); в — уменьшение плотнос-ти распределения θ′- и δ′-фаз в приграничных зонах,свободных от фазовых выделений (ЗСВ), 30000; г, д —плотные скопления литиевой фазы (одинарные стрелки)вдоль межзеренных границ; δ′-фазы композитного типа(двойные стрелки), 50000; е, ж — эвтектические выделенияна границах зерен соответственно 30000 и 20000

10 6/2006

ионным утонением в установке [14] ионизирован-ными потоками аргона.

Исследованы тонкая структура и распределе-ние фазовых образований во внутренних объемахзерен и вдоль межзеренных границ, характер вы-делений эвтектического типа и другие особен-ности структурно-фазового состояния металлашвов с различным химическим составом — соскандием и без скандия.

Внутризеренная структура металла, полученногос применением присадки Св1201 (без скандия), ха-рактеризуется общей невысокой плотностью дис-локаций ρ = 6⋅108…2⋅109 см–2, при этом имеет местонеравномерное распределение дефектов кристалли-ческой решетки. Некоторое локальное повышениеплотности дислокаций обнаружено в зонах форми-рования фазовых выделений (рис. 1, а–в).

В характере формирования внутризеренныхфазовых образований можно отметить следу-ющее. Во внутренних объемах зерен зафиксиро-вано образование фазовых выделений, отличаю-щихся по размеру (довольно крупные выделенияпреимущественно глобулярной формы диаметромdф.в ~ 1,5…2,0 мкм). Образования указанного типа,как правило, представляют собой сложный конг-ломерат, состоящий в основном из θ′-фаз (Al2Cu)с включениями β′-фаз (Al3Zr). Фазовые выделениядругого типа имеют более значительную дисперс-ность и более разнообразную морфологию: стерж-невую (пластинчатую) длиной l ~ 0,1...0,5 мкм итолщиной h ≈ 0,01...0,03 мкм, а также глобулярнуюформу dф.в ≈ 0,10...0,15 мкм (рис. 1, а–в). Выделе-ния пластинчатого типа представляют собой θ′-фазу (Al2Cu). Рост фазовых образований этого ти-па происходит за счет слияния растущих мелко-дисперсных пластин θ′-фаз (рис. 1, б, в). Следуетотметить, что выделения θ′-фаз происходят либона дисперсных частицах β′-фаз (Al3Zr) (рис. 1,а), либо δ′-фаз (Al3Li) (рис. 1, б). Последнее сви-детельствует о том, что частицы композитного типаимеют не только глобулярную, но и неправильнуюгеометрическую форму.

Структура межзеренных границ и зерногра-ничных прослоек заметно изменяется по срав-нению с формирующейся непосредственно послесварки (рис. 1, г, д). Толщина прослоек такоготипа после термообработки (350 °С, 1 ч) состав-ляет h ≈ 0,25…0,35 мкм. Зафиксированы также от-личия в зернограничных выделениях (ЗГВ) по фа-зовому составу. Так, в некоторых случаях в ЗГВ четкопросматриваются явно обособленные фазовые обра-зования с литием, имеющие различную морфо-логию, — преимущественно глобулярную и удлинен-ную форму размером (0,05…0,15) (0,40...0,50) мкми диаметром 0,05…0,10 мкм. В других случаяхЗГВ представляют собой плотные, сравнительнооднородные по контрасту удлиненного типа плас-

тины, состав которых соответствует θ′-фазам(Al2Cu) (рис. 1, в — отмечены стрелкой).

Обнаружены ЗГВ и более сложного состава,имеющие вид композита, состоящего из образова-ний, которые отличаются по контрасту, а следова-тельно, и по плотности фаз (рис. 1, г, д). Образо-вания этого типа характеризуются довольно круп-ными размерами и состоят преимущественно изалюминиево-литиевых и алюминиево-медных фазтипа AlLi и Al2Cu (0,5 1,0 мкм). Реже фиксиру-ются ЗГВ с более дисперсными (0,05 0,10 мкм)вкраплениями в них Al3Zr-фаз.

Особо следует отметить наличие пригранич-ных ЗСВ с h = 0,44…0,60 мкм, в которых послетермообработки значительно снижена плотностьдислокаций (рис. 1, г, д).

Характерный вид эвтектических образованийв металле шва в термообработанном состояниипоказан на рис. 1, е, ж. Как видно из рисунка,эвтектика состоит из обособленных фаз и их кон-гломератов.

Для структуры термообработанного металлашва, содержащего 0,25 % Sc, характерно следу-ющее. Выявлено весьма значительное количествофазовых образований во внутренних объемах зе-рен и по их границам, существенно отличающихсяпо сравнению с металлом без скандия размерами,внутренней структурой и морфологией.

Если объемная доля включений крупных фаз(d ~ 1,5...2,0 мкм), имеющих композитную струк-туру, в том и другом случае практически одина-кова, то содержание фазовых выделений средних(dф.в ~ 0,2...0,5 мкм) и более дисперсных (сотыедоли микрометра) размеров в металле со скандиемзаметно возрастает (рис. 2, а–в). Причем фазовыеобразования заполняют (или существенно сужа-ют) примыкающую к межзеренным границам ЗСВ(рис. 2, г, д).

Исследования состава фазовых образованийпоказали, что фазы стержневой или пластинчатойформы (различие в форме, по-видимому, связанос расположением фаз относительно плоскости ис-следуемой фольги) представляют собой образо-вания θ′-фаз (Al2Cu), что подтверждается ихмикродифракционными отражениями при иссле-довании тонких фольг на просвет. При этом обна-руживается сложное (композитное) строение θ′-фаз. Наряду с характерными для фаз Al2Cu плас-тинами серого контраста зафиксированы и слоитемного контраста (рис. 2, б–д). Микродифрак-ционный анализ в сочетании со съемкой в тем-нопольном изображении отдельных составляю-щих фаз выявил наряду с наличием Al2Cu-фазприсутствие α′-фаз (Al3Sc). Фазы, содержащиескандий, обнаружены также в композитных вы-делениях, расположенных непосредственно вдольмежзеренных границ (рис. 2, д, ж). Кроме того,

6/2006 11

среди ультрадисперсных композитного типа фазвыявлены фазы и других составов, например, фа-зы, содержащие литий, которые имеют вид дискови квадратов размерами не более 0,1 мкм (рис. 2,г), а также содержащие цирконий β′-фазы (Al3Zr)d ~ 0,04 мкм и менее (рис. 2, а, д).

Как правило, содержащие цирконий фазы об-наруживают в центре фаз другого состава, что,по-видимому, связано с температурным интерва-лом образования фаз, формирующих композит.

В данном случае, вероятнее всего, такими цен-трами зарождения станут фазы типа Al3Zr и Al3Sc,

Рис. 2. Микроструктура металла сварного соединения алюминиевого сплава 1460 (Al–Cu–Li) с добавками 0,25…0,30 % Scпосле термообработки (старение 350 °С, 1 ч): а — распределение дисперсных скандиевых фаз (одинарные стрелки) вдольграниц и субграниц, двойные стрелки — β′-фаза (Al3Zr) 15000; б, в — распределение композитных θ′-фаз (Al2Cu) (стрелки)и образование ячеистой структуры в объемах зерен, 20000; г, д — распределение скандиевой и литиевой композитных фаз(стрелки) в зоне межзеренных границ, 30000; е — крупные композитные фазы на основе Al3Sc на границах зерен, 30000;ж, з — соответственно рыхлые ( 30000) и плотные ( 20000) композитного типа зернограничные эвтектики

12 6/2006

поскольку они имеют наиболее высокую темпе-ратуру образования [1]. Особо следует отметить,что фазы с цирконием являются наиболее мел-кодисперсными из характерных для исследуемогоматериала и выделяются в объеме металла срав-нительно равномерно. Это может создавать пред-посылки для последующего равномерного выде-ления и роста других фаз.

Зернограничные эвтектики в отличие от сос-тояния эвтектических зон в металле шва непос-редственно после сварки при последующей термо-обработке в значительной степени «рассыпаются»и разлагаются на отдельные обособленные фазо-вые составляющие (рис. 2, ж, з), что приводитк существенному измельчению отдельных фазо-вых выделений в эвтектике. Кроме того, ряд дис-персных фазовых выделений в эвтектике теряютчеткие очертания, вокруг фаз формируется сег-регационный контраст. Этот факт свидетельствуетоб активно протекающих процессах диффузион-ного растворения. Наиболее устойчивыми из нихявляются, по-видимому, фазы, содержащие литий.

Следует отметить также особенности дисло-кационной структуры металла шва при исполь-зовании присадок со скандием. В процессе термо-обработки в металле шва существенно повыша-ется плотность дислокаций, что, по-видимому,обусловлено значительным нарушением когерен-тности решетки матрицы и выделяющейся фазы,изменением вида напряженного состояния в местесопряжения матрица–фаза. Уровень напряженийв области распада (о чем свидетельствует высокаялокальная плотность дислокаций) значительнопревосходит уровень упругих напряжений, харак-терный для когерентных связей. Очевидно, при-сутствие скандия «активизирует» металл в про-цессе распада твердого раствора при термообра-ботке.

Высокая плотность дислокаций, свидетель-ствующая о весьма неравновесном состоянии ме-талла в ходе распада твердого раствора, способ-ствует также протеканию последующих процессовперераспределения образующихся дефектов крис-таллической решетки, что проявляется в форми-ровании блоков, ячеек, субзерен, т. е. в измель-чении суб- и зеренной структуры.

Кроме того, активное перераспределение де-фектов кристаллической решетки, как правило,сопровождается перераспределением химическихэлементов и даже дисперсных фаз, что в своюочередь стимулирует процессы фазовых образо-ваний в металле. Причем фазовые образованияопределенных размеров могут «закреплять» суб-и межзеренные границы, что также способствуетизмельчению структуры.

Судя по характеру формирующихся дислока-ционных конфигураций различного типа, размы-тию фазового контраста в области расположения

фазовых выделений, можно заключить, что в зонемежзеренных границ происходят активныеизменения дислокационной структуры самих гра-ниц, а также состава и распределения фазовыхвыделений вдоль этих границ. Фазы, содержащиелитий, а именно, δ′-фаза (Al3Li), сохраняются награницах, однако их меньше по сравнению с ме-таллом без скандия (см. рис. 2).

Выводы

1. В результате термообработки размеры и составкрупных фазовых выделений практически не из-меняются по сравнению с таковыми после сваркив металле со скандием и без него. Такие фазовыевыделения представляют собой сложный конгло-мерат на основе алюминиево-медной фазы.

2. Зафиксированы отдельные двойные фазы типаAl–Sc различных размеров — крупные, распола-гающиеся по границам зерен, и более дисперсные,формирующиеся внутри зерен и в приграничныхзонах, обычно свободных от выделений. Тем са-мым нивелируется негативное влияние ЗСВ.

3. Установлено, что термообработка способству-ет существенному повышению плотности распре-деления фаз: дисперсных (d ~ 0,10…0,15 мкм) иультрадисперсных (d ~ 0,05…0,10 мкм) размеров,отличающихся по морфологии (фазы пластинча-того типа на основе Al2Cu и глобулярного — наоснове AlLi).

4. Показано, что фазовый состав формирую-щихся выделений во многом определяется нали-чием или отсутствием скандия: в металле безприсадки скандия фазы пластинчатого типа (Al–Cu) преобразуются в сложные структуры, отли-чающиеся различной концентрацией меди; фазыглобулярного типа (Al–Li) усложняются за счетвключений дисперсных фаз (Al–Zr и Al–Cu); вметалле со скандием формируются сложные ком-позитные фазовые выделения пластинчатого (Al–Cu/Al3Sc), а также глобулярного (Al–Li/Al–Zr,Al–Sc) типов.

1. Гилман Д. Дж. Физика прочности и пластичности / Пер.с англ.; под. ред. Л. К. Гордиенко. — М.: Металлургия,1972. — 290 с.

2. Аргон Али С. Физика прочности и пластичности / Пер. сангл.; под. ред. Л. К. Гордиенко. — М.: Металлургия,1972. — 304 с.

3. Production of ultrafine-grained metallic materials using anintense plastic straining technique / M. Furukawa, P. Berbon,Z. Horita et al. // Materials Sience Forum. — 1997. —233/234. — P. 177–184.

4. Mechanical properties of submicron grained Al–Li alloys /N. K. Tsenev, R. Z. Valiev, O. V. Obraztsov, I. N. Fridlyan-der // Proc. of 6th Intern. aluminium conf., Germany, Oct. 8–10, 1992. — P. 1125–1135.

5. Pat. 3 619 181 US, CP. 75-138. Willey aluminium-scandiumalloy / A. Lowel. — Publ. 09.12.71.

6. Furukawa M., Miura Y., Nemoto M. Temperature and strainrate dependences of yield stress of an Al–Cu–Li–Mg–Zralloy // Transaction Jap. Inst. Metals. — 1987. — № 28. —P. 655–665.

6/2006 13

7. Fraction and phase spacing of fibrous intermettallic S–Li–Alin hypoeutectic Al–Li alloys by unidirectiobal solidification /M. Gufnghui, Yu. Huasyun, P. Delin, An. Gtying // Mетал-лофизика. Новейшие технологии. — 2000. — 22, № 4. —С. 58–61.

8. Волков В. А. Влияние легирующих элементов на процес-сы распада сплавов Al–Li и Al–Sc: Автореф. дис. …канд. физ.-мат. наук. — Киев, 1987. — 21 с.

9. Некоторые особенности распада пересыщенного твер-дого раствора сплавов системы Al–Sc / Ф. Л. Березина,В. А. Волков, Б. П. Домашникова, К. В. Чуистов // Ме-таллофизика. — 1987. — 9, № 5. — С. 43–45.

10. Gayle F. W., Vander Sande J. B. Composite precipitates inan Al–Li–Zr alloy // Scripta Metallic Mater. — 1984. —№ 18. — P. 473–478.

11. Сэйити А., Митинори О. Свариваемость высокопрочныхалюминиевых сплавов при ЭЛС // Сварка легких метал-лов (Япония). — 1992. — 30, № 1. — С. 12–18.

12. Влияние добавок скандия на структурно-фазовое состо-яние металла шва при сварке алюминиевых сплавов 1460/ Л. И. Маркашова, Г. М. Григоренко, А. Я. Ищенко и др.// Автомат. сварка. — 2006. — № 1. — С. 17–24.

13. Влияние добавок скандия на тонкую структуру металлашва соединений алюминиевого сплава 1460 / Л. И. Мар-кашова, Г. М. Григоренко, А. Я. Ищенко и др. // Там же.— № 2. — С. 22–28.

14. Метод препарирования для электронно-микроскопичес-ких исследований / Ю. Ф. Даровский, Л. И. Маркашова,Н. П. Абрамов и др. // Там же. — 1985. — № 12. — С. 60.

The influence of heat treatment (ageing at 350 оC, 1 h) on the change of the structural-phase composition of weld metalof 1460 alloy joints, produced in argon-arc welding with Sv1201 and 1201 + 0,5 % Sc filler wires is considered. It isshown that heat treatment promotes an essential increase in volume fraction of dispersed phases, differing in theirmorphology and phase composition. In the metal without scandium, Al–Cu phases featuring different copper concentrationare formed, while Al–Li phases have a more complex structure due to inclusions of dispersed Al–Zr and Al–Cu phases.Scandium-containing metal forms complex phase precipitates of plate-like Al–Cu/Al3Sc and globular Al–Li/Al–Zr, Al–Sc.

Поступила в редакцию 31.01.2005

Восстановление работоспособности вертикальныхстальных резервуаров для хранения нефти

и нефтепродуктов с гарантированным сроком службыне менее 20-ти лет

Институт электросварки им. Е. О. Патона выполняет комплексную диагностику резервуаров для хра-нения нефти и нефтепродуктов, а также разрабатывает технические решения для восстановления ихработоспособности при гарантированном послеремонтном сроке службы не менее 20 лет.

Анализ результатов обследования показывает, что после пятнадцати лет эксплуатации толщины II-XIIпоясов стенки в основном отвечают требованиям норм России и Украины: ПБ 03-605—03 и ВБН В.2.2-

58.2—94. Это дает основание полагать, что работоспособ-ность стенки – главного конструктивного элемента резер-вуара – будет обеспечена еще не менее 20 лет. Заменеподлежит часть или весь первый пояс стенки вместе сокрайками днища. Из-за отсутствия антикоррозионнойзащиты днище в большинстве случаев необходимо менятьна новое. Учитывая возросшие экологические требования,целесообразно рассматривать с заказчиком и вопрос уве-личения толщины центральной части днища до 8...10 ммили применения двойного днища.

Замена днища, первого пояса и вертикальных монтаж-ных стыков стенки, при условии обеспечения проектногоуровня налива и гарантированного безремонтного срока

службы резервуаров не менее 20 лет, требуют разработки новых технологий ремонта и специальныхпроектов КМ и ППР. Причем в данном случае технология ремонта является ведущим звеном и опре-деляет конструктивные решения для разработки проекта КМ.

В ИЭС им. Е. О. Патона разработаны новые технологии по выполнению капитального ремонта сталь-ных резервуаров для хранения нефти и нефтепродуктов вместимостью 5, 10, 20 и 50 тыс.м3, которыепозволяют восстанавливать их работоспособность при проектном уровне налива продукта с учетомтребований действующих норм и гарантированным сроком службы не менее 20 лет. Разработанныетехнологии по замене монтажных соединений стенки рулонированных резервуаров, подъему резер-вуаров на высоту до 2,0 м, замене днища и центральной части плавающей крыши полноразмернымиполосами успешно применяются на объектах нефтегазового комплекса стран СНГ.

Наш контактный тел./факс:г. Москва (495) 926-0905, 926-0347;

г. Киев (38044) 287-6679,электронный адрес: reservoir @ paton.kiev.ua

14 6/2006

УДК 621.791.927.55

ТЕМПЕРАТУРА И ГЕОМЕТРИЧЕСКИЕ РАЗМЕРЫ СВАРОЧНОЙВАННЫ ПРИ ПЛАЗМЕННО-ПОРОШКОВОЙ НАПЛАВКЕ

П. В. ГЛАДКИЙ, канд. техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины),А. В. ПАВЛЕНКО, д-р-инж. (Делоро Стеллит ГмбХ, Германия),

Е. Ф. ПЕРЕПЛЕТЧИКОВ, канд. техн. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Приведены результаты экспериментального исследования температуры, массы, размеров сварочной ванны и на-плавленного слоя при плазменно-порошковой и аргонодуговой наплавке плавящимся электродом.

К л ю ч е в ы е с л о в а : плазменная наплавка, присадочныйпорошок, сварочная ванна, температура ванны, форма иразмеры ванны, плазменно-порошковая наплавка, аргоноду-говая наплавка

Знание теплового состояния, формы и размеровванны жидкого металла при дуговой и плазменнойнаплавке позволяют управлять формированиемслоев заданных размеров, а также структурой исвойствами наплавленного металла.

Вопросам изучения теплового состояния и ге-ометрических размеров ванны жидкого металлапри различных способах сварки и наплавки пос-вящено много публикаций [1–7], однако сведений,характеризующих стадию ванны при плазменнойнаплавке с подачей в дугу присадочного порошка,недостаточно. В то же время этот процесс выгодноотличается от большинства других процессов нап-лавки (сварки) возможностью независимой пода-чи в ванну присадочного порошка, теплосодер-жание и количество которого можно регулироватьв широких пределах [8].

В настоящей работе для исследования разме-ров и средней температуры ванны при плазмен-но-порошковой наплавке используется методикапринудительного выплескивания металла ванныв калориметр в процессе наплавки и модернизи-рованное устройство [9, 10] для ее реализации(рис. 1). При выполнении эксперимента платфор-му 5 с образцом 3 предварительно устанавливаютв рабочее (горизонтальное) положение. Наплавкупроизводят от середины к краю образца. Посленаплавки валика определенной длины платформас образцом освобождается от защелки 8, закреп-ленной на раме 1, и под действием пружины 7с большой скоростью поворачивается вокруг осии ударяется о неподвижный упор 6. Во время по-ворота платформы и частично при ударе жидкийметалл ванны под действием сил инерции вып-лескивается и попадает в калориметр 2. Дуга об-рывается при повороте платформы, плазмотрон4 остается неподвижным. Время переноса металла

ванны с пластины в калориметр составляет0,08…0,13 с.

Измерительная система установки, методикаопределения теплосодержания и средней темпе-ратуры металла ванны, попавшего в калориметр,аналогичны использованным при калориметриро-вании присадочного порошка в работе [8]. Раз-меры сварочной ванны оценивали по кратеру, по-лучаемому при выплескивании жидкого металла.При этом не весь металл попадает в калориметр,часть остается на поверхности образца в виде нап-лыва. С учетом теплосодержания наплыва средняятемпература сварочной ванны

Tв = mкTк + mнTн

mк + mн, (1)

где mн, Tн, mк, Tк — соответственно масса и тем-пература наплыва и металла, попавшего в кало-риметр.

Температуру наплыва определяли для каждогоэксперимента расчетным путем на основании сле-дующих предположений. Если наплыв на стенахкратера очень мал, то его температура близка ктемпературе плавления. С другой стороны, если

© П. В. Гладкий, А. В. Павленко, Е. Ф. Переплетчиков, 2006

Рис. 1. Схема установки для исследования размеров и среднейтемпературы сварочной ванны (обозначение см. в тексте)

6/2006 15

бы весь металл сварочной ванны остался на об-разце (в наплыве), то температура наплыва былабы равна температуре ванны. Зависимость тем-пературы наплыва от его массы принята линей-ной:

TнTпл

= ⎛⎜⎝

TвTпл

– 1⎞⎟⎠

mнmв

+ 1, (2)

где mв — масса сварочной ванны, которая приб-лиженно определяется как

mв = mк + mн. (3)

При расчете погрешности измерения энталь-пии и средней температуры ванны учтены потеритепла в результате конвекции и радиации при пе-реносе металла ванны в калориметр; переход теп-ла из ванны в основной металл при повороте плат-формы с образцом; тепло, аккумулированное вслое металла ванны, оставшемся на стенках кра-тера; количество тепла, неизмеренное калоримет-ром из-за нагрева последнего в ходе эксперимента.Потери тепла в результате конвекции и радиации,которые оценивали по методике [9], составили со-ответственно 2,1 и 1,7 Дж/г. Количество тепла,передаваемого жидкой ванной основному металлуза время поворота платформы с образцом, рас-считанное по уравнению теплопроводностиФурье, равно 5,7 Дж/г. Учет тепла, аккумулиро-ванного в слое невыплеснутого металла ванны,

понижает значение удельного теплосодержанияметалла ванны на 4 Дж/г. Количество тепла, не-измеренное калориметром из-за повышения тем-пературы последнего в процессе эксперимента,составило в среднем 0,2 Дж/г. Погрешность оп-ределения средней температуры ванны составила±24 К, массы ванны ±0,4 г.

Исследовали влияние тока дуги I, расхода по-рошка при плазменной наплавке Gп, расхода элек-тродной проволоки при аргонодуговой наплавкеGэ, грануляции порошка dп, скорости наплавкиvн, размаха A и частоты колебаний f плазмотронана среднюю температуру металла ванны Tв, массуmв и длину L ванны, ширину наплавленного ва-лика B, глубину h и площадь проплавления Fо,высоту наплавленного валика H, площадь зеркалаванны в плане Fз.

С целью исключения влияния перемешиванияосновного и присадочного материалов при нап-лавке на свойства жидкого металла ванны исполь-зовали основной металл и присадочный порошокблизких химических составов, соответствующихмарке стали 10Х18Н10Т.

Анализ результатов измерений показывает, чторазмеры, масса и средняя температура ванны приплазменной наплавке с присадкой порошка су-щественно меньше, чем при аргонодуговой нап-лавке плавящимся электродом (рис. 2–4). Пос-кольку сравнение проведено на сопоставимых ре-жимах (по мощности дуги и производительностиподачи присадочного материала), имеющееся раз-личие в значительной мере связано с тепловымсостоянием присадочного материала, попадающе-го в сварочную ванну.

При плазменной наплавке с возрастанием тока(а значит и эффективной тепловой мощности ду-ги) сварочная ванна, ее теплосодержание и сред-няя температура увеличиваются.

С возрастанием скорости перемещения плаз-мотрона, что эквивалентно уменьшению погоннойэнергии, средняя температура ванны повышается,

Рис. 2. Средняя температура (а) и масса (б) ванны при плаз-менно-порошковой и аргонодуговой наплавке плавящимсяэлектродом

Рис. 3. Влияние силы тока на длину сварочной ванны L (1, 2,6) и ширину наплавленного валика B (3…5)

16 6/2006

а ее масса и размеры становятся меньше (в ос-новном за счет хвостовой части) (рис. 5, 6). Приувеличении размаха поперечных колебаний плаз-мотрона средняя температура ванны остаетсяпрактически постоянной, ширина валика резкоувеличивается, с той же интенсивностью умень-шается длина ванны (рис. 7), а площадь зеркалаванны и глубина проплавления основного металлаизменяются мало. Увеличение частоты колебанийплазмотрона приводит к усилению перемешива-ния жидкого металла и, как следствие, возрас-танию конвективной теплоотдачи ванны. С повы-шением частоты ее температура несколько сни-жается, уменьшается глубина проплавления ос-новного металла, остальные размеры ванны почтине изменяются.

Увеличение расхода присадочного порошкавлияет на различные параметры ванны неодноз-начно (рис. 4, 8) — масса ванны при этом уве-личивается, ее длина и ширина остаются прак-тически неизменными, глубина проплавления исредняя температура сварочной ванны снижаются.Общее теплосодержание ванны жидкого металлаувеличивается в результате более полного исполь-зования тепловой мощности дуги.

На рис. 9 показана зависимость температурыи размеров ванны от гранулометрического составаприсадочного порошка. При увеличении среднегодиаметра частиц порошка средняя температураванны снижается. Незначительно уменьшаетсямасса ванны и существенно глубина проплавления

основного металла. Полученные результаты од-нозначно связаны с уменьшением нагрева порош-ка в дуге.

В целом в исследованном диапазоне парамет-ров режима наплавки порошком стали 10Х18Н10Тзафиксировано относительно небольшое измене-ние средней температуры сварочной ванны в пре-делах 1640…1770 К, что составляет примерно(1,01…1,08)Tпл присадочного порошка или в сред-нем 1,05Tпл.

При сопоставлении результатов ранее прове-денных исследований нагрева порошка в дуге [8,11] и данных настоящих исследований установ-лена корреляция теплового состояния присадоч-ного порошка и параметров ванны. Снижение тем-пературы частиц присадочного порошка, а такжеувеличение подачи в ванну порошка, нагретогониже ее температуры, приводят к снижению пе-регрева жидкого металла и уменьшению проплав-ления основного металла. Таким образом, возмож-ность регулирования нагрева порошка при плаз-менной наплавке создает предпосылки управле-

Рис. 4. Зависимость глубины проплавления основного металлаот тока наплавки при плазменной (сплошная) и аргонодуговойнаплавке плавящимся электродом (штриховая кривая)

Рис. 5. Влияние скорости плазменной наплавки на характе-ристики сварочной ванны и основного металла

Рис. 6. Форма ванны при различной скорости плазменной наплавки: а — 3,8; б — 6,1; в — 12,1 м/ч

6/2006 17

ния формой и размерами ванны, кристаллизациейнаплавляемого слоя.

Как указывалось выше, главной особенностьюплазменно-порошковой наплавки является введе-ние в сварочную ванну присадочного металла ввиде порошка с диаметром частиц 80…300 мкм.Мелкие фракции, пролетая через плазменную ду-гу, расплавляются, а крупные успевают нагретьсядо температуры в несколько сот градусов и по-падают в сварочную ванну в твердом состоянии.В головной части ванны под действием тепла

плазменной дуги они плавятся, а в хвостовой ус-коряют охлаждение, действуя как микрохолодиль-ники. В этом случае наблюдается подстуживаниеванны — уменьшается ее средняя температура и,что весьма важно, глубина проплавления основ-ного металла. Нерасплавившиеся крупные части-цы могут становиться дополнительными центрамикристаллизации. На практике в закристаллизовав-шемся слое нерасплавившиеся частицы присадоч-ного металла наблюдаются крайне редко (рис. 10).

Степень воздействия частиц присадочного ма-териала на микроструктуру наплавленного метал-ла должна зависеть от размеров (массы) частиц,их формы и температуры нагрева, а также доликрупных фракций в порошке. Влияние последниханалогично действию дополнительной присадкив форме крупки или гранул, вводимых в свароч-ную ванну при дуговой сварке под флюсом идругих процессах [12, 13].

Образование дополнительных центров крис-таллизации измельчает структуру и придает ейразориентированный характер, что может способ-

Рис. 7. Влияние размаха колебаний плазмотрона A на характе-ристики сварочной ванны и основного металла

Рис. 8. Средняя температура (а) и масса ванны (б) при различ-ных производительностях и токах плазменной наплавки

Рис. 9. Влияние грануляции присадочного порошка на ха-рактеристики сварочной ванны и основного металла

Рис. 10. Микроструктура металла, наплавленного порошком10Х18Н10Т (видна крупная нерасплавившаяся частица по-рошка), 250

18 6/2006

ствовать улучшению эксплуатационных свойствнаплавленного металла.

Выводы1. Средняя температура сварочной ванны зависитот тока дуги, скорости наплавки, размеров частици скорости подачи присадочного порошка. С дос-таточной для расчетов точностью в среднем ееможно принять равной 1,05Tпл порошка.

2. Значения основных геометрических и теп-ловых параметров ванны жидкого металла приплазменной наплавке с подачей присадочного по-рошка существенно меньше аналогичных зна-чений, характеризующих ванну при аргонодуго-вой наплавке плавящимся электродом.

3. Основное влияние на глубину проплавленияосновного металла оказывает ток дуги, размерычастиц и расход присадочного порошка. Меньшеепо сравнению с другими способами проплавлениеосновного металла обеспечивается в результатеохлаждения головной части ванны расплавляю-щимся в ней порошком.

1. Фрумин И. И., Походня И. К. Исследование средней тем-пературы сварочной ванны // Автомат. сварка. — 1955.— № 4. — С. 13–30.

2. Температурный режим сварочной ванны / Н. И. Копер-сак, А. М. Сливинский, В. М. Духно, Ю. Н. Каховский //Там же. — 1973. — № 7. — С. 1–3.

3. Влияние предварительного подогрева металла на темпе-ратуру сварочной ванны / Н. И. Коперсак, А. М. Сливин-

ский, В. М. Духно, Ю. Н. Каховский // Там же. — 1974.— № 11. — С. 9–11.

4. Ерохин А. А. Темпратурное поле ванны жидкого металлапри дуговом нагреве // Свароч. пр-во. — 1982. — № 2. —С. 16–17.

5. Добровольский И. П. Температурное поле ванны при ду-говом нагреве // Физ. и химия обработки материалов. —1982. — № 5. — С. 49–52.

6. Дмитрик В. В. Разработка метода определения темпера-турного режима расплава ванны // Изв.вузов. Машиност-роение. — 1999. — № 1. — С. 76–80.

7. Размышляев А. Д. Расчетная оценка влияния конвекциижидкого металла на размеры сварочной ванны при дуго-вой наплавке // Автомат. сварка. — 1999. — № 8. —С. 22–24.

8. Павленко А. В., Гладкий П. В. Особенности нагрева при-садочного порошка в дуге при плазменной наплавке //Там же. — 1990. — № 1. — С. 33–37.

9. Экспериментальное исследование температурного режи-ма сварочной ванны / В. М. Духно, А. М. Сливинский,С. М. Гетманец, В. Т. Котик // Вестн. Киев. политехн. ин-та. Сер. Машиностроение. — 1975. — № 12. — С. 107–109.

10. А. с. 472263 СССР, МКИ G 01 К 7/02. Устройство дляопределения средней температуры металла в сварочнойванне / В. М. Духно, А. М. Сливинский, В. Т. Котик,С. М. Гетманец. — Заявл. 04.06.73; Бюл. № 20.

11. Гладкий П. В., Павленко А. В., Зельниченко А. Т. Матема-тическое моделирование нагрева порошка в дуге приплазменной наплавке // Автомат. сварка. — 1989. —№ 11. — С. 17–21, 54.

12. Ивочкин И. И. Подавление роста столбчатых кристалловметодом «замораживания» сварочной ванны // Свароч.пр-во. — 1965. — № 12. — С. 1–3.

13. Ивочкин И. И., Малышев Б. Д. Сварка под флюсом с до-полнительной присадкой. — М.: Стройиздат, 1981. —175 с.

The paper presents the results of an experimental study of temperature, mass, and dimensions of the weld pool anddeposited layer in plasma-powder and argon-arc consumable electrode surfacing

Поступила в редакцию 11.01.2006

ЭЛЕКТРОДЫ АНР-Т8 ДЛЯ ПОДВОДНОЙЭЛЕКТРОКИСЛОРОДНОЙ РЕЗКИ

Применяются для электрокислородной резки подводой металлоконструкций из конструкционных сталейтолщиной до 40 мм на глубине до 60 м. Обеспечиваютпроизводительность не менее 300...350 мм реза однимэлектродом листовой стали толщиной 14 мм. Времягорения одного электрода ≈1,5 мин, масса электрода≈180 г. Расход кислорода – 0,20...0,25 м3/пог. м.

Применение. Используются при расчистке русел рекот затонувших кораблей, при ремонте шпунтовых сте-нок, судоподъеме, выполнении аварийно-спасательныхопераций и для других работ.

Контакты: 03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины

Отд. № 18, Максимов Сергей ЮрьевичТел./факс: (38044) 287 31 84

E-mail: maksimov@paton.kiev.ua

6/2006 19

УДК 621.791.052:539.4

ОЦЕНКА ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ МЕТАЛЛА СВАРНЫХСОЕДИНЕНИЙ ПО РЕЗУЛЬТАТАМ

СТАНДАРТНЫХ МЕХАНИЧЕСКИХ ИСПЫТАНИЙС УЧЕТОМ РАЗМЕРОВ СТРУКТУРНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

В. С. ГИРЕНКО, д-р техн. наук, М. Д. РАБКИНА, канд. техн. наук, С. В. ГИРЕНКО, инж.(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Предложена оценка статической трещиностойкости (K1c, δ1c) конструкционных сталей и их сварных соединений набазе стандартных механических испытаний и ударной вязкости образцов Шарпи с учетом размеров структурныхэлементов. Развиваемый подход учитывает различие градиентов деформаций в вершине трещиноподобного дефектаи надреза образца Шарпи, в результате чего структурные параметры, ответственные за инициирование разрушения,находятся в различных условиях нагружения в зависимости от их размеров.

К л ю ч е в ы е с л о в а : трещиностойкость, конструкцион-ные стали, сварные соединения, ударная вязкость, вязкоеразрушение, критическая деформация, структурные элемен-ты

Инженерная механика разрушения включает дванаправления:

непосредственное определение критериев тре-щиностойкости по результатам стандартных ис-пытаний на ударную вязкость образцов Шарпис привлечением других механических и металло-физических характеристик [1–3];

методы оценки вязкости разрушения на ос-вании так называемой macter curve [4].

Первый подход используется при оценке ха-рактеристик трещиностойкости в условиях плос-кой деформации K1с, δ1с. На практике подобныеусловия с некоторыми ограничениями возникаютпри развитии поверхностных или внутренних де-фектов в направлении толщины конструктивныхэлементов. Необходимо отметить, что для многихконструкций с токсичными и взрывоопасными эк-сплуатационными средами основным предельнымсостоянием, независимо от последующих особен-ностей разрушения, является разгерметизация.Второе направление, помимо упрощения методовиспытания, состоит в оценке вязкости разрушенияпри распространении сквозных трещин в конс-труктивных элементах различной толщины. Ра-ционально использовать оба подхода, посколькуони дополняют друг друга. Статья посвящена раз-витию первого из них.

В работах [1, 2] были рассмотрены эмпири-ческие зависимости между характеристиками ме-ханики разрушения и ударной вязкостью. Деталь-ная проверка этих зависимостей (рис. 1, кривая3) подтвердила их закономерность, но еще раз

подчеркнула наличие большого разброса экспе-риментальных результатов, что может быть выз-вано следующими причинами:

нарушением состояния плоской деформации,что, в первую очередь, характерно для высокихуровней вязкости разрушения (рис. 1);

отсутствием четких критериев в понятии ини-циирования вязкого разрушения, которое вклю-чает множество стадий, начиная от образованиямикроскопических пор и заканчивая увеличениеммагистрального разрыва;

© В. С. Гиренко, М. Д. Рабкина, С. В. Гиренко, 2006

Рис. 1. Сопоставление экспериментальных и расчетных дан-ных для различных значений коэффициента А, учитывающегоструктурные составляющие: 1 — A = 0,04; 2 — 0,2; 3 — 0,1(точки — экспериментальные данные [5])

20 6/2006

не вполне адекватной вырезкой образцов Шар-пи по отношению к полномасштабным образцам,которые используются для непосредственного оп-ределения характеристики K1с;

противоречием, возникающим в результате ис-пользования методов механики сплошной средыдля анализа реальных конструкционных матери-алов с различными структурными особенностями.

В статье представлена попытка приближенногоанализа влияния размеров структурных элементовна оценку характеристики K1с по результатамстандартных механических испытаний. Краткийанализ рассматриваемой задачи сделан в работе[6], а его предпосылки приведены в работах [7,8]. При некоторых размерах структурных элемен-тов наблюдается аномальное расхождение междузначениями ударной вязкости и характеристикамиK1с. Эта аномалия, по мнению авторов работы[6], связана с различными градиентами напряже-ний и деформаций в вершине трещиноподобногодефекта и надреза образца Шарпи. Соответствен-но структурные параметры, ответственные заинициирование разрушения, в зависимости от ихразмеров, находятся в различных условиях наг-ружения.

Первоначально анализ взаимосвязей между ха-рактеристиками трещиностойкости и работой раз-рушения образцов Шарпи осуществляется приме-нительно к статическому нагружению и вязкомусостоянию материала. В этих условиях зарожде-ние разрушения обычно связывают с критическойвеличиной εf локальных пластических деформа-ций: ε = εf. Величина εf определяет условия воз-никновения разрушения как у вершины трещи-ноподобного дефекта, так и у вершины надрезаобразца Шарпи, поскольку для деформационныхкритериев вязкого разрушения характерна слабаязависимость не только от степени объемностинапряженного состояния, но и от скорости наг-ружения. Это позволяет связать характеристикутрещиностойкости δ1с с углом изгиба образцаШарпи θ (соответствующего началу вязкого раз-рушения) и, следовательно, с удельной работойзарождения трещины aν

з .Используя соотношение Нейбера, в соответс-

твии с которым произведение коэффициентов кон-центрации напряжений и деформаций в нелиней-ной области равно квадрату коэффициента упру-гих напряжений (KσKε = Ke

2), и учитывая, что дляобразца Шарпи Ke = 3,44, можно записать:

σmax

σ__ ε

max

ε_ = 11,82, (1)

где σmax и εmax — локальные, а σ__

и ε_ — средние

напряжения и деформации.

При плоской деформации истинный сдвиг γ == 1,5ε и соответственно для материала, упрочня-ющегося по степенному закону, имеет место сле-дующее соотношение:

σ = σт⎛⎜⎝

εεт

⎞⎟⎠

n

= σт⎛⎜⎝

γ1,5εт

⎞⎟⎠

n

, (2)

где n — коэффициент деформационного упроч-нения).

При изгибе образца Шарпи средняя деформациясдвига вдоль каждой из полос скольжения γ ≈ θ/2,где θ — угол изгиба. Поэтому зависимость имеетследующий вид:

⎛⎜⎝

εmax

εт

⎞⎟⎠

1 + n

= 11,82⎛⎜⎝

θ2⋅1,5εт

⎞⎟⎠

1 + n

. (3)

Принимая во внимание, что распределение уп-ругих напряжений на некотором расстоянии r отвершины надреза с конечным радиусом закруг-ления ρ0 выражается приближенной зависи-мостью [9]

σY Y = σKe√⎯⎯⎯⎯ρ0ρ0 + 4r

, (4)

можно записать выражение для определения плас-тических деформаций ε на расстоянии r от вер-шины надреза образца Шарпи:

⎛⎜⎝

εεт

⎞⎟⎠

1 + n = 11,82 1

1 + 4 rρ0

⎛⎜⎝

θ3εт

⎞⎟⎠

1 + n

.(5)

Из выражения (5) определяют угол изгиба об-разца Шарпи, который соответствует началу вяз-кого разрушения. Обычно размеры структурногоэлемента при анализе условий разрушения учи-тываются следующим образом: расстояние от вер-шины трещины до точки определения напряженийили деформаций r принимается равным характер-ному размеру r*. С учетом этого связь между кри-тическим углом изгиба образца Шарпи θс, кото-рый соответствует началу вязкого разрушения, икритической величиной локальных пластическихдеформаций выражается в виде

⎛⎜⎝

⎜⎜

εfεт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

= 11,82 1

1 + 4r∗

ρ0

⎛⎜⎝

⎜⎜

θc3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

.(6)

Напряжения и деформации внутри пластичес-кой зоны у вершины трещиноподобного дефектаописывают следующим образом:

6/2006 21

σ = σт⎛⎜⎝

Rr

⎞⎟⎠

n1 + n, ε = εт

⎛⎜⎝

Rr

⎞⎟⎠

11 + n,

(7)

где R — размер пластической зоны.С учетом того, что при развитых пластических

деформациях в условиях плоского деформирован-ного состояния δ1 ≈ 2Rεт, следует

⎛⎜⎝

εεт

⎞⎟⎠

1 + n =

δ12εтr

.(8)

Рассматривая критические значения деформа-ций и перемещений, получаем следующую зави-симость:

⎛⎜⎝

⎜⎜

εfεт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

= δ1с

max

2εтr∗,

(9)

где δ1сmax — критическое раскрытие вершины тре-

щины в момент инициирования вязкого разруше-ния.

Выражение (9), представленное в виде

δ1сmax = 2r∗εт

⎛⎜⎝

⎜⎜

εfεт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

,(10)

выявляет физический смысл характеристикиδ1с

max при вязком разрушении — предельное уд-линение удвоенного структурного элемента, ко-торое при прочих равных условиях тем больше,чем больше деформационное упрочнение матери-ала.

Объединяя выражения (6) и (10), получаем сле-дующую зависимость между критическим угломизгиба образца Шарпи θc и деформационной ха-рактеристикой трещиностойкости δ1с

max:

δ1сmax = 11,82εт

⎛

⎜

⎝

⎜

⎜

2r∗

1 + 4ρ0

r∗

⎞

⎟

⎠

⎟

⎟

⎛⎜⎝

⎜⎜

θс3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

=

= 23,64εтβ⎛⎜⎝

⎜⎜

θс3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

.

(11)

Обозначив структурный параметр

r∗ ⁄ (1 + 4ρ0

r∗) = β и с учетом того, что для образцов

Шарпи ρ = 0,25, можно непосредственно уста-новить связь между δ1с

max и удельной работой за-

рождения вязкой трещины в образце Шарпи aνз .

При отсутствии у материала выраженного де-формационного упрочнения (n → 0):

aνз =

Mо.тθCt(B – l)

= B – l4 1,25σтθс, (12)

где l — глубина надреза; (B – l) — размер ос-лабленного сечения; t — толщина образца; Mо.т —изгибающий момент при общей текучести ослаб-ленного сечения.

Чтобы учесть влияние деформационного уп-рочнения, которое может быть существенным усталей низкой и средней прочности, необходимонапряжения текучести принять зависимыми от уг-ла изгиба образца Шарпи:

Mо.т(θ) = t(B – l)2

4 1,25σт⎛⎜⎝

θ3εт

⎞⎟⎠

n

. (13)

При этом удельная работа зарождения вязкойтрещины при (B – l) = 8 мм:

aνз = 1

t(B – l) ∫Mо.т0

θс

(θ)dθ = (B – l)1,25σт4 ∫

0

θс⎛⎜⎝

θ2⋅1,5εт

⎞⎟⎠

n

dθ =

= 7,5σтεт

(1 + n) ⎛⎜⎝

⎜⎜

θс3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

1 + n

. (14)

Объединяя выражения (11) и (14), получаемследующую зависимость (без учета деформацион-ного упрочнения):

δ1сmax ≅ 3β

aνз

σт, (15)

с учетом деформационного упрочнения

δ1сmax ≅ 3(1 + n)β

aνз

σт. (16)

Рассмотрим зависимость между удельной ра-ботой распространения вязкой трещины в образцеШарпи aν

p и деформационной характеристикой

трещиностойкости δ1сmax. В качестве критерия соп-

ротивления материала развитию вязкой трещиныможет быть использован критический угол рас-крытия трещины. Тот факт, что он практическипостоянен при ее возрастании, существенно об-легчает анализ.

При трехточечном изгибе связь между раск-рытием вершины стационарной трещины δ1, про-гибом образца V и углом поворота θ определяетсяследующими геометрическими соотношениями:

22 6/2006

θ2 = Vl0

= δ12r0

, (17)

где r0 — расстояние от вершины трещины до цен-тра вращения; l0 — расстояние до опоры.

Представим, что произошло некоторое незна-чительное подрастание трещины на величину ∆l.Раскрытие трещины в точке, соответствующейпервоначальному положению ее вершины, обус-ловленное подрастанием, обозначим δ1

∆l. Соответ-ственно

θ∆l

2 ≅ V∆l

l0 ≅

δ1∆l

2r0∆l. (18)

Использовав результаты, полученные ранее[10], можно записать:

θ∆l

2 ≅ V∆l

l0 ≅

∆lσвσт

n(1 – n)2

2r0∆l . (19)

Переходя теперь от изгибаемого образца с тре-щиной к образцу с надрезом Шарпи, следует за-метить, что начальные стадии развития разруше-ния от надреза и трещины могут иметь некоторыеотличия, однако в дальнейшем процессы стано-вятся идентичными. Это позволяет использоватьзависимости, подобные предыдущей, для анализаразвития вязкого разрушения в образце Шарпи.

Величина r0∆l может быть оценена по резуль-

татам численного анализа работы [11]: при из-менении отношения длины трещины (включаядлину надреза) к ширине образца от 0,3 до 0,8значение меняется от 0,45(В – l) до 0,43(В – l).Коэффициент стеснения пластических деформа-ций изменяется в более широких пределах L == 1,23…1,29; Lср = 1,26 [11]. Для простоты можносчитать, что центр вращения находится посере-дине сечения шириной h, ослабленного растущейтрещиной. Зависимость (19) при бесконечно ма-лом значении θ можно представить в следующемвиде:

dθ = 2σвσт

n(1 – n)2h

dh. (20)

На основании детального анализа можно счи-тать, что максимальная нагрузка на стадии рас-пространения разрушения определяется ослабле-нием сечения и деформационным упрочнениемматериала, достигнутым к моменту зарождениявязкой трещины. Изгибающий момент при зарож-дении вязкой трещины, когда угол изгиба образца

θ принимает значение θс, может быть определенследующим образом:

Mmax(θс) = t(B – l)2

4 1,26σт⎛⎜⎝

θс3ε

⎞⎟⎠

n

. (21)

Соответственно максимальный изгибающиймомент, совершающий работу при распростра-нении вязкой трещины, равен

Mpmax(h) = 1,26σт

⎛⎜⎝

⎜⎜

θс3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

nth2

4 . (22)

С учетом выражений (19) и (22) можно опре-делить удельную работу распространения вязкойтрещины в образце Шарпи:

aνp = 1

t(B – l) ∫M0

θc

(θ)dθ = 2

σвσт

n(1 – n)2

t(B – l) ∫

0

B – l

Mp

max(h)

h dh =

= σвσт

n(1 – n)21,26σт

⎛⎜⎝

⎜⎜

θc3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

n

B – l4 .

(23)

Объединив (11) и (23), можно записать

δ1cmax = 9,4εтβ

(1 – n)2

n ⎛⎜⎝

⎜⎜

θc3εт

⎞⎟⎠

⎟⎟

aνp

σв. (24)

Принимая во внимание, что угол изгиба θc дос-тигается при нагрузках, близких к максимальным,когда средние напряжения течения приближаютсяк временному сопротивлению материала, а истин-

ные деформации ε ≈ n1 – n, можно считать, что

θc3εт

≅ γ1,5εт

≅ εeεт

≅ n(1 – n)εт

. (25)

Тогда связь между характеристикой трещинос-тойкости σ1c

max и удельной работой развития вяз-кой трещины в образце Шарпи можно выразитьв следующей форме:

δ1cmax = 9,4β(1 – n)

aνp

σв. (26)

Без учета деформационного упрочнения зави-симость (26) имеет следующий вид:

δ1cmax = 9,4β

aνp

σв. (27)

Полученные результаты позволяют перейти кзаключительному этапу анализа. Применительно

6/2006 23

к материалам со слабым деформационным упроч-нением связь между удельной работой разруше-ния на «верхнем шельфе» aν

max и характеристикой

трещиностойкости δ1сmax с учетом выражений (15)

и (27) имеет вид

δ1сmax = 2,3β

aν(s)

σт. (28)

Пренебрегая влиянием параметра n на конеч-ные результаты (поскольку эта характеристика ненормируется в инженерной практике, а влияниеее незначительно), результат можно записать вследующем виде:

δ1cmax ≅ 3 β

(1 + 0,33σвσт

)

aν

max(s)

σт.

(29)

Приведенный выше анализ проводили приме-нительно к статическому нагружению, что в за-висимостях (28) и (29) подчеркнуто с помощьюпридания значению aν

max символа s. Предполага-лось, что все основные физико-механические ха-рактеристики, входящие в зависимость (29)(δ1с

max, σт, σв, aνmax(s)), получены в одинаковых ус-

ловиях. Следовательно, они должны характери-зовать свойства металла при одинаковых скорос-тях нагружения и, естественно, при температурах,обеспечивающих полностью вязкое разрушениекак образца с трещиной, так и образца Шарпи.Поскольку критерий δ1с

max является характеристи-кой статической трещиностойкости материала,значения aν

max(s), σт и σв также должны относитьсяк статическому нагружению, что отражает индексs. Это требование может быть оправдано как стеоретической, так и с инженерной точек зренияпо отношению ко всем перечисленным механи-ческим характеристикам, за исключением aν

max.При определении последней ударное нагружениенеобходимо, прежде всего, для обеспечения сос-тояния плоской деформации на всех стадиях де-формирования образца Шарпи. Это не играет ре-шающей роли при вязком разрушении, но имеетпринципиальное значение для правильного вос-произведения условий вязкохрупкого переходапри плоском деформированном состоянии. Крометого, именно испытания на ударную вязкость яв-ляются основной сдаточной характеристикой ма-териалов.

Таким образом, в формуле (29) необходимосохранить статические значения всех механичес-ких характеристик за исключением значения

aνmax(s), которое должно быть скорректировано сучетом динамических эффектов таким образом,чтобы вместо него можно было без существенныхпогрешностей использовать значение ударной вяз-кости.

Влияние скорости нагружения на удельную ра-боту разрушения образца Шарпи можно охарак-теризовать коэффициентом D:

D = b aν

max(s)

aνmax(d)

, (30)

где aνmax(s) — удельная работа вязкого разрушения

образца Шарпи в условиях статического нагру-жения; aν

max(d) — ударная вязкость, полученнаяпри испытаниях образца Шарпи в температурномдиапазоне, соответствующем «верхнему шельфу»,b — безразмерный коэффициент пропорциональ-ности.

Анализ экспериментальных данных, относя-щихся к сталям с различным деформационнымупрочнением, показывает, что коэффициент Dпрактически прямо пропорционален отношениюσт

⁄ σв. Значение b изменяется от 0,75 до 1. С уче-том этого зависимость (29) можно окончательнозаписать в следующем виде (при b = 1 и

δ1с = K1с

2 (1 – ν2)

2Eσт):

δ1c = 3

βσтσв

(1 + 0,33σвσт

)

aνσт

,(31)

K1с = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯6β E1 – ν2 1

(1 + 0,33σвσт

)

σтσв

aν, (32)

где β = r∗

1 + 4ρ0

r∗.

Использование формул, полученных с приме-нением деформационных критериев, возможно нетолько в температурном диапазоне верхнего шель-фа, но и переходных температур, где также на-блюдается микровязкая составляющая [11,12].Кроме того, такая возможность вытекает из ре-зультатов работ [1–3, 5, 6], поскольку для боль-шинства конструкционных материалов, не име-ющих структурных аномалий, наблюдается устой-чивая корреляция между характеристиками K1с,

24 6/2006

δ1с и ударной вязкостью образцов Шарпи. Сле-довательно, можно утверждать, что стеснениепластических деформаций в обоих случаях прак-тически одинаково и соответственно при испы-таниях на ударную вязкость воспроизводятся ус-ловия вязкохрупкого перехода, характерные дляплоского деформированного состояния в зоне тре-щин при статическом нагружении.

Полученные формулы (31), (32) нуждаются внекоторой дополнительной корректировке. Зави-симость (10) приводит к следующему результату:с уменьшением размеров структурных элементовr* при прочих равных условиях деформационнаяхарактеристика трещиностойкости δ1с стремитсяк нулю, что противоречит физическому смыслу.Учитывая результаты работы [13], целесообразноиспользовать понятие эффективной остроты тре-щины. Смысл заключается в том, что для фор-мирования наиболее неблагоприятных полей де-формаций и напряжений вблизи вершины трещи-ны необходимо ее некоторое притупление. Соот-ветственно очаг разрушения находится на неко-тором расстоянии x от вершины дефекта, а вяз-кость разрушения на нижнем шельфе ее темпе-ратурной зависимости ограничена определеннымуровнем, который необходимо учитывать при пос-троении расчетных моделей. В связи с этим рас-четному структурному параметру β целесообразнопридать следующую форму:

β = x + r∗

1 + 4ρ0

r∗.

(33)

Для высокопрочных сталей радиус зоны x ≅≅ 0,01 мм. Для низкопрочных материалов это зна-чение может быть несколько большим (до0,05 мм).

Для проверки полученных результатов целесо-образно использовать экспериментальные данныеработы [6]. Их сопоставление со значениями K1с,рассчитанными по формулам (32), (33) при x == 0,01 мм, приведено на рис. 2. Можно убедиться,что согласование результатов вполне удовлетво-рительное.

Рассмотрим возможную роль структурных осо-бенностей материалов в разбросе эксперименталь-ных данных, приведенных на рис. 1. Учитываяотсутствие полной информации о физико-меха-нических свойствах сталей в работе [5], могутбыть определены только формальные крайние гра-ницы расчетных значений K1с. Для этого зави-симость (32) целесообразно представить в следу-ющей форме:

K1с = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯A E1 – ν2aν ,

где

A = 6⎛⎜⎝

x + r∗

1 + 16r∗

⎞⎟⎠ ⎛

⎜

⎝

⎜⎜⎜⎜

σт ⁄ σв

1 + 0,33σвσт

⎞

⎟

⎠

⎟⎟⎟⎟

; x = 0,01 мм.

Принимая минимальный размер структурногоэлемента r* = 0,01 мм, при максимальном дефор-мационном упрочнении (σт

⁄ σв = 0,6) получаемA ≈ 0,04.

Оценивая наименее консервативную зависи-мость K1с от aν, принимаем r* = 0,1 мм при от-ношении σт

⁄ σв = 1. При этом A ≈ 0,2. Эмпири-ческое значение коэффициента A в работе [1] рав-но 0,1...0,157.

Представленное на рис. 1 приближенное ре-шение при минимальном значении A обеспечиваетконсервативную оценку для всей области разбросаэкспериментальных данных. В то же время кривая2 удовлетворительно описывает верхнюю границуэтого разброса. Данные, лежащие выше этой кри-вой, объясняются нарушением состояния плоскойдеформации при оценке критерия K1с.

В заключение можно отметить, что несмотряна ряд приближенных допущений, оценка влиянияразмеров структурных параметров на взаимосвязьмежду характеристиками трещиностойкости K1си ударной вязкостью хрупких высокопрочных ста-

Рис. 2. Сопоставление экспериментальных и расчетных зна-чений K1с, σт, aν при различных размерах структурных эле-ментов: кривая 1 — расчетные значения K1с; 2, 3 —соответственно экспериментальные значения σт и aν; кружки— экспериментальные значения K1с

6/2006 25

лей оказалась вполне приемлемой. Удовлетвори-тельные результаты дает также анализ возможныхграниц разброса экспериментальных результатов.Вместе с тем необходимо подчеркнуть, что когдаречь идет о низкопрочных сталях с высокой вяз-костью разрушения, картина зарождения как вяз-ких, так и квазихрупких трещин должна меняться.В подобных случаях инициирование разрушенияв поле максимальных деформаций и напряженийсвязано с растрескиванием нескольких структур-ных элементов. В рамках приведенного анализаэто изменяет представление не только о размерахкомплексного структурного элемента, но и пара-метра x. Соответственно следует ожидать, чтоболее вязкие конструкционные материалы значи-тельно меньше зависят от размеров структурныхэлементов, чем следует из рис. 2. Такое предпо-ложение соответствует наличию устойчивых связеймежду K1с и aν для многих относительно вязкихконструкционных материалов. Рассмотренный под-ход может быть использован, в частности, при тех-ническом диагностировании сварных конструкций.

1. Гиренко В. С., Дядин В. П. Зависимости между ударнойвязкостью и критериями механики разрушения δ1C и K1Cконструкционных сталей и их сварных соединений // Ав-томат. сварка. — 1985. — № 9. — С. 13–20.

2. Гиренко В. С., Дядин В. П. Зависимости между ударнойвязкостью и критериями механики разрушения конс-

трукционных сталей и их сварных соединений // Там же.— 1986. — № 10. — С. 61–62.

3. Гиренко В. С. Некоторые подходы к оценке статическойтрещиностойкости металлических материалов и сварныхсоединений // Там же. — 1995. — № 9. — С. 74–77.

4. ASTM Standard Test Method E 1921-97.5. Phaal R., Macdonald K. A., Brown P. A. Correlation be-

tween fracture toughness and Charpy impact energy // TWI.— 1993. — 5605(71).

6. Panasyuk V. V., Romaniv O. M. Charpy and fracture tough-ness data: limitations and advantages in evaluation of theembrittlement of metals // ESSIS, Charpy Centenary Conf.,Poitiers, Paris, 2–5 Oct., 2001. — Vol. 2. — P. 603–610.

7. Романив О. Н., Крыськив А. С., Ткач А. Н. О некоторыхслучаях различной структурной чувствительности удар-ной вязкости и вязкости разрушения // Физ.-хим. мех.материалов. — 1978. — № 6. — С. 64–71.

8. Применение перегрева при закалке для повышения тре-щиностойкости высокопрочных сталей / О. Н. Романив,А. Н. Ткач, Я. Н. Гладкий, Ю. В. Зима // Там же. — 1976.— № 5. — С. 41–48.

9. Tettelman A. S., McEvily A. J. Fracture of structural materi-als. — New York, 1967. — 68 р.

10. Гиренко В. С., Дядин В. П. Корреляция характеристиктрещиностойкости материалов и сварных соединений срезультатами стандартных механических испытаний //Автомат. сварка. — 1990. — № 6. — С. 1–4.

11. Сиратори М., Миеси Т., Манусита Х. Вычислительнаямеханика разрушения. — М.: Мир, 1986. — 334 с.

12. Романив О. Н. Структурная механика разрушения — но-вое перспективное направление в проблеме разрушенияметаллов // Физ.-хим. мех. материалов. — 1981. —№ 100. — С. 28–44.

13. Malkin J., Tetelman A. S. Relation between K1с and micros-copic strength for low alloy steels // Eng. Frac. Mech. —1971. — Vol. 3. — P. 151–167.

An evaluation of static crack resistance (K1c, δ1с) of structural steels and their welded joints is proposed, based on standardmechanical testing and impact toughness of Charpy samples, allowing for the dimensions of structural elements. The developedapproach allows for the difference in the deformation gradients in the tip of a crack-like defect and notch of a Charpysample, which results in that the structural parameters, responsible for fracture initiation, are under different loading conditions,depending on their dimensions.

Поступила в редакцию 22.02.2006

5-Я МЕЖДУНАРОДНАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ«ЛУЧЕВЫЕ ТЕХНОЛОГИИ И ПРИМЕНЕНИЕ ЛАЗЕРОВ»

23—28 сентября 2006 г.Санкт-Петербург, Россия

Тематика:

• физические основы лучевых технологий;• математическое моделирование лучевых технологий;• технологии резки, прошивки отверстий и маркировки;• технологии сварки, наплавки, термоупрочнения и прототипирования;• оборудование для лучевых технологий;• контроль качества и безопасность.

Контакты:Россия, 195251, Санкт-Петербург, Политехническая ул., д. 29

Институт лазерных и сварочных технологий СПбГПУТел.: +7(812) 552-98-43; факс: +7(812) 535-46-98

E-mail: ilist@ltc.ru Web-site: www.ltc.ru

РОССИЙСКАЯ АКАДЕМИЯ НАУКМИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РФФЕДЕРАЛЬНОЕ АГЕНТСТВО ПО НАУКЕИ ИННОВАЦИЯМКОМИТЕТ ПО НАУКЕ И ВЫСШЕЙ ШКОЛЕг. САНКТ-ПЕТЕРБУРГАЦНИИ РОБОТОТЕХНИКИ И ТЕХНИЧЕСКОЙКИБЕРНЕТИКИ

ИНСТИТУТ ЛАЗЕРНЫХ И СВАРОЧНЫХТЕХНОЛОГИЙ СПбГПУРОССИЙСКАЯ ЛАЗЕРНАЯ АССОЦИАЦИЯЕВРОПЕЙСКОЕ ОПТИЧЕСКОЕ ОБЩЕСТВОСОЮЗ НЕМЕЦКИХ ИНЖЕНЕРОВ

26 6/2006

УДК 621.791.75(204.1)

К ВОПРОСУ ПРИМЕНЕНИЯ НЕЙРОННЫХ СЕТЕЙДЛЯ КОНТРОЛЯ КАЧЕСТВА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

ПРИ ПОДВОДНОЙ СВАРКЕИ. О. СКАЧКОВ, канд. техн. наук, А. Е. ПИРУМОВ, инж. (НТУУ «Киевский политехнический институт»),

С. Ю. МАКСИМОВ, канд. техн. наук, Е. А. ПРИЛИПКО, инж.(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

С использованием искусственных нейронных сетей проведена оценка качества сварных соединений, выполненныхпод водой, с четырьмя типами дефектов сборки: превышением кромок, изменением расстояния горелка – деталь,изменением зазора между деталями и наличием прихваток. Показана эффективность применения нейронных сетейдля указанных типов дефектов, за исключением изменения зазора между свариваемыми кромками.

К л ю ч е в ы е с л о в а : подводная сварка, нестационарныевозмущения, металл шва, контроль качества, электрическиепараметры, нейронные сети

Основной задачей производства сварных конс-трукций является стабилизация качества соеди-нений во всей партии однотипных изделий. На-иболее распространенный способ решения этойзадачи — оптимизация параметров режима и ми-нимизация уровня технологических возмущений.Получить сварные соединения с параметрами ка-чества, не худшими чем предельно допустимыепо соответствующим стандартам или техническимусловиям, позволяют табличные модели, связы-вающие показатели качества с параметрами сва-рочного режима. Однако при повышении требо-ваний к сварному соединению, определенныхконструктивных особенностях изделия и наличиивозмущений применение таких моделей не всегдаможет обеспечить заданное качество. Устранениевлияния возмущений вследствие разнообразияприроды их возникновения невозможно. Так, присварке под водой на процесс формирования свар-ного шва влияет целый комплекс нестационарныхвозмущений. Например, невозможно устранитьвероятность появления возмущений, возника-ющих вследствие действия на человека таких фак-торов окружающей среды, как плохая видимость,течение, высокое давление. В связи с этим боль-шое значение приобретает контроль качествасварных соединений, часто являющихся особо от-ветственными. Однако в большинстве случаевконтроль качества сварного соединения, выпол-ненного мокрой подводной сваркой, осуществля-ется наружным осмотром или в случае ремонтатрубопроводов проверкой соединения на герме-тичность избыточным давлением. Применение об-щепринятых аппаратных средств в условиях вод-ной среды связано с большими техническими

трудностями. В связи с этим разработка простойв реализации и надежной в эксплуатации техно-логии объективного контроля качества являетсянаиболее актуальной. Такая технология должнаобеспечивать контроль качества формированияшва в реальном масштабе времени или непосред-ственно после окончания сварки и не требоватьпогружения под воду ни оборудования, ни кон-тролера.

Информацию, необходимую для оценки качес-тва сварного соединения, можно получать путеманализа физических параметров сварочной дуги,включая электрические [1]. Использование пос-ледних требует минимальных аппаратных средстви не увеличивает, как правило, массогабаритныепоказатели рабочих узлов сварочных установок.Кроме того, сварочная дуга практически безынер-ционна. Для подводной сварки особенно привле-кательным является возможность измерения сва-рочных параметров с обеспечивающего судна.

Сущность технологии контроля качества свар-ного соединения по электрическим параметрамдуги заключается в сопоставлении формы осцил-лограмм тока и напряжения дуги с изменениемпоказателей качества по длине сварного шва. Пос-кольку большинство дефектов последнего закла-дывается на стадии образования и кристаллизациисварочной ванны, состояние одного из электродовдолжно отражать особенности протекания этогопроцесса. Однако наличие как искусственных, таки естественных обратных связей затрудняет ин-терпретацию формы осциллограмм для опреде-ления качества сварного соединения, посколькуабсолютные значения отклонений в форме осцил-лограмм весьма незначительны. Таким образом,необходимо оценивать форму кривой тока и нап-ряжения за некоторый период времени горениядуги и выявлять отклонения, существенные с точ-

© И. О. Скачков, А. Е. Пирумов, С. Ю. Максимов, Е. А. Прилипко, 2006

6/2006 27

ки зрения формирования шва. В связи с огромнымколичеством непредсказуемых и не подлежащихизмерению возмущающих факторов процесс го-рения дуги под водой можно рассматривать какстохастический. Определение качества сварногошва может быть осуществлено путем разделенияфрагментов осциллограмм на группы, соответс-твующие определенным видам дефектов. Такимобразом, задача контроля качества по электричес-ким параметрам дуги сводится к задаче класте-ризации. Необходимо также учитывать, что элек-трическая дуга (независимо от способа дуговойсварки) имеет естественную нелинейность. Су-щественную нелинейность имеет также сварива-емое изделие, поскольку его теплофизические иэлектрические свойства зависят от температуры.Преимущественно нелинейными системами явля-ются также источники питания дуги. Таким об-разом, должна решаться задача кластеризациипоследовательностей, сформированных нелиней-ной стохастической системой.

Любые возмущения непременно приводят к из-менениям флуктуаций электродных пятен и, сле-довательно, сказываются на электрических пара-метрах дуги. Поскольку эти флуктуации имеютслучайный характер, то и анализ их влияния це-лесообразно проводить по статистическим оцен-кам. Наиболее приемлемой оценкой, позволяю-щей адекватно оценить интенсивность флукту-ации электродных пятен при решении поставлен-ной задачи, является дисперсия регистрируемыхзначений тока сварки и напряжения дуги.

Одним из современных способов решения за-дачи является использование нейронных сетей.Выбор этого механизма кластеризации данных оп-ределяется прежде всего такими особенностяминейронных сетей, как их способность к обобще-нию и терпимость к различного рода помехам.Математический аппарат и программное обеспе-чение для симуляции искусственных нейронныхсетей на персональных компьютерах в достаточ-ной мере разработаны и доступны.

Цель данной работы заключалась в определе-нии возможности оценки эффективности приме-нения нейронных сетей в качестве инструмента

дистанционного мониторинга качества процессамокрой подводной сварки.

Эксперименты проводили для случая автома-тической дуговой подводной мокрой сварки. Об-разцы из низкоуглеродистой конструкционнойлистовой стали толщиной 10 мм, имеющие стан-дартную V-образную разделку кромок, свариваливстык с использованием порошковой проволокиППС-АН2, разработанной и изготовленной в ИЭСим. Е. О. Патона. В качестве источника питанияиспользовали сварочный агрегат типа АСУМ-400.Эксперименты проводили в пресной воде в спе-циальной камере высокого давления в условиях,эквивалентных погружению на глубину 10 м.

Регистрацию тока и напряжения на дуге осу-ществляли с помощью информационно-измери-тельной системы (ИИС) на базе персональногокомпьютера, модуля аналогового ввода Е-140 про-изводства компании «L-Card» (Россия), а такжедатчиков тока и напряжения компании «LEM»(Швейцария), работа которых основана на эффек-те Холла. Используемые датчики обеспечиваютнормализацию и гальваническую развязку вход-ного сигнала. Разработанная ИИС (рис. 1) поз-воляет осуществлять непрерывный анализ и за-пись на электронные носители показателей пара-метров, регистрируемых во время всего цикласварки, и обрабатывать полученную информацию.

Частота АЦП 10 кГц на канал выбрана на ос-новании литературных данных работы [2] и пред-варительных собственных экспериментов. Для по-вышения точности измерений осуществлены мерызащиты измерительных цепей от электромагнит-ных помех такие, как применение витых пар, ус-тановка на вход АЦП резисторов (рис. 2) дляуменьшения влияния синфазной помехи и др. [3].В связи с необходимостью проведения контроляс поверхности воды напряжение дуги измерялина клеммах источника питания (рис. 2). Записьи обработку данных проводили с помощью прог-раммы File Recorder v.3.2 из специализированногопакета PowerGraph v.3.2, ориентированного на ра-боту с продукцией фирмы «L-Card», под управ-лением операционной системы Windows ХР. Спомощью меню программной среды можно осу-ществлять настройку каждого входного каналаАЦП путем введения частоты сбора данных иуровня входного сигнала.

Оценку качества сварных соединений прово-дили на основе четырех видов возмущений, ко-торые ухудшают качественные характеристикисварного шва и наиболее часто встречаются присварке, а именно: превышение кромок сваривае-мых деталей; изменение расстояния горелка – де-таль; изменение зазора между деталями; наличиеприхваток.

Для проведения экспериментов каждый обра-зец собирали следующим образом: начальную иРис. 1. Внешний вид информационно-измерительной системы

28 6/2006

заключительную часть соединения выполнили ка-чественно, а средняя имела соответствующий де-фект. Схематические изображения эксперимен-тальных образцов с искусственным введениемвозмущений и их фотографии приведены нарис. 3.

Анализ осциллограмм тока и напряжения припроведении предварительных экспериментов иоценка свойств используемого оборудования поз-волили сделать вывод, что наиболее информатив-ным параметром является сварочный ток, так какисточник питания имеет жесткую вольт-ампернуюхарактеристику, что делает сигнал напряжения не-информативным в связи с его незначительнымиколебаниями. Первичная обработка полученногосигнала (удаление с помощью цифрового фильтрапомех) позволила увеличить его информатив-ность.

После первичной обработки записанных дан-ных осуществляли их разбивку на блоки, приб-лизительно кратные длине периода колебаниймгновений значений сигнала сварочного тока, ко-торый объясняется капельным переносом элект-родного металла и определяется путем спектраль-ного анализа выборки данных. Длина блока сос-тавила 1000 значений, соответствующих времени0,1 с.

Таким образом, для каждого эксперимента по-лучена матрица размером 1000 N, где N — ко-личество блоков, равное Т/1000 (Т — общее ко-личество записанных данных). После подсчета вы-

борочных дисперсий для каждого блока был по-лучен вектор размерностью 1 N, который пере-распределен таким образом, чтобы полученноемножество этих значений соответствовало време-ни проведения сварки. Окончательная матрицаимеет размерность 10 (N/10).

Внешний осмотр сварного шва и поперечныхсечений вырезанных из него макрошлифов опре-

Рис. 2. Функциональная схема сварочной установки

Рис. 3. Схематические изображения и фотографии экспериментальных образцов с искусственным введением возмущений

6/2006 29

делил качественные и некачественные участки длядальнейшего обучения нейронной сети.

Для кластеризации фрагментов осциллограммпараметров дуги использовали хорошо известныенейронные сети — карту Кохонена с упорядочен-ным расположением нейронов и сеть типа LVQ (Le-arning Vector Quantization — разделение обучающихвекторов). Обе сети относятся к самоорганизую-щимся. Кластеризацию осуществляли по признакуотсутствия (класс 1) и наличия (класс 2).

Искусственная нейронная сеть для своей ра-боты требует обучения [4], которое заключаетсяв подаче на вход обучающей выборки данных —набора наблюдений, содержащего признаки ис-следуемого объекта. Одна из наиболее серьезныхпроблем при обучении сети заключается в том,что во многих случаях минимизируются не тепомехи, которые требуется минимизировать. Этоопределяется как ограниченностью объема обу-чающей выборки, так и характером данных в ней.Однако увеличение объема обучающей выборкиможет привести к явлению переобучения и потересетью важнейшего свойства — обобщения. В свя-зи с этим проводили обязательную проверку напереобучение с помощью контрольной последо-вательности, не входящей в обучающую. При фор-мировании обучающей и контрольной последо-вательностей дополнительно применяли алгорит-мы, позволяющие выявлять и устранять ошибкиизмерений, вызванные различного рода помехами.

Для обоих типов применяемых сетей исполь-зовали одну и ту же учебную последовательностьс 66 блоками. Матрица целей для сети LVQ имела

Показатели погрешности нейронных сетей при иденти-фикации дефектов

Вид возмущенияОбщее ко-личествоблоков

Ошибка работы сети, %

Карта Кохонена LVQ

Превышение кромок 70 15,7 18,6

Изменение расстояниягорелка–деталь

60 13,3 13,3

Наличие прихваток 60 16,6 50

Изменение зазора 60 21,6 83,3

Рис. 4. Выявление в образцах дефектов, обусловленных превышением кромок (а), изменением расстояния горелка – деталь (б),наличием прихваток (в), изменением зазора (г)

30 6/2006

размерность 2 66, поскольку классифицирова-лось только наличие дефекта. Значения для учеб-ной последовательности выбирали из каждого эк-сперимента. Карта Кохонена имела два нейрона,сеть LVQ — десять нейронов в первом слое идва во втором. Количество нейронов первого слоясоответствует длине вектора входа, второго — ко-личеству классов, на которые разделяется векторвхода. Обучение сети LVQ проводили на протя-жении 2000 циклов с шагом 0,001.

Проверку нейронной сети для определенияточности выявления дефектов осуществляли пу-тем подачи на вход обученных нейронных сетейвсей последовательности данных, записанных длякаждого эксперимента. Ошибку работы сетей оце-нивали на последовательности, данные из которойне использовали при обучении. Оценки погреш-ности работы сетей сведены в таблице.

Результаты работы нейронных сетей по оценкекачества исследуемых образцов приведены нарис. 4. Столбцы на диаграммах показывают на-личие дефектов на соответствующих участкахшва.

Анализ полученных данных показывает, чтонейронные сети достаточно успешно выявляюттри из четырех искусственно введенных дефектовсборки — превышение кромок (рис. 4, а), изме-нение расстояния между горелкой и изделием(рис. 4, б), наличие прихваток (рис. 4, в). Неточноевыявление дефекта в начале его появления можнообъяснить неизменностью электрических пара-метров в этот период времени, а также нестабиль-ностью процесса на протяжении всего экспери-мента. Погрешность выявления прихваток связанас инерционностью процесса саморегулированиядуги и их незначительным влиянием на электри-ческие параметры дуги. Следует отметить фактвыявления внутренних дефектов сварного шва (за-текание шлака и несплавление кромок), что виднопо фотографиям представленных сечений образ-цов. Наименее чувствительными нейронные сетиоказались к ступенчатому изменению зазора меж-ду кромками (рис. 4, г).

Проведенные исследования показали принци-пиальную возможность применения искусствен-ных нейронных сетей для оценки качества свар-ного соединения при подводной мокрой сварке.Основным преимуществом данного метода явля-ется возможность его дистанционного примене-ния, т. е. размещение контрольной аппаратуры напалубе обеспечивающего судна. Повышение точ-ности работы сетей вполне реально, но требуетизучения особенностей физических процессов,происходящих в дуге при формировании разногорода дефектов. Перспективным представляетсяиспользование нейронных сетей с обратными свя-зями для самосовершенствования систем мони-торинга качества формирования шва.

Выводы1. Проведенная оценка показала принципиальнуювозможность применения искусственных нейрон-ных сетей для мониторинга качества сварных со-единений при мокрой подводной сварке. Они поз-воляют выявлять как дефекты сборки сварногосоединения, так и внутренние дефекты сварныхшвов (затекание шлака и несплавление кромок),выполненных под водой.

2. Информативным параметром может служитьсигнал сварочного тока. Полученные данные осигналах нуждаются в предварительной обработкес целью устранения помех и увеличения инфор-мативности сигнала.

3. На основании полученной погрешности ра-боты нейронных сетей для дальнейшей работыцелесообразно использовать карты Кохонена.

1. Intelligent control for the shape of the weld pool in pulsedGTAW with filler metal / D. B. Zhao, S. B. Chen, L. Wu etal. // Welding Res. — 2001. — № 11. — P. 253–260.

2. On-line quality monitoring in short-circuit metal arc welding/ S. Adolfsson, A. Bahrami, G. Bolmsjo, I. Claesson // Ibid.— 1999. — № 2. — P. 59–72.

3. Денисенко В., Халявко А. Защита от помех датчиков и со-единительных проводов систем промышленной автома-тизации // Соврем. технологии автоматизаци. — 2001. —№ 1. — С. 68–75.

4. Медведев В. С., Потемкин В. Г. Нейронные сети: Matlab6. — М.: Диалог-Мифи, 2002. — 489 с.

Artificial neuron networks have been used to assess the quality of underwater welded joints with four types of fit-updefects: edge displacement, change in workpiece-torch distance torch distance, change in edge gap and presence of tackwelds. The efficiency is shown of the application of neuron networks for the above types of defects, except for a changein the edge gap.

Поступила в редакцию 19.05.05

6/2006 31

УДК 621.791.72:621.375.826

ОЦЕНКА ДЕФОРМИРУЕМОСТИ СВАРНЫХ СОСТАВНЫХЗАГОТОВОК, ПОЛУЧЕННЫХ ЛАЗЕРНОЙ СВАРКОЙ*

Ч. Х. ЧЕНГ, Л. Ч. ЧАН, Т. Ч. ЛИ (Политехнический ун-т, Гонконг, Китай),Ч. Л. ЧОУ (Университет штата Мичиган, г. Диарборн, США)

Изучена деформируемость составных сварных заготовок (ССЗ) из стали, полученных с использованием лазернойсварки, в зависимости от сочетания толщин соединяемых элементов и расположения (ориентации) швов. Де-формируемость заготовок оценивалась по Свифту. Показано, что более тонкостенная часть составных заготовокопределяет их деформируемость.

К л ю ч е в ы е с л о в а : лазерная сварка, составные сварныезаготовки, нержавеющая сталь, направление сварки, соче-тание толщин, деформируемость, предел деформируемости

Составные сварные заготовки (ССЗ) — этоспециальные заготовки, выполненные из не-скольких тонких металлических листов различнойтолщины, формы, иногда прочности для после-дующего деформирования с целью получениясложной конфигурации. Их все чаще применяютв автомобилестроении, а также в таких отрасляхпромышленности, как электротехника, производ-ство тары и упаковки, строительстве [1]. Посколь-ку заготовки обычно изготавливают специальнодля производства определенных деталей, их кон-струирование представляет собой новую задачудля отрасли, внедряющей эти заготовки в произ-водство. Для анализа деформируемости стальныхзаготовок нашли применение различные виды ис-пытаний. В работе [2] рассмотрены два типа раз-рушения ССЗ и показано, что прессуемость ихсвязана с изменением режима деформации и за-висит от прочности ССЗ. В работе [3] установлено,что при глубокой вытяжке в случае распределениядеформации по большей толщине смещениелинии шва увеличивается. В работе [4] показано,что деформируемость ССЗ снижается с повыше-нием отношения толщины составляющих заго-товки.

В настоящей работе рассмотрен высокопроиз-водительный процесс лазерной сварки стальныхзаготовок, полученных из элементов различнойтолщины, а также исследовано влияние направ-ления сварки и комбинации толщин соединяемыхэлементов на деформируемость заготовок.

ССЗ из нержавеющей стали AISI 304 свариваливстык лазером Nd-YAG мощностью 2 кВт. Для

получения приблизительно 180 образцов исполь-зовали три стальных листа толщиной 1,0; 1,2 и1,5 мм с различными направлениями сварки (0,45и 90о) и с разными комбинациями толщин (1/1;1/1,2; 1/1,5; 1,2/1,2; 1,2/1,5 и 1,5/1,5 мм). Для по-лучения чистых кромок без заусенец, загрязненийили масла кромки свариваемых образцов передсваркой подвергали механической обработке иобезжириванию. С целью регулировки положениялуча лазера и обеспечения точности сборки подсварку каждую пару образцов собирали на спе-циальном приспособлении для сборки-сварки(рис. 1). В результате экспериментов установленыоптимальные параметры сварки ССЗ для каждойкомбинации толщин (таблица). Из таблицы видно,что оптимальные результаты можно получить пу-тем варьирования скоростью сварки и общей тол-щины основных свариваемых элементов ССЗ ииспользованием двусторонней сварки, при этомна более толстом материале необходимо приме-нять более низкую скорость. Мощность лазера мо-жет быть практически постоянной, изменяющейсяв узком диапазоне (1000…1100 Вт). Для всех со-четаний толщин свариваемых элементов луч ла-зера фокусировали на верхней поверхности об-разца по линии соединения или на более толстомиз свариваемых материалов. Расход защитного га-за, в качестве которого использовали аргон, сос-тавлял 20 л/мин. Целостность шва на поверхности

© Ч. Х. Ченг, Л. Ч. Чан, Ч. Л. Чоу, Т. Ч. Ли, 2006

Рис. 1. Схема процесса лазерной сварки: 1 — оснастка для сборки-сварки; 2 — свариваемый образец; 3 — лазерный луч; 4 — сопло длязащитного газа; 5 — зажимное приспособление

* По материалам Второй международной конференции«Laser Technologies in Welding and Materials Processing», 23–27 мая 2005 г., пос. Кацивели, Крым, Украина.

32 6/2006

и по сечению исследовали в соответствии с тре-бованиями Британских стандартов EN ISO 13919-1 и 15614-11, общие механические свойства TWBопределяли путем испытаний на растяжение.

Деформируемость полученных ССЗ исследо-вали с помощью испытаний по Свифту. Для мак-симальных и минимальных деформаций, измерен-ных на образцах ССЗ различной ширины, строилидиаграммы предела формовки (ДПФ). Исследо-вали деформируемость и типы разрушений ССЗ,а также анализировали влияние направления свар-ки и отношения толщины свариваемых элементов.Несмотря на различные направления сварки почтивсе швы находились в центре ССЗ (рис. 2). Ис-следования проводили с использованием установкис полусферическим пуансоном диаметром 50 мм.Пластическое течение материала контролировалипри приложении усилия 100 кН. Для компенсацииразличий в толщине при испытаниях в каждойзаготовке ССЗ использовали специально спроек-тированные прокладки.

Поверхность и профиль шва в поперечном се-чении на заготовке ССЗ (отношение толщин1,2/1,5 мм), сваренной на оптимальных парамет-рах, приведены соответственно на рис. 3 и 4. Вид-но, что поверхность шва хорошо сформированапо всей длине ССЗ, трещины и поры отсутствуют.Профиль шва удовлетворительный, несплавления,подрезы и провисания не наблюдаются. Свойствапри растяжении ССЗ из элементов различной тол-щины, содержащих поперечные швы, оценивалина образцах малого размера, вырезанных из ССЗ.Испытания на растяжение проводили при пос-тоянной скорости траверсы 1 м/мин, до образо-вания местного сужения в сечении образца. Каквидно из рис. 5, разрушение в основном проис-ходит не в шве или металле ЗТВ, а в основномметалле, что подтверждает тот факт, что данныепараметры сварки обеспечивают получение при-емлемых швов и, следовательно, качественныхССЗ. На рис. 6 приведены кривые напряжение–деформация, построенные для ССЗ. Кривые 1–3

Оптимальные параметры сварки ССЗ для различной комби-нации толщин заготовок

Комби-нации тол-щины, мм

Мощностьлазера, Вт

Скоростьсварки,мм/с

Положениефокуса

Защитныйгаз, расход,

л/мин

1/1 1100 27 Поверхность Аргон, 20

1,2/1,2 1000 23

1,5/1,5 1100 15

1/1,2 1000 25 Поверхностьболее толсто-го основногометалла

1/1,5 1100 20

1,2/1,5 1100 15

Рис. 2. ССЗ (диаметр заготовки 165,1 мм), полученные с различнымиуглами сопряжения элементов: а — 0; б — 45; в — 90°

Рис. 3. Внешний вид лицевой поверхности шва на ССЗ, сваренной наоптимальных режимах

Рис. 4. Макрошлиф поперечного сечения ССЗ, сваренной на оптималь-ных режимах

Рис. 5. Внешний вид образцов из ССЗ после испытаний на растяжение

Рис. 6. Характерные диаграммы растяжения, построенные для образ-цов из ССЗ, содержащих элементы различной толщины: 1 — 1,5/1,5;2 — 1,2/1,2; 3 — 1,0/1,0; 4 — 1,0/1,2; 5 — 1,0/1,5; 6 — 1,2/1,5 мм

6/2006 33

показывают, что в ССЗ, состоящих из элементоводинаковой толщины, значения напряжений и де-формаций подобны соответствующим значениямдля основного металла. Однако в ССЗ, состоящихиз элементов различной толщины, значения де-формации тем ниже, чем больше различие по тол-щине (рис. 6, кривые 4–6). Это обусловлено темфактом, что деформирование ССЗ происходитпреимущественно в более тонком основном ме-талле (см. рис. 5).

Как видно из рис. 7, направление сварки неоказывает влияния на участок разрушения, всеразрушения распространяются в направлении,перпендикулярном направлению приложения ос-новной нагрузки. Разрушения в ССЗ с направле-ниями сварки 45 и 90° (рис. 7, б, в) наблюдаютсяв более тонком элементе основного металла наопределенном расстоянии от шва, в то время какв ССЗ с направлением сварки 0° разрушение за-рождалось в шве (рис. 7, а). Таким образом, мож-но утверждать, что качественные швы, получен-ные в различных направлениях, оказывают нез-начительное влияние на деформируемость и типразрушения в ССЗ, поскольку разрушение в ос-новном происходит в более тонком из сварива-

емых элементов в направлении, перпендикуляр-ном направлению приложения основной нагрузки.

С помощью нанесения круговых сеток на по-верхность ССЗ измеряли максимальные и мини-мальные деформации и строили диаграммы ДПФ.На рис. 8 и 9 показаны диаграммы, построенныедля ССЗ (направление сварки 90°), состоящих изэлементов одинаковой и различной толщины.Сравнение данных диаграмм с диаграммами, пос-троенными для основного металла (штриховыекривые), показывает, что ССЗ, состоящие из эле-ментов одинаковой толщины, также деформиру-ются как основной металл. Это подтверждает тотфакт, что швы, полученные в направлении 90° кнаправлению приложения основной нагрузки, ока-зывают незначительное влияние на деформируе-мость ССЗ, состоящих из элементов одинаковойтолщины. Как видно из рис. 7, в, ССЗ, состоящиеиз элементов различной толщины, разрушалисьв основном в более тонком из свариваемых эле-ментов, что соответствует ДПФ, построенным дляболее тонких элементов ССЗ.

В заключение следует отметить, что в работеисследовали заготовки ССЗ из нержавеющей ста-ли AISI 304, состоящие из элементов с различ-

Рис. 7. Деформированные элементы из ССЗ (1,0 + 1,2 мм), полученныесваркой в различных направлениях с углами сопряжения: а — 0; б —45; в — 90°

Рис. 8. ДПФ, построенные для ССЗ из нержавеющей стали (направ-ление сварки 90°), состоящих из элементов одинаковой толщины: 1 —1,5; 2 — 1,2; 3 — 1,0; 4 — 1,5/1,5; 5 — 1,2/1,2; 6 — 1,0/1,0 мм

Рис. 9. ДПФ, построенные для ССЗ из нержавеющей стали (направ-ление сварки 90°), состоящих из элементов различной толщины: 1 —1,5; 2 — 1,2; 3 — 1,0; 4 — 1,2/1,5; 5 — 1,0/1,2; 6 — 1,0/1,5 мм

34 6/2006

ными сочетаниями толщины, сваренных в различ-ных направлениях с использованием лазера Nd-YAG мощностью 2 кВт. Оптимальные параметрысварки для комбинаций элементов различной тол-щины определены с обеспечением хорошего фор-мирования швов и учета свойств ССЗ при испы-таниях на растяжение. В случае обеспечения ка-чественного шва разрушение обычно наблюда-лось в более тонком из свариваемых элементовССЗ (в соответствии с диаграммами ДПФ, пос-троенными для более тонкого элемента основногометалла). Следует отметить, что только на осно-вании ДПФ нельзя получить достоверные данныео предельных деформациях для ССЗ, состоящихиз комбинаций элементов различной толщины.

Настоящая работа выполнена благодаря час-тичному финансированию по грантам, выделен-

ным соответствующим Научно-исследователь-ским советом, ответственным за распределениегрантов в Особом административном регионе Гон-конга, Китай (проект PolyU 5178/01E), а такжеНаучным комитетом политехнического универси-тета Гонконга (проект G-T906).

1. Pallett R. J., Lark R. J. The use of tailored blanks in the ma-nufacture of construction components // J. Mater. Proc.Techn. — 2001. — 117. — P. 249–254.

2. Saunders F. I., Wagoner R. H. Forming of tailor-weldedblanks // Metallurgical and Materials Transactions A. —1996. — 27A. — P. 2605–2615.

3. Characteristics of weld line movements for the deep dra-wing with drawbeads of tailor-welded blanks / Y. Heo,Y. Choi, H. Y. Kim, D. Seo // J. Mater. Proc. Techn. —2001. — 111. — P. 164–169.

4. Chan S. M., Chan L. C., Lee T. C. Tailor-welded blanks ofdifferent thickness ratios effects on forming limit diagrams //Ibid. — 2003. — 132. — P. 95–101.

Deformability of tailored welded blanks (TWB) from steel produced by laser welding was studied, depending on a combinationof thicknesses of the joined elements and location (orientation) of the welds. Deformability of the blanks was evaluatedby Swift method. It is shown that a thinner part of the blanks determines the deformability of the tailored blanks.

Поступила в редакцию 26.01.06

МОБИЛЬНАЯ СИСТЕМА РЕГИСТРАЦИИ ПАРАМЕТРОВРЕЖИМОВ ДУГОВОЙ СВАРКИ И НАПЛАВКИ

В ИЭС им. Е. О. Патона разработана мобильная система регистрации параметров сва-рочных режимов БРПС-1.

В систему входит:

• измерительный блок для преобразования сигналов с датчиков технологических пара-метров в цифровой код и передачи данных в ПЭВМ;

• портативный персональный компьютер (ноутбук) с программным обеспечением ПЭВМдля отображения значений параметров сварочных режимов на мониторе, записи их на«жесткий» диск и формирования протокола процесса.

Система позволяет подключаться к имеющемуся оборудованию и записывать параметрырежимов в реальном масштабе времени с последующим выводом на печать. Запись режимовможет храниться как в печатном, так и электронном виде. Последнее необходимо для пас-портизации процесса изготовления деталей с применением сварки и наплавки.

Система предназначена для регистрации значений основных параметров сварочного про-цесса в реальных единицах измерения.

Контакты: 03680, Украина, Киев-150,

ул. Боженко, 11Институт электросварки

им. Е. О. Патона НАН Украины,отд. № 23

Тел./факс: (38044) 287 61 57E-mail: zhudra@intom.com.ua

6/2006 35

УДК 621.791.72

ОСОБЕННОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ГИБРИДНОЙЛАЗЕРНО-ДУГОВОЙ СВАРКИ ПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ

В СРЕДЕ ЗАЩИТНОГО ГАЗА*

С. ТОМИ, Т. ЗЕФЕЛД (Бремен. ин-т прикладной лучевой технологии, Германия)

При использовании гибридной лазерно-дуговой сварки плавящимся электродом в среде защитного газа особое зна-чение приобретает понимание особенностей взаимодействия двух процессов — лазерной и дуговой сварки плавящимсяэлектродом в среде защитного газа, которые существенно влияют на процесс гибридной сварки. Необходимымусловием для эффективного и рационального применения в промышленности этого способа сварки является тща-тельный учет требований к изготовляемым изделиям в конкретных областях применения и промышленной среде.Рассмотрено использование гибридной сварки при изготовлении труб и алюминиевых прессованных профилей.

К л ю ч е в ы е с л о в а : гибридная лазерно-дуговая сварка,плавящийся электрод, защитный газ, трубы из нержавею-щей стали, железнодорожные конструкции из алюминия,волоконный лазер

Разработка и применение новейших способовсварки таких, как гибридный процесс (далее гиб-ридная сварка) вызваны необходимостью умень-шения капиталовложений и текущих расходов,сокращения продолжительности цикла сварки иповышения качества продукции. Указанный спо-соб сварки впервые был исследован в 1970-х го-дах. Он характеризируется сочетанием лазернойи дуговой сварки плавящимся электродом в средезащитного газа в одной общей рабочей зоне [1].К преимуществам гибридной сварки можно от-нести существенную стабилизацию процесса свар-ки, обеспечение более высокой по сравнению с ду-говой сваркой скорости сварки и улучшение внекоторых случаях качества швов. Благодаря отме-ченному расширяются области применения этогоспособа сварки, в частности, при сварке материаловбольшой толщины [2–5]. До недавнего времени длявыполнения таких задач в основном использовалиCO2-лазеры мощностью свыше 8 кВт.

Для сравнения, при сварке алюминиевых спла-вов с толщиной листа, приемлемой для автомо-бильной промышленности, достаточно мощности,которую обеспечивают современные Nd:YAG-ла-зеры (с учетом некоторых ограничений, касаю-щихся скорости сварки). Следовательно, благода-ря простоте подведения луча (оптическое волокновместо систем зеркал, как в случае CO2-лазеров)и некоторой специфике производства в этойобласти промышленности чаще всего используют

гибридную сварку с Nd:YAG-лазером [6]. Болеетого, при разработке серийных установок в нас-тоящее время ориентируются на применении гиб-ридной сварки c Nd:YAG-лазером. Однако ис-пользование такого процесса со сравнительно низ-кой мощностью лазера, как правило, имеет огра-ничения, связанные с толщиной свариваемого ма-териала. Поэтому этот способ сварки не рекомен-дуется при изготовлении алюминиевых прессо-ванных профилей для железнодорожных конс-трукций различной толщины. Возникает необхо-димость в использовании излучения большеймощности и с более простым подводом луча, чтовозможно в случае применения высокомощныхволоконных лазеров.

Взаимодействия между дугой и лазерным из-лучением при гибридной сварке. Для того чтобыиспользовать все преимущества, получаемые прикомбинации процессов дуговой сварки плавящим-ся электродом в среде защитного газа и лазернойсварки, следует оптимизировать различные пара-метры сварочного процесса. Поскольку такие па-раметры, как мощность лазера и сварочное нап-ряжение, часто имеют значительное взаимное вли-яние, необходимо детально изучить механизм ихвзаимодействия. Наличие взаимодействия междулазерным и дуговым способами сварки плавящим-ся электродом в среде защитного газа становитсяочевидным благодаря скоростной видеосъемке.Зафиксировано, что при расположении оси дугиот лазера на расстоянии 9 мм никаких отклоненийне происходило (рис. 1).

На первый взгляд, кажется неоправданным ис-пользование гибридной сварки при указанныхусловиях. С одной стороны, предполагается, чтодля данного пространственного положения дугипреимущества процесса сводятся к влиянию тем-пературного поля, с другой — при расстояниимежду дугой и лазером 3 мм, т. е. в условияхреального процесса гибридной сварки, ось дуги© С. Томи, Т. Зефелд, 2006

* По материалам Второй международной конференции«Laser Technologies in Welding and Materials Processing», 23–27 мая 2005 г., пос. Кацивели, Крым, Украина.

36 6/2006

будет существенно отклоняться в сторону паро-газового канала, при этом образуется общая ра-бочая плазма. Таким же образом можно просле-дить зависимость между мощностью лазера и ду-ги.

В качестве примера рассмотрим процесс гиб-ридной сварки CO2-лазером стали, демонстри-рующий взаимодействие между лазером и дуговойсваркой плавящимся электродом в среде защит-ного газа. В ходе экспериментов (мощность лазераPл = 4…9 кВт, скорость сварки vсв = 1,8 м/мин,напряжение на дуге Uд = 19…30 В, скорость по-дачи проволоки vпр = 9 м/мин, защитный газ ар-гон или гелий) установлено, что увеличение мощ-ности дуги Pд так же, как и мощности лазераPл, способствует снижению частоты короткого за-мыкания fк.з и значительно влияет на процесс пе-реноса металла (рис. 2).

Применение гибридной сварки МИГ с CO2-лазером при производстве труб. В современнойпроизводственной установке для продольной неп-

рерывной сварки труб трубопроводов из нержа-веющей стали используют CO2-лазер мощностью8 кВт. В Бременском институте прикладной лу-чевой технологии разработали, сконструировалии протестировали сварочную головку (рис. 3), ко-торая может использоваться в обоих процессахсварки. При этом большое внимание уделено теп-ловым нагрузкам, возникающим под воздействи-ем непрерывных сварочных циклов продолжи-тельностью несколько часов. Эти нагрузки выз-ваны не только дугой, но и лазерной плазмой, атакже обратным отражением лазерного луча отсварочной ванны.

Рис. 1. Влияние лазерного луча на дугу при расстоянии между ними 5 (а) и 9 мм (б): 1 — присадочная проволока; 2 — лазерный луч; 3 —ось дуги; 4 — парогазовый канал

Рис. 2. Влияние мощности лазера Pл и мощности дуги Pд на частотукороткого замыкания fк.з

Рис. 3. Сварочная головка, используемая при гибридном процессесварки CO2-лазером, в проектном (а) и промышленном (б) испол-нении: 1 — блок регулировки; 2 — противоударная система; 3 — пе-ресекающаяся струя; 4 — газовая горелка для дуговой сваркиплавящимся электродом в среде защитного газа; 5 — фокусирующеезеркало

6/2006 37

В ходе производственных испытаний процессаизготовления трубопроводов (Ду 273 8 мм) изстали 12 % Cr–4,5 % Ni–1,5 % Mo сварку выпол-няли со скоростью 1,2 м/мин, мощность лазерасоставляла до 7 кВт, а мощность дуги — до 8кВт. Такая скорость сварки по сравнению с обыч-ной электродуговой сваркой может увеличитьобщую производительность процесса производст-ва труб более чем на 300 %. Она обеспечиваетсяне столько непосредственно сварочным процес-сом, сколько качеством формирования металлашва. Рентгеновская дефектоскопия показала100%-е отсутствие в нем дефектов (трещин, пори пр.). На рис. 4 представлено поперечное сечениесварного шва, выполненного гибридной сваркойв стенке трубы Ду 273 5 мм.

На основе изложенного выше становится оче-видным, что, если процесс гибридной сварки осу-ществлять в производственных условиях с по-мощью оборудования, спроектированного для ду-

говой сварки, то скорость сварки не будет реша-ющим фактором для уменьшения продолжитель-ности сварочного цикла. Возможно, появятся другиекритические параметры технологических операций,осуществляемых до и после сварки. Для этого пот-ребуются дополнительные исследования.

Применение гибридной сварки с использо-ванием твердотельного лазера для изготовле-ния железнодорожных конструкций. Гибриднаясварка Nd:YAG-лезером широко используется дляизготовления алюминиевых прессованных про-филей опытных панелей. Сегмент крыши поез-да-экспресса (рис. 5) изготавливают из шести алю-миниевых прессованных профилей длиной 2 м изсплава Al–Mg–0,7 % Si толщиной 3 мм с исполь-зованием присадочной проволоки Al–12 % Si. Приэтом специальные зажимные механизмы не при-меняются. При мощности лазера 4 кВт и мощ-ности дуги импульсно-дуговой сварки 3,65 кВтскорость сварки составляла 4 м/мин.

Проведенные эксперименты показали целесо-образность использования гибридной сваркиNd:YAG-лазером, особенно при заполнении зазо-ра. В этом случае нет необходимости в специ-альной подготовке шва, использовании зажимныхприспособлений или повышенной точности пере-мещения сварочной головки. Более того, по срав-нению с обычной дуговой сваркой плавящимсяэлектродом в среде защитного газа гибриднаясварка Nd:YAG-лазером позволяет увеличить ско-

Рис. 4. Поперечное сечения сварного шва в стенке трубы (Ду 273 5 мм),полученного гибридной сваркой

Рис. 5. Сегмент крыши поезда-экспресса (а) и поперечный разрез шва(б)

Рис. 6. Макрошлифы ( 4) соединений сплава EN-AW 6008 толщиной4 (а) и 8 мм (б), выполненных гибридной лазерно-дуговой сваркойплавящимся электродом в среде защитного газа с применением воло-конного лазера

38 6/2006

рость сварки, что в свою очередь способствуетуменьшению объема металла шва и общей по-гонной энергии до 85 %, а значит, предотвращаетдеформацию [7].

Чтобы преодолеть ограничения по мощностилазера (не более 4 кВт), для гибридной сварки ис-пользовали волоконный лазер типа IPG мощ-ностью 10 кВт. На рис. 6 представлены образцыиз сплава EN-AW 6008 с толщиной стенки 4 и8 мм, полученные с использованием присадочнойпроволоки Al–5 % Si. Скорость сварки во всехслучаях составляла 6 м/мин, мощность лазера —до 10,5 кВт.

Процесс сварки характеризовался стабиль-ностью, качество полученных швов было прием-лемым. Дальнейшая оптимизация процесса гибрид-ной сварки может привести к увеличению скоростисварки, особенно при толщине стенки около 4 мм.

В заключение следует отметить, что гибриднаялазерно-дуговая сварка плавящимся электродомв среде защитного газа в разных вариантах (с уче-том типа лазера) применима в различных про-мышленных сферах. Однако для успешногоиспользования этого способа сварки необходимоосуществить детальный анализ как процесса свар-ки, так и конструкций промышленного оборудо-вания. Особенно следует обратить внимание наимеющее место значительное повышение скорос-ти сварки.

В последнее время области применения гиб-ридной сварки расширились благодаря использо-ванию волоконного лазера большой мощности. Онсочетает в себе простоту перемещения лучаNd:YAG-лазера и мощность CO2-лазера, а такжеимеет высокий КПД и малое пятно фокусировкиизлучения. Лазер такого типа можно использоватьпри выполнении таких задач, для решения кото-рых лазеры раньше не применяли.

1. Steen W. M., Eboo M. Arc augmented laser welding // Met.Constr. — 1979. — 7, № 11. — P. 332–333, 335.

2. Wieschеmann A. Entwicklung des Hybrid-und Hydraschwe-iβverfahrens am Beispiel des Schiffbaus. — Aachen: Shaker,2001.

3. Industrial implementation of laser / C. Thomy, G. Sepold, T.Seefeld et al. // GMA welding and mechanical properties оfthe welds: Supermartensitic stainless steels conf., Brussels,2002. — P. 147–155.

4. Hybridschweiβen von Oeltanks — Ein innovativer Fuegep-rozeβ / S. Kaierle, M. Dahmen, K. Bongard et al. // GrobeSchweiβtechnische Tagung 2002, Nurnberg, 2002. —S. 207–209.

5. Miebach R., Lembeck H. Die neue Fertigung der Meyer. —Werft-Laserhybridschweiβen als Kerntechnologite // GrobeSchweiβtechnische Tagung. — 2003, Berlin, 2003. —S. 187–192.

6. Staufer H., Helten S. Laser-Hybridschweiβen fur neuartigeLeichtbaukonzepte im Automobilbau // Ibid. — S. 175–180.

7. Harlfinger N. Laserstrahlgeschweiβte Leichtbaustrukturenim Schienenfahrzeugbau Verbundprojekt Innovativer Leicht-bau durch energiereduziertes Fuegen mit Lasersystemen neu-ester Generation (Leichter) // VDI-Technologiezentrum,2003. — S. 61–68.

When the hybrid laser-arc gas-shielded consumable-electrode welding is used, it becomes particularly important to understandthe features of interaction of the two processes of laser welding and gas-shielded consumable-electrode arc welding,which essentially affect the hybrid welding process. A thorough analysis of the requirements to specific applications andindustrial environment is a mandatory condition for an efficient and rational application of this welding process in industry.Application of hybrid welding in manufacture of pipes and extruded aluminium profiles is considered.

Поступила в редакцию 26.06.2006

6/2006 39

УДК 621.791:669.71

МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙАЛЮМИНИЕВО-ЛИТИЕВЫХ СПЛАВОВ,ПОЛУЧЕННЫХ ПЛАЗМЕННОЙ СВАРКОЙ

Т. М. ЛАБУР, д-р техн. наук, А. А. ГРИНЮК, инж., А. Г. ПОКЛЯЦКИЙ, канд. техн. наук(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)

Проведен сравнительный анализ механических соединений высокопрочных алюминиевых сплавов 1420 и 1460, полу-ченных плазменной и аргонодуговой сваркой разнополярным асимметричным током неплавящимся электродом сиспользованием серийных сварочных проволок СвАМг63 и Св1201. Показано, что прочность и вязкость разрушенияшвов при внецентренном растяжении образцов существенно зависят от теплофизических условий сварки.

К л ю ч е в ы е с л о в а : плазменная сварка, алюминиево-ли-тиевые сплавы, сварные соединения, металл шва, механи-ческие свойства

Создание изделий аэрокосмической техники но-вых модификаций с более эффективными такти-ко-техническими и экономическими параметрамивыдвигает повышенные требования к свойствамматериалов и их сварных соединений. Использо-вание в таких изделиях нового класса алюмини-евых сплавов систем легирования Al–Mg–Li(сплав 1420) и Al–Cu–Li (сплав 1460) позволяетуменьшить массу конструкций на 8…15 % благо-даря высокой удельной прочности и повышенномумодулю упругости. Особенностью сплавов явля-ется многокомпонентный состав и наличие вклю-чений упрочняющих фаз, расположенных парал-лельно направлению прокатки. В условияхтехнологических нагревов, включая и сварочныепроцессы, сплавы проявляют склонность к охруп-чиванию [1, 2].

Наиболее технологичными и часто используе-мыми способами получения неразъемных соеди-нений алюминиево-литиевых сплавов являютсядуговые способы сварки. Широкое использованиенеплавящегося электрода обеспечивает более вы-сокую плотность металла шва по сравнению сосваркой плавящимся электродом, который отли-чается большей производительностью. Тради-ционные способы сварки переменным синусои-дальным током характеризуются относительнонизкой проплавляющей способностью. Использо-вание разнополярного асимметричного тока с пря-моугольной формой волны и низкочастотной мо-дуляции вызывает периодическое углубление сва-рочной ванны, облегчая при этом дегазацию ме-талла и уменьшая количество пор и включенийоксидной плены в металле шва.

Использование гелия в качестве защитного газапри сварке неплавящимся электродом на постоян-

ном токе прямой полярности способствует повы-шению тепловой мощности дуги, что приводитк увеличению глубины проплавления и повыше-нию скорости сварки. Для реализации процессатребуется большая точность подготовки и сборкидеталей, а также сложное оборудование для егоуправления. Кроме того, гелий повышает себес-тоимость технологических операций.

Для увеличения скорости сварки, обеспечениякачества швов и уменьшения деформаций необ-ходимо использование концентрированных источ-ников нагрева. Одним из них может быть сжатаядуга, которая «обжимается» потоком газа, про-дуваемым через специальное сопло. Процесс плаз-менной сварки является дальнейшим развитиемспособа сварки неплавящимся электродом. Инер-тный газ, подаваемый через сопло небольшого от-верстия, обжимает электрическую дугу, горящуюмежду вольфрамовым электродом и изделием.

В сварных соединениях, полученных различ-ными способами дуговой (плавящимся и непла-вящимся электродом) и электронно-лучевой свар-ки, наблюдается образование неоднороднойструктуры и разупрочнение металла в ЗТВ [3],обусловленное перегревом металла во время тер-мического цикла сварки. Последний приводит кразвитию неоднородности в сварном соединениипо содержанию легирующих элементов и приме-сей вследствие их сегрегации вдоль границ зерен,образования хрупких межзеренных прослоек изпересыщенных фаз, особенно на границе сплав-ления, где прослойки формируют плотный каркасвокруг зерен. Связанное с этим повышение кон-центрации напряжений облегчает зарождение тре-щины путем растрескивания фаз или нарушенияконтакта с матрицей, что снижает показателипрочности и вязкости сварных соединений литий-содержащих сплавов и надежность эксплуатациисварных конструкций в целом. В связи с этимцелесообразно оценить механические свойства

© Т. М. Лабур, А. А. Гринюк, А. Г. Покляцкий, 2006

40 6/2006

сварных соединений алюминиево-литиевых спла-вов, выполненных плазменной сваркой, и сопос-тавить их с результатами, полученными при обыч-ной аргонодуговой сварке неплавящимся элект-родом.

Методика экспериментов. Плазменную свар-ку на подкладке с формирующей канавкой спла-вов 1420 и 1460 толщиной 4 и 3 мм выполнялиразнополярным асимметричным током с прямо-угольной формой волны. Плазмотрон перемещалисварочной головкой АСТВ-2М со скоростью36 м/ч. Для увеличения стойкости вольфрамовогоэлектрода плазмотрона сварку выполняли с обес-печением большей протяженности протекания то-ка прямой полярности. Длительность прохожде-ния тока обратной полярности выбирали мини-мально допустимой для эффективного катодногоразрушения оксидной плены. Соотношение междувременем протекания тока при прямой и обратнойполярности составило 3:1. Эксперимен- ты вы-полняли с использованием комплекса для плаз-менной сварки на основе оборудования фирмы«Фрониус» (Австрия), в состав которого входятисточник питания PT 450-02 WZ, механизм по-дачи присадочной проволоки KD 4000, плазмот-рон PMW 350 и система управления процессомсварки FPA 2003. Источник питания позволяетрегулировать сварочный ток в широком диапазоне10…450 А с частотой изменения полярностей40...240 Гц. Частота разнополярного тока состав-ляла 100 Гц. Плазмотрон PMW 350 обеспечивалстабильное формирование высокотемпературнойплазменной струи. Диаметр плазмообразующегосопла выбирали минимальным (3,2 мм), исходяиз условия предотвращения двойного дугообра-зования. Диаметр канала сопла при этом рассчи-тывали по формуле dс ≥ 1 + 0,01Iсв, где dс — ди-аметр сопла, мм, Iсв — сила сварочного тока, А.

Аргонодуговую сварку разнополярным асим-метричным током с прямоугольной формой волнытока выполняли с помощью источника питанияMW 450 фирмы «Фрониус» (Австрия) и сварочнойголовки АСТВ-2М, скорость перемещения горел-ки 12…14 м/ч. Режимы плазменной и аргоноду-говой сварки приведены в табл. 1.

В качестве присадочного материала использо-вали сварочные проволоки СвАМг63 и Св1201 ди-аметром 1,6 мм. Алюминиевые листы и присадоч-ные проволоки перед сваркой подвергали хими-ческому травлению, а торцы листов дополнитель-ной механической зачистке на глубину не менее0,1 мм.

Было изучено влияние различных способовсварки высокопрочных алюминиево-литиевыхсплавов 1420 и 1460 на физико-механическиесвойства металла швов, включая прочность, твер-дость и показатели вязкости разрушения. Испы-тания проводили при одноосном и внецентренном

растяжении [4]. Для испытания в условиях одно-осного растяжения использовали плоские стандар-тные образцы, а при внецентренном — образцыразмером 36 57 мм, толщиной 3 мм и острымнадрезом глубиной 11 мм с радиусом 0,1 мм в еговершине. Скорость растяжения при испытании об-разцов сварных соединений составляла 2 мм/мин(3,3⋅10–5 м/с). В процессе испытаний на осцил-лографе записывали диаграмму нагрузка – дефор-мация, которая фиксировала важные с практичес-кой точки зрения моменты зарождения и развитиятрещины в исследуемом образце до полного раз-рушения. Диаграмма позволяет количественнооценить не только интенсивность напряжений впроцессе деформации образца при внецентренномрастяжении, но и определить протяженностьстадии стабильного течения металла и работу, ко-торую он затрачивает на отдельных этапах раз-вития трещины, образующейся при разрушениисварного соединения. Условия испытания привнецентренном растяжении отвечали техническимтребованиям ГОСТ 25.506. Экспериментальныерезультаты получены при испытании пяти образ-цов с использованием универсальной машины РУ-5 и расчета исходных данных.

По результатам испытания в условиях внецен-тренного растяжения определяли значения номи-нального напряжения σр и критического коэффи-циента интенсивности напряжений Kc, а такжеудельной работы зарождения Jc и распростране-ния (УРРТ) трещины [4, 5]. Значения показателяJc оценивали путем расчета функции измененияэнергии деформации в зависимости от длины тре-щины, используя соотношение Меркли – Кортена[5].

Результаты анализа сравнивали с данными охарактере изменения рельефа излома, который по-лучали с помощью растрового электронного мик-роскопа (РЭМ) JSM-840 с системой микроанали-заторов Analitik Link — 860 /500 Obtek (при ус-коряющем напряжении 15, 20, 30 кВ). Такой ком-плексный подход позволил выявить структурныеособенности формирования швов при плазменнойи аргонодуговой сварке неплавящимся электро-дом.Т а б л и ц а 1. Режимы плазменной и аргонодуговой сварки алю-миниево-литиевых сплавов разнополярным асимметричным то-ком

Марка сплава vсв, м/ч Iсв, А Qпл, л/мин vпр, м/ч

Аргонодуговая сварка

1460 14 200 — 82

1420 12 200 — 75

Плазменная сварка

1460 36 180 0,1 123

1420 36 200 0,2 142

6/2006 41

Результаты и их обсуждение. Высокая удель-ная мощность плазменного потока и уровень тем-пературы на участке металла, где действует ак-тивное пятно нагрева, способствуют увеличениюпроплавляющей способности сжатой дуги и ве-личины ее заглубления в расплав сварочной ван-ны, что позволяет повысить скорость процесса посравнению с обычной аргонодуговойсваркой неплавящимся электродом в2…3 раза при одинаковых значенияхтока (рис. 1). Меньший тепловой вкладв основной металл приводит к некото-рому сокращению протяженности ЗТВи уменьшению степени разупрочнениясварного соединения (рис. 2). Однаков условиях одноосного растяженияпрочность сварных соединений и ме-талла швов, полученных как аргоноду-говой, так и плазменной сваркой, на-ходятся практически на одном уровне(табл. 2).

При внецентренном растяжениисварных соединений показатели проч-ности и вязкости разрушения швов су-щественно зависят от способа сварки(табл. 3). Различные тепловые условиянагрева и скорости охлаждения металла,сопровождающие процесс формированиясварных соединений, приводят к изме-нению показателей прочности, пластич-ности и вязкости разрушения швов. Раз-рушающее напряжение σр в металлешвов, полученных при аргонодуговойсварке сплава 1420, составляет289…320 МПа, а сплава 1460 —

278…306 МПа (табл. 3). Значения Kc для швовсплава 1420 равны 23…25, а для сплава 1460 —25…27 МПа√м. Меньшие по сравнению со спла-вом 1420 значения σр обусловлены, возможно,способностью меди, входящей в его состав, сни-жать стабильность состава пересыщенных твер-дых растворов и вызывать более интенсивный ихраспад при технологических нагревах, включаясварочные [6, 7]. Швы сплава 1460 при этом ха-рактеризуются более высокими значениямиэнергии зарождения трещины: Jc — 5,8…7,2 иУРРТ — 5,3…6,1 Дж/см2.

Использование концентрированного источни-ка тепла при плазменной сварке обеспечиваетболее высокие значения показателя σр. Его зна-чение у швов сплава 1420 возрастает до 379…428,

Рис. 1. Поперечные макрошлифы соединений сплава 1460 толщиной3 мм, выполненных плазменной (а) и аргонодуговой (б) сваркойнеплавящимся электродом с присадкой проволоки Св1201: а — vсв == 36; б — 14 м/ч

Рис. 2. Твердость сварных соединений сплава 1460 (δ = 3 мм), полу-ченных аргонодуговой (1) и плазменной (2) сваркой с использовани-ем присадки Св1201 на подкладке с формирующей канавкой

Т а б л и ц а 2. Механические свойства сварных соединений алюминиево-лити-евых сплавов при одноосном растяжении, полученных при различных способахсварки

Марка спла-ва (толщинаобразца, мм)

Способ сварки Марка при-садки σв

св, МПа σвм.ш, МПа

1420(δ = 4)

Аргонодуговая СвАМг63 328 322

Плазменная 330 316

1460(δ = 3)

Аргонодуговая Св1201 308 252

Плазменная 302 261

Т а б л и ц а 3. Показатели прочности, вязкости разрушения и ударной вязкостисварных соединений алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 при внецент-ренном растяжении

Маркасплава

Маркаприсадки σр, МПа Kc,

МПа√мJc УРРТ KCV

Дж/см2

Аргонодуговая сварка

1420 СвАМг63 289...320304

23...2524

3,5...5,84,4

4,5...5,74,9

3,5...5,34,9

1460 Св1201 278...306293

25...2726

5,8...7,26,5

5,3...6,15,7

6,7...7,17,2

Плазменная сварка

1420 СвАМг63 379...428401

25...3530

6,3...10,27,4

5,3...7,56,4

4,4...7,95,9

1460 Св1201 383...420403

31...3635

8,4...9,38,8

7,0...8,17,5

8,6...10,49,5

42 6/2006

а у швов сплава 1460 — до 383…420 МПа. По-казатель Kc для швов из сплава 1420 повышаетсядо 25…35, 1460 — до 31…36 МПа√м. При этомшвы сплава 1420 характеризуются значениямиJc = 7,4 Дж/см2, что почти в 2 раза выше, чемпри аргонодуговой сварке. Значения УРРТ и KCVтакже повышаются не меньше чем на 30…50 %при использовании плазменной сварки (рис. 3),чему способствует образование мелкокристалли-ческой структуры швов. Толщина слоя кристаллови межзеренных промежутков в 1,5 раза меньшев швах, полученных плазменной сваркой. Болеевысокие мощность источника нагрева и скоростьперемещения плазмотрона изменяют характеркристаллизации металла шва и способствуют по-лучению его субдендритной структуры.

Таким образом, более качественные характе-ристики вязкости разрушения сварных соедине-ний алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460обеспечиваются при использовании способовсварки, характеризующихся минимальной погон-ной энергий. Последняя способствует формиро-ванию металла шва более высокого качества сограниченной степенью разупрочнения металла вЗТВ и пониженной склонностью алюминиево-ли-тиевых сплавов к охрупчиванию. Более высокоесопротивление разрушению металла шва обес-печивает высокий уровень работоспособности инадежности сварных соединений в конструкциях.

В заключение можно отметить, что концент-рация энергии и высокая температура активногопятна нагрева плазменной струи способствуютувеличению глубины проплавления швов, что поз-воляет повысить скорость плазменной сварки в2…3 раза по сравнению с обычной аргонодуговой.Высокие значения удельной мощности сжатой ду-ги и скорость сварки обеспечивают сокращениепротяженности ЗТВ дуги и уменьшение степениразупрочнения сварных соединений.

Уровень прочности сварных соединений и ме-талла шва, полученных аргонодуговой и плазмен-ной сваркой, в условиях одноосного растяженияидентичны. При испытании на внецентренное рас-тяжение, когда на образец одновременно дейс-твует растяжение и изгиб, номинальное разруша-ющее напряжение увеличивается на 30…35 %только в случае выполнения плазменной сварки.

Установлены значения показателей сопротив-ления разрушению (σр, Kc, KCV) сварных соеди-нений алюминиево-литиевых сплавов, получен-ных плазменной сваркой разнополярным асим-метричным током с прямоугольной формой вол-ны. Повышение прочности и вязкости разрушенияшвов при внецентренном растяжении в сварныхсоединениях, полученных плазменной сваркойубедительно показывает, что применение этогоспособа в неразъемных соединениях может обес-печить необходимые работоспособность и надеж-ность конструкций из этих сплавов.

1. Когут Н. С., Лабур Т. М., Іщенко А. Я. Тріщиностійкістьвисокоміцних алюмінієвих сплавів та їх зварнихз’єднань // Фіз.-хім. механіка матеріалів. — 1990. —№ 3. — С. 122–123.

2. Рязанцев В. И. Сварные конструкции из алюминиевыхсплавов с литием // Авиац. пр-сть. — 2005. — № 2. —С. 32–41.

3. Влияние способа сварки на сопротивление разрушениюсоединений алюминиево-литиевых сплавов 1420 и 1460 /Т. М. Лабур, А. А. Бондарев, А. В. Лозовская и др. // Ав-томат. сварка. — 2001. — № 7. — С. 12–16.

4. Разрушение / Под ред. Г. Либовиц. Т. 6. Разрушение ме-таллов / Пер. с англ. — М.: Мир, 1976. — 496 с.

5. Статическая прочность и механика разрушения сталей /Под. ред. В. Даля, В. Антона; пер. с нем. — М.: Метал-лургия, 1986. — 565 с.

6. Алюминий-литиевые сплавы. Структура и свойства /И. Н. Фридляндер, К. В. Чуистов, А. Л. Березина, Н. Н.Колобнев. — Киев: Наук. думка, 1992. — 192 с.

7. Алюминиевые сплавы, содержащие литий, медь, магний /Л. Л. Рохлин, Т. В. Добаткина, Е. В. Муратова, И. Г. Ко-ролькова // Изв. АН СССР. Металлы. — 1994. — № 1. —С. 113–118.

Comparative analysis has been performed on mechanical joints in high-strength aluminium alloys 1420 and 1460, producedby plasma and argon-arc welding using consumable electrode and standard welding wires SvAMg63 and Sv1201 at alter-nating-polarity asymmetric current. It is shown that strength and fracture toughness of the welds in off-centre tension ofspecimens strongly depend upon the thermal-physical welding parameters.

Поступила в редакцию 01.11.2005

Рис. 3. Диаграммы нагрузка – перемещение P-f при испытании вусловиях внецентренного растяжения образцов сварных соединенийсплавов 1420 (а) и 1460 (б), полученных аргонодуговой (1) и плазмен-ной (2) сваркой

6/2006 43

УДК 621.791.75

ОДНОПРОХОДНАЯ ЭЛЕКТРОДУГОВАЯ СВАРКАЗАКЛАДНЫМ ЭЛЕКТРОДОМ

МЕТАЛЛА БОЛЬШОЙ ТОЛЩИНЫГ. В. КУЗЬМЕНКО, инж., В. Г. КУЗЬМЕНКО, д-р техн. наук, В. И. ГАЛИНИЧ, канд. техн. наук

(Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины), В. В. ОТРОКОВ, инж., М. А. ЛАКТИОНОВ, канд. техн. наук (Сумское НПО им. М. В. Фрунзе)

Проанализированы способы сварки, применяемые в промышленности для соединения металла большой толщины.Отмечены преимущества введения электродного металла в стык до сварки и показана возможность устойчивогогорения дуги в зазоре менее 2 мм. Для компенсации дефицита присадочного металла, возникающего в процессеобразования шва, предложено через каналы в пластинчатом электроде вводить дополнительный присадочный материал.Новый способ автоматической однопроходной электродуговой сварки металла большой толщины получил названиеэлектродуговой сварки закладным электродом. Приведены технико-экономические характеристики нового способасварки в сравнении с существующими и примеры использования его для сварки сталей различных марок.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электродуговая сварка, металл боль-шой толщины, пластинчатый электрод, узкий зазор, сваркав монтажных условиях

При сварке металла большой толщины исполь-зуются как однопроходные (электрошлаковаясварка и дуговая сварка с принудительным фор-мированием), так и многопроходные (сварка подфлюсом и в среде защитных газов) технологии.Однопроходные способы сварки отличаются вы-сокой производительностью, но зачастую не обес-печивают требуемый уровень механическихсвойств сварного соединения вследствие перег-рева металла шва и околошовной зоны. Многоп-роходные способы сварки позволяют получитьвысокий уровень механических свойств сварногосоединения, но за счет существенного сниженияпроизводительности процесса. При этом достаточ-но велика вероятность образования дефектов —несплавлений и шлаковых включений. В пос-леднее время получили развитие способы сваркив узкий зазор металла большой толщины. Однакотребуемая точность введения электродной прово-локи в глубокий и узкий зазор значительно ужес-точает требования к сварочному оборудованию,а также усложняет технику сварки [1–5].

Кроме приведенных выше примеров исполь-зования известных технологий для сварки металлабольшой толщины, многие исследователи пред-лагали также технические решения, в которыхэлектродный металл в виде пластин вводили встык до сварки. Такой прием в отличие от об-щепринятого (когда электродный металл подаетсяв виде проволоки снаружи стыка) имеет опреде-ленные преимущества в плане уменьшения сва-рочного зазора, упрощения оборудования и тех-

ники сварки. В работе [6] предложено вводить взазор и зажимать между свариваемыми кромкамиплоский электрод, покрытый обмазкой, после чегомежду концом электрода и свариваемыми дета-лями возбуждать дугу, которая, перемещаясь са-мостоятельно по торцу электрода, должна проп-лавлять весь стык. Недостатками этого способаявляется отсутствие компенсации дефицита элек-тродного металла, возникающего по мере обра-зования шва.

Применительно к сварке металла толщиной до40 мм известен способ «туннельной» сварки [7],согласно которому в стык вводится покрытый пла-вящийся мундштук овального сечения, через ко-торый дополнительно подают стальную ленту,компенсирующую дефицит электродного металлав стыке. Авторы считают, что этот способ сваркипригоден для выполнения коротких швов во всехпространственных положениях, однако при этомтребуется дополнительное применение формиру-ющих подкладочных средств и флюса для укрытиязоны сварки.

В патенте США [8] предложено выполнять ав-томатическую электродуговую сварку стыковыхсоединений большой толщины без разделки кро-мок с использованием введенного в стык плас-тинчатого электрода, толщина которого состав-ляет 2,4…7,9 мм, а ширина примерно равна тол-щине свариваемых листов. Сварку выполняют ввертикальном положении снизу вверх. Пластин-чатый электрод имеет сравнительно тонкое(0,25…1,25 мм) керамическое покрытие, отлича-ющееся диэлектрическими свойствами. При сбор-ке под сварку электрод с покрытием целиком за-полняет зазор между свариваемыми кромками повсей его длине. Для получения шва, соответству-

© Г. В. Кузьменко, В. Г. Кузьменко, В. И. Галинич, В. В. Отроков, М. А. Лактионов, 2006

44 6/2006

ющего размерам детали, длина электрода должнабыть на 10…25 % больше свариваемого стыка,а его подачу необходимо осуществлять в процессесварки. Чтобы воспрепятствовать вытеканию жид-кого металла стык с обеих сторон закрываетсяводоохлаждаемыми медными башмаками. Покры-тие на пластинчатый электрод предлагается на-носить путем окунания, напыления или применятьстеклоткань.

И. В. Зуев [9] для сварки толстого металлапеременного сечения предлагает использоватьплоский неподвижный плавящийся электрод со-ответствующего профиля, предварительно введен-ный в стык. Он связывает режимы сварки со зна-чениями избыточного давления паров расплавлен-ного металла, скоростью распространения звукав металле электрода, сечением электрода и без-размерным коэффициентом Грюнайзена. И. В. Зу-ев с сотрудниками [10] исследовали также харак-тер перемещения дуги при дуговой сварке ме-таллов неподвижным плавящимся электродом.Недостатками указанного способа являются от-сутствие рекомендаций по стабилизации горениядуги в узком зазоре и невозможность осущест-влять сварку протяженных швов из-за возника-ющего при заполнении стыка дефицита электрод-ного металла.

Хотя предложенные способы сварки по темили иным причинам не нашли промышленногоприменения, на наш взгляд, во всех них содер-жится рациональное зерно — использование плос-кого плавящегося электрода, предварительно вве-денного в зазор между свариваемыми кромками.Если предположить, что в процессе сварки будетобеспечено устойчивое горение дуги и равномер-нопоследовательное плавление плоского электро-да с надежным оплавлением кромок стыка, то та-кой способ сварки может успешно использоватьсядля неразъемного соединения металла достаточнобольшой толщины. При этом пластинчатый элек-трод, введенный в стык, будет выполнять функ-цию устройства, задающего своеобразную «прог-рамму» самостоятельного движения дуги. Этопозволяет отказаться от перемещения ее вдольстыка, который используется во многих сущест-вующих способах электродуговой сварки. Поло-

жительным фактором такого технологическогоприема является возможность более полного ис-пользования тепла дуги за счет ее горения в зак-рытом пространстве стыка, сопоставимого по ши-рине с размерами столба дуги (рис. 1). В резуль-тате этого, а также благодаря развитому сечениюэлектрода достигается высокая эффективность егоплавления (рис. 2) [11], и как следствие можноожидать ограничения парообразования путем сни-жения температуры сварочной ванны [12] по срав-нению с аналогичными дуговыми способами свар-ки с использованием проволочного электрода.

Возможность введения процесса сварки с пред-варительным заполнением стыка электродным ме-таллом определяется надежностью электрическойизоляции электрода от свариваемых деталей в ис-ходном состоянии и в процессе сварки, а такжестабильностью горения дуги в узком зазоре. Этиусловия могут обеспечиваться за счет выбора со-ответствующего состава изолирующего покрытия,включающего компоненты, при нагреве образу-ющие поток из газа, пара и шлака, который от-тесняет дугу от свариваемых кромок (рис. 3). Что-бы оценить, насколько эффективен такой меха-низм стабилизации горения дуги, нами проведенаэкспериментальная сварка двух пластин из низ-

Рис. 1. Схема горения дуги в открытом (а) и закрытом (б) прост-ранстве стыка

Рис. 2. Схемы плавления электродного металла при использованиипроволочных (а) и пластинчатых (б) электродов (Tпл — температураплавления)

Рис. 3. Схема стабилизации и экранирования электрической дуги вузком зазоре при ее горении на торце пластинчатого изолированногоэлектрода за счет действия потока газа, пара или шлака (показанострелками)

6/2006 45

коуглеродистой стали (рис. 4). Размер их свари-ваемых поверхностей составлял 100 150 мм, за-зор — 2 мм, пластинчатый электрод толщиной2 мм был покрыт тонким (0,2 мм) слоем изоли-рующего материала (конденсаторная бумага, по-литетрафторэтилен), для которого характерно раз-ложение газообразных продуктов при нагреве.Электрод зажимали между шлифованными повер-хностями образцов и подключали к источнику сва-рочного тока типа ВДУ-1201. Между концом элек-трода и свариваемыми пластинами возбуждаласьдуга, которая, перемещаясь по торцу электрода,последовательно его переплавляла. Таким обра-зом удалось получить сварное соединение (рис. 5)с очень узким (около 2 мм) швом. Однако ка-чество сварного соединения оказалось неудовлет-ворительным из-за ограниченных возможностейметаллургического воздействия на металл шва.Избавиться от пористости и науглероживания швас помощью указанных выше изолирующих мате-риалов не удалось. Кроме того, даже в случаеприменения очень тонкого покрытия по мереплавления электрода в стыке неизбежно накап-ливался дефицит электродного металла, в резуль-тате чего в металле шва возникали дефекты в видепустот и несплавлений. Поэтому в дальнейшемтолщину сердечника электрода увеличили до

4…6 мм, что позволило выполнить в нем про-дольные каналы для подачи дополнительногоэлектродного металла. В качестве изолирующегоматериала применяли керамическое покрытиетолщиной 0,8…1,5 мм, в состав которого в оп-ределенном соотношении вводили оксиды, фто-риды и карбонаты, а также необходимые раскис-лители. Это позволило упростить требования ккачеству подготовки свариваемых кромок и сбор-ке стыка, обеспечить надежную изоляцию элек-трода и активно влиять на металлургические про-цессы в сварочной ванне.

На основе рассмотренных выше литературныхданных и результатов проведенных нами иссле-дований предложен новый способ однопроходнойдуговой сварки в узкий зазор, получивший наз-вание электродуговой сварки закладным электро-дом (рис. 6) [13, 14]. Суть этого способа сваркизаключается в следующем. Свариваемые деталибез разделки кромок собирают с некоторым за-зором, в который вводится изолированный пла-вящийся электрод с сердечником в виде пластинышириной, равной толщине деталей. Сердечникимеет продольные каналы, через них для компен-сации дефицита металла в процессе сварки по-даются присадочные проволоки или ленты. С обе-

Рис. 4. Схема сварки стыка пластин с зазором 1,5 мм: 1 — струбцина;2 — свариваемые части; 3 — источник тока; 4 — пластинчатыйэлектрод; 5 — электрическая дуга; 6 — сварной шов

Рис. 5. Вид стыка после электродуговой сварки закладным электро-дом (зазор — 1,5 мм)

Рис. 6. Схема электродуговой сварки закладным электродом: 1 —закладной электрод; 2 — присадочная проволока; 3 — формирующаянакладка; 4 — свариваемое изделие; 5 — сварочная ванна; 6 —сварной шов; 7 — подкладка; 8 — дуга

Рис. 7. Вид оплавленного торца закладного электрода при электроду-говой сварке металла толщиной 30 мм (толщина металлической частиэлектрода — 6 мм, покрытия — 1,2 мм)

46 6/2006

их сторон свариваемый стык закрыт формирую-щими накладками. Дуга возбуждается на нижнемконце закладного электрода и, перемещаясь поего торцу, горит в пространстве, ограниченномкромками свариваемых деталей и поверхностямиформирующих накладок. Под действием тепла,создаваемого дугой, происходит нагрев и плав-ление электрода, присадочного металла и кромоксвариваемых деталей, в результате чего образу-ется сварной шов. Несмотря на беспорядочное пе-ремещение по торцу электрода дуга обеспечиваетустойчивое и равномерное его плавление (рис. 7).Этот эффект можно объяснить исходя из прин-ципа Штеенбека [15], согласно которому дуга восновном горит там, где создаются условия для

ее функционирования при минимальном напря-жении. Одним из основных факторов, стимули-рующих перемещение дуги по торцу электрода,является увеличение расстояния между торцомэлектрода и сварочной ванной в результате егоплавления.

При этом способе сварки за счет использованияпластинчатого закладного электрода зазор междукромками составляет 8…12 мм при толщине сва-риваемых деталей 20…100 мм, благодаря чемуобеспечивается достаточно высокая производитель-ность процесса (суммарный коэффициент расплав-ления электродного и присадочного металла равен22 г/(А⋅ч)) и умеренное (25…50 кДж/см2) удель-

Т а б л и ц а 1. Сравнительные показатели различных способов сварки

Параметр Электродуговая сварказакладным электродом Электрошлаковая сварка

Электродуговая сварка спринудительнымформированием

Толщина металла, мм 20...100 20...200 12...60

Зазор, мм 8...12 20...40 12...25

Напряжение, В 24...30 36...55 28...48

Сварочный ток, А 400...1000 400...1200 300...700

Скорость сварки, м/ ч 2,0...8,0 0,5...2,2 1,0...7,0

Удельное время сварки, с/см2 1,0...5,0 2,3...20,0 2,4...13,0

Удельная энергоемкость, кДж/см2 25...50 100...400 40...150

Удельная материалоемкость, г/см2 6,3...9,4 15,7...31,4 9,4...19,6

Рис. 8. Макрошлифы соединений, полученных электродуговой сваркой закладным электродом (один проход) на стали 10ХСНД толщиной30 мм (а), 08Х17Н13М2Т толщиной 38 мм (б), 09Г2С толщиной 60 мм (в) и Ст3сп толщиной 60 мм (г)

6/2006 47

ное тепловложение. В табл. 1 приведены пока-затели нового способа сварки.

Электродуговая сварка закладным электродомопробована нами при сварке образцов из низко-углеродистых (Ст3), низколегированных (09Г2С,10ХСНД, 16Г2АФ) и высоколегированных кор-розионностойких (08Х18Н10Т, 08Х17Н13М2Т)сталей толщиной от 20 до 100 мм. Экспериментыпоказали, что предложенный способ сварки от-личается высокой надежностью и позволяет по-лучать сварные швы на сталях исследуемой тол-щины практически без дефектов — трещин, нес-плавлений, пор и шлаковых включений (рис. 8).Полученные сварные швы имеют механическиесвойства не ниже основного металла. Даже притемпературе испытания –60 °С металл шва, вы-полненного на низколегированных сталях, харак-теризуется высокой (70…80 Дж/см2) ударной вяз-костью, несмотря на минимальный уровень ле-гирования (табл. 2).

По нашему мнению, электродуговая сварка зак-ладным электродом найдет широкое применениепри изготовлении толстостенных (20…100 мм)сварных конструкций с относительно короткими(до 1000 мм) швами благодаря своей экономич-ности и простоте используемого оборудования.Она сможет стать альтернативой традиционнымспособам сварки.

Выводы1. Предложен новый способ автоматической од-нопроходной электродуговой сварки закладным

электродом металла толщиной 20…100 мм, ко-торый выполняется в вертикальном положениисвариваемых деталей и предназначен в основномдля сварки коротких (до 1000 мм) швов, в томчисле в монтажных условиях.

2. Применение пластинчатого плавящегосяэлектрода с изолирующим покрытием позволяетуменьшить зазор между свариваемыми кромкамидо 8…12 мм, благодаря чему значительно улуч-шаются технико-экономические показатели про-цесса сварки металла.

3. Компенсация дефицита электродного метал-ла при сварке может обеспечиваться как посте-пенной (по мере оплавления) подачей пластинча-того электрода к сварочной ванне, так и вводомчерез его каналы проволок или пластин.

4. Соответствие размеров пластинчатого изо-лированного электрода размерам стыка и особен-ности горения дуги (принцип Штеенбека) на торцепластинчатого электрода задают «программу» еесамостоятельного перемещения в узком зазоре,обеспечивающую равномерное оплавление кро-мок свариваемых частей и образование плотногошва. Это исключает необходимость примененияспециальных устройств для перемещения элект-рода вдоль стыка и значительно упрощает исполь-зуемое оборудование.

1. Технико-экономическое сопоставление различных спосо-бов сварки толстолистового металла / А. Н. Серенко,А. И. Патрикеев, В. А. Шаферовский и др. // Свароч. пр-во. — 1985. — № 12. — С. 3–5.

Т а б л и ц а 2. Химический состав (мас. %) и механические свойства (средние значения) металла шва, выполненного на различныхтипах сталей

Марка стали (толщина, мм)Массовая доля элементов, %

C Si Mn Cr Ni Mo Cu

10ХСНД (20) 0,08 0,52 1,14 0,32 1,10 0,41 0,28

10ХСНД (30) 0,09 0,44 1,19 0,29 1,21 0,46 0,26

Ст3сп (30) 0,13 0,37 0,98 0,11 0,07 0,04 —

Ст3сп (50) 0,11 0,35 0,92 0,09 0,12 0,07 —

09Г2С (60) 0,09 0,52 1,69 0,24 0,09 0,21 —

08Х17Н13М2Т (38) 0,04 0,82 0,97 19,0 12,10 1,86 —

Окончание табл. 2

Марка стали (толщина, мм)Механические свойства металла шва (средние значения)

σт, МПа σв, МПа δ5, %KCU, Дж/см2 KCV, Дж/см2

– 40 оС – 60 оС + 20 оС – 20 оС

10ХСНД (20) 415 585 28 — — 126 82

10ХСНД (30) 410 590 27 — — 105 78

Ст3сп (30) 365 490 29 78 — — —

Ст3сп (50) 362 485 39 86 — — —

09Г2С (60) 390 570 28 101 75 — —

08Х17Н13М2Т (38) 320 565 38 — > 360 — —

48 6/2006

2. Электрошлаковая сварка и наплавка / Под ред. Б. Е. Па-тона. — М.: Машиностроение, 1980. — 511 с.

3. Сварка в защитных газах соединений низкоуглеродистыхвысоколегированных сталей по щелевой разделке / В. К.Лебедев, Н. И. Каховский, В. С. Савченко, В. Ю. Кондрать-ев // Автомат. сварка. — 1977. — № 5. — С. 1–5.

4. Технологические возможности сварки под флюсом в уз-кий зазор среднелегированных сталей большой толщины/ Б. С. Касаткин, А. К. Царюк, Н. Е. Левенберг, Н. В. Пи-липенко // Там же. — 1984. — № 7. — С. 41–44.

5. Терещенко В. И., Либанов А. В. Выбор и применениеспособов сварки при изготовлении конструкций. — Ки-ев: Наук. думка, 1987. — 192 с.

6. А. с. 53628 СССР, МКИ В 23 К 09/09. Способэлектрической дуговой сварки / Ф. Ф. Пашенко. — За-явл. 16.06.37; Опубл 31.08.38.

7. Разработка нового способа туннельной дуговой сварки /К. Iiо, A. Osakto, K. Kobayashi, M. Коnishi // Kobe SteelEng. Repts. — 1974. — 24, № 3. — P. 93–99.

8. Пат. 3646312 США, МКИ В 23 К 35/22. Electrodes forwelding and the like / H. E. Сable, H. E. Cable. — Опубл.29.02.72.

9. Пат. 2115521 РФ, МКИ В 23 К 9/173 9/10. Способ элект-родуговой сварки изделий сложного профиля и устройс-

тво для его осуществления / И. В. Зуев. — Опубл.20.07.98.

10. Движение дуги в узком зазоре при дуговой сварке ме-таллов неподвижным плавящимся электродом / И. В. Зу-ев, В. Ф. Кубарев, В. О. Бушма, Р. В. Родякина // Техно-логия. Приклад. физика. — 1994. — № 3. — С. 3–7.

11. Размышляев А. Д., Багрянский К. В., Нестеренко К. А.Теплосодержание капель при дуговой наплавке // Сва-роч. пр-во. — 1972. — № 5. — С. 15–16.

12. Маликин В. Л., Фрумин И. И. Средняя температура сва-рочной ванны при наплавке ленточным электродом подфлюсом // Автомат. сварка. — 1977. — № 6. — С. 25–28.

13. Пат. 2219021 РФ, МКИ В 32 К 9.14, 35/36. Способ элек-тродуговой сварки плавящимся электродом и электроддля его осуществления / В. Г. Кузьменко, Г. В. Кузьмен-ко. — Опубл. 20.12.2003.

14. Пат. 68361 Україна, МПК В 23 К 9/2. Спосіб електроду-гового зварювання плавким електродом та електрод дляйого здійснення / В. Г. Кузьменко, Г. В. Кузьменко. —Опубл. 16.08.2004.

15. Лесков Г. И. Электрическая сварочная дуга. — М.: Ма-шиностроение, 1970. — 333 с.

Welding methods commercially applied to join heavy metal sections have been analysed. The advantages of introducingthe electrode metal into a joint prior to welding are noted, and the possibility of providing a stable arc in gaps less than2 mm in size is shown. It is suggested that the edge gap should be widened to 8-12 mm, and that the extra filler metalshould be introduced through channels in flat electrodes to compensate for the filler metal shortage. A new method isoffered for automatic one-pass electric arc welding of heavy metal sections, called embedded-electrode electric arc welding.Technical-economic characteristics of the new process are compared with those of the available processes, and examplesof its application for welding different grades of steels are given.

Поступила в редакцию 01.09.2005,в окончательном варианте 12.01.2006

ТЕХНОЛОГИЯ СВАРКИ ПЕНОАЛЮМИНИЯ

Пеноалюминий (ПА) характеризуется уникальным сочетанием таких свойств, которых се-годня не имеет ни один конструкционный материал – негорючесть, нетоксичность, низкиезвуко-, тепло- и электропроводность, малая гигроскопичность, легкость, хорошие обраба-тываемость и внешний вид. Особенно привлекательно выглядит ПА в сравнении с другимиматериалами по массе при условии одинаковой жесткости конструкции.

С целью расширения областей применения ПА и создания широкой номенклатурыизделий из него были проведены исследования с использованием различных видов сваркиплавлением. Получены соединениялистов ПА с монолитными алю-миниевыми сплавами различныхсистем легирования. В качествезаготовок использовали листы изПА плотностью 0,6...0,7 г/см3 тол-щиной 4 мм, полученные на основесплава 1995 (система легированияAl—Zn—Mg).

Результаты экспериментов по-казали, что соединение заготовок из ПА между собой с использованием сварки плавлениемне представляется возможным. Разработана технология соединения ПА через вставки изсерийных алюминиевых сплавов. Аналогичная схема соединения может применяться и вдругих сварных конструкциях, где используются заготовки, полученные как по традиционнойтехнологии, так и из ПА.

Разработаны различные схемы конструктивного оформления кромок для соединения за-готовок одинаковой и различных толщин.

Контакты: 03680, Украина, Киев-150, ул. Боженко, 11Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины, отд. № 7

Тел.: (38044) 287 44 06, факс: (38044) 287 12 83; 287 46 30

6/2006 49

УДК 621.791.927.5

ПОВЫШЕНИЕ КАЧЕСТВА НАПЛАВЛЕННОГО МЕТАЛЛАПРИ ПЛАЗМА-МИГ НАПЛАВКЕ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВ

В. В. ЧИГАРЕВ, д-р техн. наук, К. А. КОНДРАШОВ, канд. техн. наук, Н. А. ГРАНОВСКИЙ, асп.(Приазовский гос. техн. ун-т, г. Мариуполь)

Рассмотрены особенности плазма-МИГ наплавки алюминиевых сплавов. Выяснены условия образования неме-таллических включений оксидного характера в наплавленном металле, причиной которых является оксидная пленкана поверхности плавящегося электрода. Предложена схема установки для плазма-МИГ наплавки, работающая вимпульсном режиме и позволяющая удалять оксидную пленку с поверхности плавящегося электрода. Полученныерезультаты позволяют резко снизить количество неметаллических включений в наплавленном металле.

К л ю ч е в ы е с л о в а : плазма-МИГ, алюминиевые сплавы,неметаллические включения

Процессы плазменной сварки [1] и наплавки нахо-дят все более широкое применение в промышлен-ности. Одним из быстроразвивающихся методовплазменной наплавки является плазма-МИГ, име-ющая широкие технологические возможности ивысокую производительность вследствие интен-сивного нагрева плавящегося электрода внутриплазмотрона [2]. Для процессов плазма-МИГ свар-ки и наплавки разработано специализированноеоборудование [3].

Перспективно применение процессов плазма-МИГ наплавки изделий из деформируемых и ли-тейных сплавов на основе алюминия [4]. Этот про-цесс особенно эффективен при восстановлениимассивных деталей с большим объемом наплав-ленного металла. Однако, как показали исследова-ния, в последнем имеются неметаллические вклю-чения оксидного характера, отрицательно влияю-щие на рабочие характеристики наплавленногометалла [5]. Таким образом, имеется необходи-мость повышения качества наплавленного метал-ла при плазма-МИГ наплавке алюминиевых спла-вов путем уменьшения в нем неметаллическихвключений оксидного характера.

Целью работы является выяснение причин по-явления оксидных включений в наплавленном ме-талле при плазма-МИГ процессе и разработка ме-тодов их устранения. При сварке плавящимсяэлектродом в аргоне алюминия вследствие пере-хода капли через дуговой промежуток возможноокисление ее поверхности, что повышает требова-ния к газовой защите зоны сварки. В связи с этимв качестве плазмообразующего и защитного газовприменяли аргон особой чистоты, а плазмотронПМНА-3, разработанный в ПГТУ, дополнительнобыл оснащен защитным соплом диаметром 80 мм,имеющим сетчатые газовые линзы. Однако замет-

ного снижения количества оксидных включений внаплавленном металле не наблюдалось, что позво-лило сделать вывод о попадании последних в сва-рочную ванну в основном с поверхности плавяще-гося электрода. Это объясняется тем, что процесснаплавки алюминия, как правило, производится напостоянном токе обратной полярности. Изделие вданном случае является катодом, поэтому оксиднаяпленка с его поверхности вследствие эффекта катод-ного распыления удаляется очень хорошо. При этомнеплавящийся и плавящийся электроды являютсяанодами, вследствие чего оксидная пленка с плавя-щегося электрода не удаляется. При плавлении пла-вящегося электрода оксидная пленка переходит вванну, при кристаллизации которой образуютсявключения оксидного характера.

С целью обеспечения удаления оксидной плен-ки с поверхности плавящегося электрода непос-редственно в процессе наплавки кафедрой метал-лургии и технологии сварочного производстваПГТУ создана установка для плазма-МИГ наплав-ки (рис. 1). Как видно из рисунка, в цепь питаниядуги плавящегося электрода включены два сило-вых транзистора 5, 7, цепи управления которыхподсоединены к схеме управления, которая пооче-редно открывает транзисторы. При открытии од-

© В. В. Чигарев, К. А. Кондрашов, Н. А. Грановский, 2006

Рис. 1. Схема установки для плазма-МИГ наплавки: 1 — изделие;2 — сопло плазмотрона; 3, 4 — неплавящийся и плавящийся элек-трод; 5, 7 — силовые транзисторы; 6 — балластный резистор; 8 —схема управления силовыми транзисторами; 9, 10 — соответствен-но источник питания плазменной дуги и плавящегося электрода

50 6/2006

ного из них второй запирается (управление тран-зисторами противофазное). При отпирании тран-зистора 7 плавящийся электрод оказывается под-соединенным к источнику питания 9, при этом го-рит дуга «плавящийся электрод–изделие». Наприведенной диаграмме работы установки (рис. 2)этому процессу соответствует время t1. В моментt2 транзистор 7 запирается, а 5 открывается, приэтом плавящийся электрод через балластный ре-зистор 6 оказывается подсоединенным к изделию1, т. е. по отношению к неплавящемуся электродустановится катодом, в связи с чем происходит за-жигание дуги на участке «неплавящийся элект-род–плавящийся электрод». Ток дуги определяет-ся резистором 6. В этот момент (t2) происходиткатодная очистка поверхности плавящегося элек-трода.

Данные, приведенные в работе [6], показыва-ют, что для эффективной катодной очистки повер-хности изделия из алюминия возможно примене-ние противофазного импульсного тока с длитель-ностью импульсов тока прямой полярности 19 иобратной полярности 3 мс. Эти данные были при-няты за основу.

Наплавку производили на пластины из элек-тротехнического алюминия толщиной 12 ммпроволокой марки СвАК5 диаметром 1,6 мм наследующих режимах:

ток дуги плавящегося электрода, А ......................... 240напряжение дуги плавящегося электрода, В ............ 22ток плазменной дуги, А ............................................ 125напряжение плазменной дуги, В ................................ 38диаметр канала сопла, мм ............................................. 6скорость сварки, м/ч .................................................... 18расход плазмообразующего газа, л/мин .................. 8,8расход защитного газа, л/мин .................................... 52время t1, мс ................................................................... 19время t2, мс ..................................................................... 3ток в момент t2, А ........................................................ 30

Измерение токов плавящегося и неплавящего-ся электродов проводили электронными осциллог-рафами. Поскольку плавящийся электрод погру-жен в столб плазменной дуги, дополнительныхмер по повторному возбуждению дуги после отра-ботки импульсов t1 и t2 не требуется, в начале каж-дого из режимов времени t1 и t2 дуга зажигаетсястабильно.

С целью оценки зоны катодной очистки на пла-вящемся электроде мундштук для подачи послед-него вынимали из плазмотрона, а на его местовставляли заглушку с закрепленной в ней алюми-ниевой шиной сечением 3,0 1,6 мм. Шина прохо-дила через весь канал сопла и выходила на 3 ммза его пределы. Источник питания 9 дуги плавя-щегося электрода отключался. После возбужденияплазменной дуги начинала работать схема управ-ления 8, которая по отсчету пятидесяти импульсов,

подаваемых на транзистор 5, автоматически отклю-чалась, при этом отключалась вся установка. Послеэтого заглушку с закрепленной в ней алюминиевойшиной извлекали и осматривали с целью оценки эф-фективности катодной очистки по площади очи-щенного металла. Количество неметаллическихвключений определяли металлографическим путемна микрошлифах площадью 1 см2, вырезанных изнаплавленного металла (рис. 3).

Применяя разработанный в ПГТУ универсаль-ный однофазный источник питания, имеющий об-щий силовой трансформатор с отдельными вто-

Рис. 2. Диаграмма работы установки: а, б — соответственно токтранзистора 7 и 5; в, г — ток соответственно плавящегося и неп-лавящегося электрода

Рис. 3. Микроструктура с неметаллическими включениями метал-ла ( 200), наплавленного плазмотроном ПМНА-3 в стандартномисполнении (без увеличенного сопла для подачи защитного газа).Режим наплавки непрерывный

6/2006 51

ричными обмотками для питания плазменной ду-ги и дуги плавящегося электрода, обнаружены не-достатки, присущие режиму горения дуги 19 мс ипаузе в ее горении 3 мс. При таком цикле работыв обмотке трансформатора, питающей дугу плавя-щегося электрода, появляется постоянная состав-ляющая, которая вызывает подмагничивание сер-дечника трансформатора и нарушает нормальныйпроцесс наплавки, при этом появляются характер-ные вибрации силового трансформатора. Пос-леднее связано с тем, что длительность одного по-лупериода переменного тока составляет 10 мс, вто время как длительность цикла тока, потребляе-мого дугой плавящегося электрода от источникапитания, составляет Tу = t1 + t2 = 19 + 3 = 22 мс. Всвязи с этим одна полуволна питающего тока ис-пользуется полностью, а в другой имеется пауза3мс, которая и приводит к появлению постояннойсоставляющей в обмотке силового трансформато-ра, питающей дугу плавящегося электрода.

В связи с изложенным выше цикл работы уста-новки изменили. Длительность протекания токадуги плавящегося электрода 4 через силовой тран-сформатор 7 уменьшена до 7 мс (при сохранениивремени паузы 3 мс). При этом изменении процесснаплавки проходил стабильно с одновременнымснижением количества неметаллических включе-ний в наплавленном металле и увеличением пло-щади очистки образца-шины (рис. 4) внутри плаз-мотрона (таблица).

Установлено, что оптимальная фаза началавремени t2 цикла находится в пределах 20…70 эл.град. Именно при этих условиях в наплавленномметалле наблюдается практически полное отсутс-твие неметаллических включений оксидного ха-

рактера, а процесс наплавки проходит наиболеестабильно.

Перспективно продолжить исследования по оп-тимизации импульсных режимов плазма-МИГ нап-лавки алюминиевых сплавов, что позволитулучшить качество наплавленного металла и увели-чить производительность наплавки путем дополни-тельного нагрева плавящегося электрода дугойнеплавящийся электрод – плавящийся электрод.

Выводы1. Основным источником неметаллических вклю-чений оксидного характера в наплавленном метал-ле при плазма-МИГ наплавке алюминиевых спла-вов являются оксиды, находящиеся на поверх-ности электродной проволоки.

2. Импульсный режим горения дуги плавяще-гося электрода, при котором последний периоди-чески становится катодом по отношению к непла-вящемуся электроду, позволяет удалить оксиднуюпленку с поверхности плавящегося электрода иуменьшить количество неметаллических включе-ний в наплавленном металле.

3. Оптимальное соотношение времени горениядуги плавящегося электрода и времени его катод-ной очистки соответственно 7 и 3 мс, что позволя-ет наиболее полно удалять оксиды с поверхностиплавящегося электрода и применять в качестве ис-точника питания однофазный выпрямитель.

4. При применении однофазного выпрямителяоптимальной фазой начала катодной очистки яв-ляется 20…70 эл. град.

1. Макаренко Н. А., Гвоздецкий В. С. Плазменная сварка //Автомат. сварка. — 2000. — № 12. — С. 26–30.

2. Особенности плавления электродной проволоки при нап-лавке способом плазма-МИГ / В. В. Чигарев, Н. А. Мака-ренко, К. А. Кондрашов, Н. М. Воропай // Там же. — 2001.— № 8. — С. 12–15.

3. Универсальная установка для плазма-МИГ сварки и нап-лавки / А. Н. Корниенко, Н. А. Макаренко, К. А. Кондра-шов, А. В. Грановский // Свароч. пр-во. — 2001. — № 9.— С. 30–31.

4. Shevers A. Plasma-MIG lassen van aluminium kanvordelenbieden voven MIG lassen // Bedrijf en techn. — 1997. — 11,№ 98. — P. 140–142.

5. Газоэлектрическая сварка алюминиевых сплавов / С. Н.Киселев, В. А.Хаванов, В. В. Рощин, В. И. Таран. — М.:Машиностроение, 1972. — 176 с.

6. Млаховский В. А. Плазменная сварка. — М.: Высш. шк.,1974. — 80 с.

Peculiarities of plasma-MIG cladding of aluminium alloys are considered. As found, the cause of formation of oxide-typenon-metallic inclusions in the deposited metal is an oxide film on the consumable electrode surface. Suggested is thediagram of the plasma-MIG cladding unit, which operates in the pulsed mode and allows removal of the oxide film fromthe consumable electrode surface. The results obtained allow a dramatic decrease in the amount of non-metallic inclusionsin the deposited metal.

Поступила в редакцию 23.12.05

Рис. 4. Алюминиевый образец-шина после ее испытаний внутри плазмотрона

Влияние параметров цикла t1 и t2 на процесс очисткиповерхности образца-шины внутри плазмотрона и коли-чество неметаллических включений в наплавленном ме-талле

Значения t1 и t2, мсПлощадь очистки об-разца-шины внутриплазмотрона, мм2

Количество неметал-лических включенийна 1 см2 сечения нап-лавленного валика, шт.

t1 = ∞, t2 = 0 0 17...23

t1 = 19, t2 = 3 9...12 3...6

t1 = 7, t2 = 3 14...17 0...2

52 6/2006

УДК 621.791.927.6

МАГНИТНОЕ УПРАВЛЕНИЕ ПОТОКАМИНИЗКОТЕМПЕРАТУРНОЙ ПЛАЗМЫ В ПРОЦЕССАХНАНЕСЕНИЯ ГАЗОТЕРМИЧЕСКИХ ПОКРЫТИЙ

В. Н. ПАЩЕНКО, канд. техн. наук, С. П. СОЛОДКИЙ, инж. (НТУУ «Киевский политехнический институт»)

Исследована возможность управления пространственным расположением струи низкотемпературной плазмы путемналожения на начальный участок плазменного потока поперечного магнитного поля. Установлено, что основнымипараметрами, влияющими на угол отклонения струи, являются значения тока управляющего электромагнита иудельной энергии плазменной струи. Показано, что направление отклонения плазменного потока зависит от на-правлений магнитного потока в зоне взаимодействия и крутки газового потока.

К л ю ч е в ы е с л о в а : газотермическое нанесение пок-рытий, низкотемпературная плазма, плазменный поток,магнитное управление, плазменная струя, угол отклонения

Потоки низкотемпературной плазмы широко ис-пользуются в технологиях инженерии поверхнос-ти — при наплавке, напылении, закалке и др. Ра-циональная организация упомянутых технологи-ческих процессов невозможна без оперативногоуправления пространственным положением рабо-чего тела относительно объекта воздействия.

Особенно актуальна проблема взаимного прос-транственного размещения фаз (газообразной итвердой) в гетерофазном потоке при газотерми-ческом нанесении покрытий. В настоящее времяпреимущественно используют газодинамическиеи механические способы формирования необходи-мой исходной структуры газопорошкового потока— подача порошка через систему каналов, мани-пулирование параметрами транспортирующегогаза, варьирование местом и направлением вводадисперсного материала, сдувание или отсасыва-ние основной несущей струи потоком дополни-тельного вещества и пр. [1].

Между тем, наличие в потоке высокотемпера-турного газа определенного (часто довольно зна-чительного) количества движущихся заряженныхчастиц позволяет (теоретически) для коррекциинаправления их движения использовать электро-магнитные поля. Последние достаточно широкоприменяют в сварочных процессах с целью управ-ления объектами, через которые протекает элект-рический ток. Работы в указанном направленииведутся в ИЭС им. Е. О. Патона и НТУУ«Киевский политехнический институт».

Новой областью применения магнитного уп-равления могут быть потоки низкотемпературнойплазмы.

Содержание заряженных частиц в объеме вы-сокотемпературного газа, в частности плазменной

струи, зависит от достигнутых температур. Приэтом в реальных условиях распределение темпера-туры по сечениям потока низкотемпературнойплазмы происходит неравномерно.

Температура на оси плазменной струи, как пра-вило, в несколько раз превышает ее среднемассо-вую температуру. Так, при среднемассовой темпе-ратуре струи 2000…4000 К температура в приосе-вой зоне может составлять (9…20)⋅103 К [2].

Косвенно это подтверждается результатами из-мерений распределения температуры и энтальпийпо сечению плазменных струй воздуха и смесивоздуха с углеводородными газами [3]. Согласнопроведенным измерениям температура на осиплазменной струи составляет (3,5…4,0)⋅103 К надистанции 40 мм, а характер зависимости темпе-ратуры от расстояния, измеряемого от среза соплаплазмотрона, позволяет считать, что осевая темпе-ратура будет равна (9…12)⋅103 К.

Такой уровень температуры предполагает на-личие значительного количества ионизированныхкомпонентов плазмообразующего газа в пределахначального участка плазменной струи. Термоди-намические расчеты зависимости состава воздуш-ной плазмы и плазмы продуктов сгорания углево-дородных газов от температуры [4] свидетельству-ют о существенном возрастании содержанияэлектронного газа при температуре более 7000 К.Например, при 9000 К оно составляет 1 об. %, апри 12000 К — 12 об. %. Одновременноувеличивается содержание положительных од-нократно ионизированных ионов N+, O+ (воздуш-ная плазма), C+, H+, N+, O+ (плазма смеси воздухас углеводородными газами).

Наличие движущихся заряженных компонен-тов плазмообразующей среды создает предпосыл-ки для использования магнитных полей с цельюуправления траекторией движения определеннойчасти потока низкотемпературной плазмы, а через

© В. Н. Пащенко, С. П. Солодкий, 2006

6/2006 53

нее — для коррекции пространственного положе-ния всей плазменной струи.

Исследование влияния магнитного поля на по-токи низкотемпературной плазмы проводили наэкспериментальной установке, состоящей из гене-ратора низкотемпературной плазмы и магнитнойсистемы, совмещенной с сопловой частью плаз-мотрона (рис. 1).

Эксперименты проводили на дуговом генера-торе плазмы линейной схемы с вихревой подачейплазмообразующего газа и автогазодинамическойстабилизацией длины дуги, использующем в ка-честве плазмообразующего газа воздух или смесьвоздуха с углеводородными газами. Ток дугиизменяли в диапазоне 130…200 А при общеймощности плазмотрона 18…22 кВт. Расходплазмообразующего газа составлял 3,5…5,0 м3/ч.

Управляющая магнитная система представляласобой электромагнит постоянного тока в виде ка-тушки, намотанной медным проводом на ферро-магнитный П-образный сердечник. Электромаг-нит неподвижно зафиксирован относительно соп-ловой системы плазмотрона таким образом, чтобы

начальный участок плазменной струи находилсямежду полюсами электромагнита.

Направление потока и значение магнитной ин-дукции задавали исходя из направления тока,егозначения в катушке и изменяли по заданной цик-лограмме с помощью системы управления элект-ромагнитом. Пространственное положение плаз-менной струи фиксировали цифровой видеокаме-рой с автоматической регулировкой яркости.

В качестве переменных параметров использо-вали ток в электромагните Iэ.м, ток дуги IД и дав-ление плазмообразующего газа pп.г. Диапазон из-менения этих параметров в процессе эксперимен-та определяли следующими факторами: возмож-ностями магнитной системы — 5 < Iэ.м ≤ 15 А;допустимым током термохимического катодаплазмотрона (верхний предел) и возможностямиисточника питания (нижний предел) — 130 ≤ Iд≤ 200 А; условиями устойчивого горения дуги впределах дугового канала, зависящими от расходаплазмообразующего газа (2,5 м3/ч — нижний пре-дел, соответствующий втягиванию дуги в узкуючасть дугового канала, и 5 м3/ч — верхний предел,соответствующий выносу части дуги за пределыканала). Изменению расхода при обработке ре-зультатов поставлено в соответствие изменениедавления плазмообразующего газа в диапазоне 0,3≤ pп.г ≤ 0,5 МПа.

Обработку результатов измерений (цифровыеснимки потока плазмы) проводили с помощью па-кета прикладных программ «Photoshop 7» путемналожения нескольких изображений и измеренияугла отклонения оси плазменного потока при воз-действии магнитного поля относительно оси пото-ка плазмы в отсутствие поля.

На рис. 2, а представлено изображение струиплазмотрона под действием магнитного поля сфиксированным направлением магнитной ин-дукции. Изменение направления тока в электро-магните управляющей системы приводит к откло-нению струи плазмотрона в противоположную

Рис. 1. Схема расположения генерирующей и управляющей сис-тем экспериментальной установки: 1 — плазмотрон; 2 — элект-ромагнит; 3 — объект управления (струя низкотемпературнойнетоковедущей плазмы)

Рис. 2. Совмещенные снимки воздушной плазменной струи в отсутствие магнитного воздействия и при его наличии: а, б — направлениемагнитной индукции соответственно справа налево и слева направо; в — попеременное изменение направления постоянного тока вуправляющем электромагните; 1 — выходной электрод плазмотрона; 2 — полюса электромагнита; 3 — плазменная струя

54 6/2006

сторону, практически на такой же угол (рис. 2, б).На рис. 2, в представлен результат совмещениятрех изображений в отсутствие и при наличии по-ля разной полярности.

Угол отклонения плазменной струи α (в однусторону от исходного положения) увеличивался сповышением тока в электромагните и тока дуги иуменьшался при повышении расхода плазмообра-зующего газа (рис. 3).

Повышение тока электромагнита вызываетвозрастание магнитной индукции в зоне взаимо-действия и в соответствии с формулой Лоренцаувеличение силы, которая действует на заряжен-ную движущуюся частичку.

Увеличение тока дуги или уменьшение расходаплазмообразующего газа (а также их одновремен-ное изменение) при неизменных других парамет-рах повышает удельную мощность на единицуобъема плазмообразующего газа. Соответству-ющее этому повышение температуры плазмы при-водит к увеличению содержания заряженных час-тиц и скорости их движения, а значит, и эффектив-ности воздействия магнитного поля на плазмен-ный поток.

В исследованном диапазоне изменения пара-метров режима работы плазмы суммарный уголотклонения плазменной струи (в обе стороны отсреднего положения) составляет 11…12°.

Аппроксимация полученных эксперименталь-ных кривых позволила получить эмпирическуюзависимость угла отклонения плазменной струи αот упомянутых выше параметров режима работыгенератора плазмы в исследованных диапазонах:

α = 0,886 (Iэ.м)

0,41(Iд – 116,6)0,175

(27,14pп.г – 7,14)0,24 .

В связи со сложностью и многофакторностьюпроцессов, происходящих при магнитном воз-действии на движущийся поток закрученного газа,трудно составить полную физическую картину ха-рактера движения частичек газового потока (в томчисле и нейтральных). Необходимы дополните-льные исследования поведения плазменных струйв поперечном магнитном поле при различных зна-чениях крутки газового потока с учетом взаимногоположения магнитной системы и токоведущихучастков столба дуги, результаты которых позво-лят выявить природу экспериментально установ-ленных фактов.

Экспериментальное подтверждение возмож-ности магнитного управления пространственнымположением плазменной струи наряду с альтерна-тивными методами управления открывает допол-нительные перспективы для организации, нап-ример, процессов модификации поверхностныхслоев изделий или нанесения плазменных покры-тий, в том числе сложной макроструктуры.

Выводы

1. Наложение на плазменную струю поперечногомагнитного поля приводит к отклонению направ-ления движения газового потока.

2. Угол отклонения плазменной струи опреде-ляется параметрами режима работы генератораплазмы и управляющей магнитной системы и сос-тавляет 5…6°.

3. Пространственная ориентация плоскости, вкоторой наблюдается отклонение плазменнойструи, зависит от направлений магнитного потокаи крутки газового потока.

1. Пащенко В. М. Обладнання для газотермічного нанесенняпокриттів: Навч. посіб. — К.: ІВЦ «Політехніка», 2001. —416 с.

2. Сурис А. Л. Плазмохимические процессы и аппараты. —М.: Химия, 1989. — 304 с.

3. Пащенко В. М., Солодкий С. П. Дослідження впливу гео-метричних та режимних параметрів плазмотронів ізкомбінованим підведенням енергії на температурні ташвидкісні поля плазмового струменя // Наук. вісті НТУУ«КПІ». — 2005. — № 2 (40). — С. 72–79.

4. Карп И. Н., Марцевой Е. П., Пащенко В. Н. Математичес-кое моделирование нагрева и движения частиц в плазмен-ной струе // Хим. технология. — 1985. — № 6. — С. 27–33.

The paper studies the possibility of controlling the spatial position of a low-temperature plasma jet by superposition of atransverse magnetic field on the initial region of the plasma flow. It is established that the main parameters influencingthe angle of the jet deviation, are the controlling electric magnet current and specific energy of the plasma jet. It is shownthat the direction of plasma flow deviation depends on the directions of the magnetic flow in the interaction zone anddirection of the gas flow twist.

Поступила в редакцию 15.12.2005,в окончательном варианте 06.02.2006

Рис. 3. Зависимость угла отклонения плазменной струи от пара-метров тока электромагнита (1), тока дуги (2) и давления плазмо-образующего воздуха (3)

6/2006 55

Разработки фирмы «ФРОНИУС»Сварка металлическим электродом + сварка неплавящимся электродом

в инертном газе

Область применения

Для особо мобильного использования при монтажных и ремонтных работахв самых жестких условиях эксплуатации.

НОВОСТИ

TransPocket2500, 3500

TransPocket2500 TIG,3500 TIG

Перечень основных возможностей TP 2500 TP 2500 TIG TP 3500 TP 3500 TIGФункция «анти-стик» для ММА • • • •

Сварка ВИГ — возбуждение дуги прикосновением • •

Пригодность к работе с электродами с целлюлозным покрытиемпри сварке вертикального шва сверху вниз

• • • •

Дистанционное управление • •

Проверка наличия газа •

Пригодность к работе от генератора • • • •

Функция «Hot start» (кратковременное увеличение сварочноготока)

• • • •

Микропроцессорное управление • • • •

Управляемый температурой вентилятор • • • •

Пылезадерживающий фильтр • • • •

Комфортабельная автоматическая остановка сварочного процесса ТCS

• •

Бесступенчатая настройка сварочного тока через сварочную горелку

• •

Защита от превышения температуры • • • •

Настраиваемые параметрыДинамика • • • •

Бесступенчатая регулировка сварочного тока • • • •

Вертикальная характеристика • • • •

Импульсная дуговая сварка TIG • •

Технические характеристики

Параметр TP 2500 TP 2500 TIG TP 3500 TP 3500 TIG

Напряжение сети(+/- 15 %), В

3 380 3 380 3 380 3 380

Диапазон свароч-ного тока, А

10...250 10...250 10...350 10...350

Сварочный ток(10 мин/40 °С,ПВ 35 %), А

250 250 350 350

Масса, кг 12,5 12,5 18 18

56 6/2006

УДК 621.79(088.8)

ПАТЕНТЫ В ОБЛАСТИ СВАРОЧНОГО ПРОИЗВОДСТВА*Горелка для дуговой сварки в защитных газах,отличающаяся тем, что дополнительно содержит механизмподачи электродной проволоки в виде протяжной головки иэлектродвигателя с полым валом, установленных вцентральной части несущего элемента корпуса — продольнойтокопроводной планки, на краях которой закрепленыпередний и задний фланец. Приведены и другиеотличительные признаки горелки. Патент Украины 74709.Б. И. Мартыненко, С. М. Сверчков, Ф. М. Диденко и др. (ОАО«Украинский НИИ технологии машиностроения) [1].

Устройство для сварки неповоротных стыков, отличаю-щееся тем, что дополнительно включает размещенные напланштайбе протяжную головку и специальный желоб, кото-рые обеспечивают прецизионную подачу проволоки в зонусварки, при этом механизм подачи присадочной проволокисодержит кассету с проволокой, электродвигатель с полымвалом и гибкий полый вал, соединенный с протяжной голов-кой. Патент Украины 74658. Б. И. Мартыненко, С. М. Свер-чков, Ф. М. Диденко и др. (То же) [1].

Способ термической резки металлических листов,отличающийся тем, что плазменный резак перемещают спомощью портала и каретки до совмещения оси плазменногорезака с центром вырезаемого отверстия и после остановкиприводов портала и каретки перемещают плазменный резакв горизонтальном направлении относительно каретки на рас-тояние, равное радиусу вырезаемого отверстия, после чеговращают плазменный резак вокруг вертикальной оси, прохо-дящей через центр вырезаемого отверстия, и при включенномплазменном резаке вырезают круглое отверстие. Декла-ративный патент Украины 11843. В. А. Найдорф (ООО Опыт-ный завод технологического оснащения «Никком») [1].

Машина для термической резки металлических листов,отличающаяся тем, что она оснащена средствами для лине-йного горизонтального перемещения плазменного резакаотносительно каретки и вращения его вокруг вертикальнойоси. Декларативный патент Украины 11849. В. А. Найдорф(То же) [1].

Устройство для формирования соединения при контакт-ной стыковой сварке трубы с заглушкой, отличающеесятем, что часть изоляционного элемента обоймы, состоящейиз изоляционного и металлического элементов, размещенамежду токоподводом и кольцевым упором-холодильником, атолщина участка внутреннего диаметра кольцевого ме-таллического элемента обоймы выполнена такой величины,которая равна сумме толщины одной пластины кольцевогоупора-холодильника и величины заглубления торца трубы всередину участка металлического элемента обоймы. Декла-ративный патент Украины 12191. Н. А. Лаврентьев, В. С.Красноруцкий (ННЦ «Харьковский физико-техническийинститут») [1].

Установка для лазерной сварки трубопроводов, отличаю-щаяся тем, что сварочная головка, лазер или как минимумизлучатель лазера соединены механически между собой и вы-

полнены с возможностью размещения в середине трубопро-вода, а каждое гнездо магазина оснащено штангой подводакоммуникаций с размещенным на ее конце механизмомсоединения и разъединения коммуникаций с лазером и сва-рочной головкой в середине приваренной трубы. Декла-ративный патент Украины 12315. И. Ю. Новикова (ЗАО«КЭМЗ «Сварка») [1].

Гратосниматель, отличающийся тем, что он имеет вставлен-ное по ходу металла возле первого опорного ролика защитноеустройство, экран и открытый короб с наклонным днищем иразновеликими боковыми стенками. Приведены и другиеотличительные признаки. Декларативный патент 12216. С. А.Гриценко, Ю. В. Сусь, И. А. Евгиненко и др. (ЗАО «Новок-раматорский машиностроительный завод») [1].

Электросварочный аппарат, содержащий первый источникпитания с первым выходом, создающий первый выходнойпеременный ток между электродом и свариваемой деталью,и второй источник со вторым выходом, создающий второйвыходной переменный ток между электродом и свариваемойдеталью, при этом электросварочный аппарат представляетсобой систему дуговой электросварки для создания сварочнойдуги переменного тока между электродом и деталью. Приве-дены и другие отличительные признаки. Патент Украины74884. В. С. Хьюстон, Р. К. Майерз, Е. К. Става (ЛинкольнГлобал, Инк., США) [2].

Способ дуговой двухпроходной сварки кольцевого стыкатруб без скоса кромок неплавящимся электродом взащитном газе, отличающийся тем, что неполными проплав-лениями с внешней и внутренней стороны при вращении коль-цевого стыка образуют полный, сплошной по всей толщинекромок проплав, для чего на поверхность кромок наносятактивированный флюс и поддерживают энергию сварки небольше 0,95 на каждом проходе и не меньше 1,20 на обоихпроходах от погонной энергии для сквозного проплавления.Патент Украины 74936. В. М. Кулик, М. М. Савицкий, А. Ф.Лупан и др. (ИЭС им. Е. О. Патона) [2].

Установка для контактной стыковой сварки трубчатойоболочки с заглушкой, отличающаяся тем, что зажим элек-трододержателя заглушки выполнен в виде ползуна, а упор-ный элемент выполнен охватывающим ползун электрододер-жателя и закреплен на корпусе — направляющем последнегосо стороны сварочной камеры, при этом на торцевой повер-хности упорного элемента, повернутой к стакаподобномукорпусу, а также между упорным элементом и ползуномэлектрододержателя размещены уплотнительные элементы.Патент Украины 65292. Н. А. Лаврентьев, Н. Н. Белаш, В. С.Красноруцкий (ННЦ «Харьковский физико-техническийинститут») [2].

Состав покрытия для защиты поверхности от налипаниябрызг расплавленного металла, отличающийся тем, что вкачестве углеродсодержащих соединений содержит бурыйуголь и сахар, а также дополнительно едкий натр и воду приследующем соотношении компонентов, мас. %: 10…20 бу-рого угля; 1,0…4,0 едкого натрия; 10…20 сахара; остальноевода. Патент Украины 64435. В. А. Кучеренко, О. В. Погреб-ной (ООО «Торгово-промышленная компания «Партнер») [2].* Приведены сведения о патентах Украины, опубликованных в

официальном бюллетене «Промислова власність» за 2006 г. (в квадрат-ных скобках указан номер бюллетеня).

6/2006 57

Способ электродуговой наплавки двумя автоматами,отличающийся тем, что токоподвод дополнительноосуществляют до середины детали, а величину тока, текущегодо середины, устанавливают в зависимости от тока, которыйтечет до концов, в соответствии с выражением: I == (1,3…1,6)I1, A, где I — величина тока, текущего досередины детали, А; I1 — величина тока, текущего до концадеталей, А. Патент Украины 75256. В. С. Бойко, С. В.Щетинин, В. В. Климанчук и др. (Приазовский ГТУ, ОАО«Мариупольский меткомбинат им. Ильича») [3].

Модификация поверхности, которая включает приведениев относительное движение изделия и мощного пламени впересекающем направлении, чтобы подвергнуть влияниюмощного пламени ряд местоположений на изделии; и в каж-дом местоположении приведения мощного пламени вдвижение в множестве направлений по отношению к изделиюосуществляют заблаговременно заданным образом, за счетчего в каждом местоположении материал изделия плавят иперемещают под действием мощного пламени так, чтобысформировать заглубление или отверстие. Патент Украины75144. Б. Г. И. Данс (Дзе Велдинг Инститьют, Велико-британия) [3].

Порошковая проволока для подводной сварки стали17Г1С, отличающаяся тем, что оболочка ее выполнена изтехнически чистого никеля, а сердечник дополнительно со-держит фторид кальция, фторцирконат калия, полевой шпати алюминий при следующем соотношении компонентов,мас. %: 8…10 фторцирконата калия; 4…10 полевого шпата;4…6 алюминия; остальное — фтористого кальция, при этомкоэффициент заполнения порошковой проволоки составляет22…25 %. Патент Украины 75174. С. Ю. Максимов, А. Г.Радзиевская, А. Г. Пирогов (ИЭС им. Е. О. Патона) [3].

Способ сварки термитным карандашом, который прово-дят с помощью электрода, изготовленного из стальной про-волоки и покрытого мелким мелом на силикатном клее, приэтом термический карандаш также изготовляют из стальнойпроволоки, покрывают ее алюминиевыми и железнымиопилками на силикатном клее, а на конце карандаша выпол-няют забравку из бертолетовой соли на силикатном клее, ко-торая инициирует горение и сварку металлов. Декларативныйпатент Украины 13200. Н. Р. Набок [3].

Экзотермический стержень для подводной кислородно-термической резки металлов с автономным зажиганием,отличающийся тем, что головная часть стержня содержит го-рючую шашку, длина которой составляет 0,1…0,2 длиныстержня, причем отмеченная шашка имеет центральноеотверстие диаметром 1…3 мм и содержит капсуль-инициатор.Приведены и другие отличительные признаки. Декла-ративный патент Украины 12966. Б. В. Лебедев, В. Г. Лебедев,А. П. Рудинский [3].

Экзотермический стержень для подводной кислородно-термической резки металлов, отличающийся тем, что внут-ренний диаметр трубы (корпус длиной до 500 мм) составляет

10…18 мм, элементы, горящие в кислороде, представляютсобой шашки, высота которых не больше двух их диаметров,прессованных из порошков материалов, горящих в кислородес высокой удельной теплотой сгорания, причем отмеченныешашки соединены между собой таким образом, что хвостоваячасть предыдущей шашки соединяется с основной частьюпоследующей шашки, образуя сплошной стержень. Декла-ративный патент Украины 12967. Б. В. Лебедев, В. Г. Лебедев,А. П. Рудинский [3].

Стержень для подводной кислородно-термической резкиметаллов в технологической оболочке, отличающийся тем,что внутренний диаметр оболочки составляет 8…18 мм, одинили несколько элементов из материала, горящего в кислородес высокой удельной теплотой сгорания, расположены в обо-лочке, имеют центральное удлиненное отверстие диаметром1…3 мм, а стержень может иметь произвольную длину ипроизвольное сечение. Декларативный патент Украины12968. Б. В. Лебедев, В. Г. Лебедев, А. П. Рудинский [3].

Экзотермический стержень для подводной кислородно-термической резки выполнен из прутка произвольногосечения, который вписывается в круг диаметром 6…16 мми с внутренним центральным отверстием диаметром 2…3 мм,изготовленный путем прокатки, прессования или литья изматериала, горящего в кислороде с высокой удельной темпе-ратурой горения, например, из магния, алюминия, титанаи/или других сплавов. Декларативный патент Украины 12969.Б. В. Лебедев, В. Г. Лебедев, А. П. Рудинский [3].

Экзотермический стержень для подводной кислородно-термической резки металлов, отличающийся тем, что внут-ренний диаметр трубы (корпус длиной до 500 мм) составляет10…18 мм, а проволоки, горящие в кислороде, занимают0,7…0,9 внутреннего объема трубы и имеют диаметр0,2…1 мм. Декларативный патент Украины 12970. Б. В. Ле-бедев, В. Г. Лебедев, А. П. Рудинский [3].

Способ электрошлаковой наплавки, отличающийся тем,что наплавку ведут под углом 10…75° к горизонтальнойповерхности, при этом наплавленную заготовку вращаютотносительно кристаллизатора, а последний перемещаютвдоль напыляемой заготовки со скоростью, определяемойдатчиком контроля уровня жидкого металла, а плавящийсяэлектрод цилиндрической формы подают в жидкую ванну сзаданной скоростью, обусловленной режимом процесса на-плавки. Декларативный патент Украины 13365. А. В. Попов,Б. А. Попов (ЧФ «Латимерия») [3].

Прижимное устройство, отличающееся тем, что механизмнатяжения гибкого элемента выполнен в виде гибких тяг, рас-положенных параллельно одна другой и закрепленных спомощью осей на пространственной раме, по краям в ееушках, а посредине — с помощью ценных тяг. Приведены идругие отличительные признаки. Декларативный патентУкраины 13158. Н. В. Шабалдак, О. Е. Шканов (ОАО «Го-ловной специализированный КТИ») [3].

58 6/2006

RIVISTA ITALIANA DELLA SALDATURA (Италия) 2005. — An. LVII. — № 4 (Luglio-Agosto) (итал. яз.)

Pekkari B. Сварка и соединение в будущем, с. 493–500.Lauro A. et al. Экспериментальная методика Американ-

ского института нефти по выполнению надзора и техобс-луживанию надземных резервуаров-хранилищ, c. 505–512.

Menin R. Новейшее решение для сварки CO2-лазером ку-зовов автомобилей — установка « Agilaser», c. 515–519.

Baratta F., Iovacchini M. Системы компьютеризирован-ной томографии как инструмент неразрушающего контроля,c. 523–533.

Costa L. Сварка и ее опасность для здоровья —национальный и международный обзор, c. 535–545.

Farrar J. C. M. Измерение числа феррита в реальныхсварных изделиях (окончательный отчет), c. 549–557.

SCHWEISS-& PRUЕFTECHNIK (Австрия) 2005. — № 7 (нем. яз.)

Разрушение сварных соединений, c. 99–105. Автофургон успешно заменяет сварку МАГ пайкой МИГ,c. 105.

SCHWEISS-& PRUFTECHNIK (Австрия) 2005. — № 8 (нем. яз.)

Winkler F. Экономическое применение соединительнойпорошковой проволоки, подводящей шлак, c. 115–117.

Высокопрочные стали для гидроэлектростанций, с. 126–128.

SCHWEISSEN und SCHNEIDEN (Германия) 2005. — № 6 (нем. яз.)

Hartman G. F. Хороший опыт с кооперациейпредприятий, с. 240.

Разрабатывается новая стратегия стандартизации в Гер-мании, с. 242.

Обеспечивать и совершенствовать качество подготовкиинженеров, с. 242–243.

Weigert J. Изготовление охлаждающих панелей методомэлектронно-лучевой сварки, c. 244–245.

Монтаж стального навеса сооружения для культурныхмероприятий, c. 245.

Цифровая высокопроизводительная сварка открываетновые перспективы, c. 246.

Система контроля качества в реальном масштабе временидля лазерной сварки термопластов, c. 246–247.

Muller M. et al. Допуски на технологию лазерной сварки-пайки без флюса, c. 250–255.

Sitte G. Сварка алюминиевых сэндвич-композитов, c. 256–263.

Kranz B., Dilger K. Распространение концепции струк-турных напряжений на сварные соединения в алюминиевыхконструкциях с надрывами не на переходе от шва к основномуметаллу, с. 264–267.

Aichele G. Из истории сварочной техники: нужно липереписывать историю сварочной техники?, c. 268–270.

* Раздел подготовлен сотрудниками научной библиотеки ИЭС им. Е. О. Патона. Более полно библиография представлена в Сигнальной инфор-мации (СИ) «Сварка и родственные технологии», издаваемой в ИЭС и распространяемой по заявкам (заказ по тел. (044) 287-07-77, НТБ ИЭС).

6/2006 59

О работе службы информации — «Обзор литературы посварке и родственным способам», c. 270–273.

О работе службы информации — «Обзор литературы понеразрушающему контролю», c. 274–277.

Переработка ISO 5817 и ISO 10042, c. 278.Zwatz R. Требования к аттестации персонала — сварка

и родственные процессы, c. 280–281.

SUDURA (Румыния) 2005. — Vol. XV, № 4 (румынск. яз.)

Dumbrava D. et al. Экспериментальное исследование ианалитические оценки остаточных напряжений при сваркеалюминия, с. 5–12.

Knopp N., Killing R. Высокотемпературная дуговая пайкаоцинкованных тонких листов — надежно и экономично (Ч. 2),c. 13–17.

Lorenz H., Killing R. Синергетическая настройка устано-вок для сварки вольфрамовым электродом в инертном газе,c. 18–20.

Vanschen W. Плазменная резка. Ч. 1: Принцип, геометриясопла, газы, c. 21–23.

Aichele G., Bar M. Орбитальная сварка — решение оченьсложных задач (Ч. 1), c. 27–30.

SUDURA (Румыния) 2005. — Vol. XV, № 5 (рум. яз.)

Cocard M., Grozav I. Оптимизация способов сваркиполиэтиленовых труб РЕ 80 с помощью метода RSD (планаэкспериментов на поверхности отклика), с. 5–13.

Kreye H., Stoltenhoff T. Холодное напыление для полу-чения низкооксидных металлических покрытий, c. 15–18.

Saggau R. et al. Коррозия деталей из нержавеющей стали,вызванная побежалостью, c. 19–22.

Storch W. et al. Ремонт ротора турбины с помощью на-плавки, c. 23–27.

Herman J. Механизированная сварки ТИГ алюминиевыхматериалов с применением асимметричного переменноготока, c. 30–32.

TRANSACTION of JWRI (Япония) 2005. — Vol. 34, № 1 (англ. яз.)

Ikeuchi K. et al. Влияние реакционного слоя на поверх-ности раздела на прочность соединения, выполненного свар-кой трением, с. 1–10.

Ueyama T. et al. Высокоскоростная сварка листовой сталис помощью установки для импульсной сварки металлическимэлектродом в среде защитного газа последовательнымидугами, c. 11–18.

Abe N. et al. Микросварка тонкой фольги из нержавеющейстали с использованием прямого диодного лазера, c. 19–23.

Zhang J., Kobayashi A. Спектроскопический анализ мощ-ной плазмы для распыления при выполнении термобарьерныхпокрытий, c. 25–30.

Kobayashi A., Ishibashi N. Основные характеристикиплазменного генератора нового типа, c. 31–35.

Shibayanagi T. et al. Контроль процесса роста зерен ме-тодом локального нагрева, c. 37–42.

Shanmugavelayutham G., Kobayashi A. Влияние пара-метров обработки на микроструктуру и механические свой-ства композиционных циркониево-корундовых покрытий,полученных газотермическим напылением туннельного типа,c. 43–47.

Kobayashi A., Jiang W. Получение титаново-гидроксиапатитовых фотокаталитических покрытий спомощью плазменного напыления наноструктурного порош-ка, c. 49–53.

Chaichanawong J. et al. Влияние гранулометрическогосостава композиционных порошков LSM/YSZ на микрострук-

туру и характеристики катодов в виде твердых оксидныхтопливных элементов, c. 55–59.

Miyamoto Y. et al. Локализация электромагнитных волнв световых фракталях, c. 61–65.

El-sheikhy R., Naka M. Анализ трехмерных разрушенийхрупких композитов, c. 67–73.

El-Sheikhy R., Naka M. Разрушение под воздействиемтрехосных нагрузок, c. 75–83.

El-Sheikhy R., Naka M. Анализ разрушения анизотроп-ных композитов, c. 85–97.

El-Sheikhy R., Naka M. Определение безопасности ком-позиционных материалов и конструкций, c. 99–106.

Murakawa Hi. et al. Фрактальный многосеточный метод,используемый для сверхкрупномасштабного моделированияпри решении простых механических и термических задач, c. 107–112.

Liang W. et al. Измерение деформаций, происходящих втипичных сварных соединениях, с помощью обратногоанализа, c. 113–123.

Serizawa Hi. et al. Влияние процесса изготовления навнутреннее трение и модуль упругости композитов SiC/SiC,c. 125–130.

Oku K. et al. Вязкость разрушения сварных швов на ка-таной стали двутаврового профиля, выполненных недавноразработанной установкой для стыковой сварки оплавлением,c. 131–134.

TWI CONNECT (Англия) 2005. — № 137 (англ. яз.)

Наиболее эффективное испытание сварных кольцевыхшвов, с. 1.

Lee C.-M. Трудный выбор соответствующего алюми-ниевого сплава для новой конструкции рабочего колеса тур-бокомпресора, с. 2.

Mathers G. Компактный образец для испытаний на рас-тяжение и J-интеграл, с. 4–5.

Нагрев для сварки трением с перемешиванием, c. 6.

WELDING and CUTTING (Германия) 2005. — № 5 (англ. яз.)

Орбитальная сварка — решение задач в области сварки(Ч. 2), с. 252–255.

Bohm S. et al. Завальцовка фланцев/клеевое соединениес высокореакционным плавким адгезионным предваритель-ным покрытием, c. 258–263.

60 6/2006

Schubert G. G., Powers D. E. Новейшие разработки обо-рудования для электронно-лучевой сварки. Способствующиеего применению в области изготовления трансмиссионныхкомпонентов, c. 264–266.

Staniek G. Оксиды при сварке трением с перемешиваниемалюминиевых сплавов, c. 271–276.

Shackleton D., Loos P. Производство стальных конст-рукций и железнодорожных вагонов — требования к обес-печению качества в Германии и Европе, c. 281–286.

WELDING JOURNAL (США) 2005 — Vol. 84, № 7 (англ. яз.)

Anderson T. Основы для решения проблем, свойственныхзоне термического влияния алюминиевых сварных швов, с. 22–24.

Meadows C., Fritz J. D. Проблемы, связанные с зонамитермического влияния нержавеющей стали, c. 26–30.

Brown L. J., Lin J. Источник питания для контактнойточечной сварки швов небольших размеров, c. 32–36.

Sperko W. J. Наплавка валиковых проб с отпуском, c. 37–40.

Woodward H. M. 75-летие Института сварочной техникиим. В. Хобарта, c. 41–43.

Gourmelon J.-P. Стандартизация в области сварки, c. 44–46.

De А., Deb-Roy J.-P. Надежные расчеты теплопереносаи жидкого потока при теплопроводной лазерной сварке пос-редством оптимизации неопределенных параметров, c. 101–112.

Ramirez J. E. et al. Свойства и стойкость к сульфидномурастрескиванию под напряжением крупнозернистых зонтермического влияния в трубе из стали Х60, микролегирован-ной ванадием, c. 113–123.

WELDING JORNAL (США) 2005. — Vol. 84, № 8 (англ. яз.)

Zefferer H., Morris T. Руководство по лазерной сваркелистового металла, с. 23–28.

Международная сварочная ярмарка: Schweissen &Schneiden 2005, c. 30–32.

Cann J. Лазерная сварка с дистанционным управлением,c. 34–37.

Cullison A. et al. Выставка по сварке, организованнаяАмериканским сварочным обществом, c. 38–45.

Green R. Использование лазера для более гибкой подачилазера, c. 46–48.

Petring D. Новая технология, которая позволяет выпол-нять сварку и резку одной и той же лазерной головкой, c.49–51.

Campbell K. Как выполнять очень качественные сварныешвы — опыт высококвалифицированных сварщиков, c. 52–54.

Verhaeghe G. Волоконный лазер — новинка для сваркии резки, c. 56–60.

Woodward H. M. История соревнований по сварке, c. 61–64.

Kim D. et al. Определение оптимальных сварочныхрежимов с помощью методики произвольного конт-ролируемого поиска, c. 125–130.

Sampath K. Моделирование на основе ограничений, поз-воляющее успешно разработать спецификацию на сварочныеэлектроды для ответственных военно-морских конструкций,c. 131–138.

ZVARANIE-SVAROVANI (Словакия) 2005. — Roc. 54, № 5 (слов. яз.)

Barborka J., Kostany F. Сварка и наплавка сталей спо-собом ТИГ с применением горячей проволоки, c. 127–134.

Gregoir C. H. Роботизация в автомобильной промышен-ности и деятельность фирмы ЭСАБ, c. 134–137.

Bartos M. Ремонт и обновление стальных конструкций вэнергетике, c. 137–142.

ZVARANIE-SVAROVANI (Словакия) 2005. — Roc. 54, № 6-7 (слов. яз.)

Szakall P. Роботизированные ГП-модули для дуговойсварки, с. 153–156.

Novakova L. Роботизированная сварка осей автомобилейфольксваген марки TOUAREG, c. 157–161.

Vavrecka J. Роботизированная резка и сварка на однойустановке, c. 161–164.

Felix M. Задачи полностью автоматизированного прог-раммирования промышленных роботов для резки и сваркитруб и сосудов, c. 164–167.

Jajcay A. Позиционеры для оборудования рабочих местпри роботизированной сварке, c. 167–173.

Vrbensky J. Ремонтная сварка компонентов аппаратовдавления без термообработки сварных соединений послесварки, c. 174–175.

6/2006 61

УДК 621.791:061.2/.4

ПОЛЕЗНАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ В ОБЛАСТИТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ МЕТАЛЛОВ

С 24 по 28 апреля 2006 г. в Харькове состоялась 7-яМеждународная научно-техническая конференция«Оборудование и технология термической обработкиметаллов и сплавов в машиностроении» (ОТТОМ-7),являющаяся наиболее значимым профильным фору-мом. Организаторами конференции выступили Наци-ональная академия наук Украины, Министерство об-разования и науки Украины, Национальный научныйцентр «Харьковский физико-технический институт»,Национальная металлургическая академия Украины,Днепропетровский национальный университет, Ассо-циация металловедов и термистов Украины, Украин-ское вакуумное общество.

Председателем организационного комитета конфе-ренции был академик НАНУ, д-р техн. наук И. М.Неклюдов, зам. председателя — канд. физ.-мат. наукВ. М. Шулаев, ученым секретарем — канд. техн. наукА. П. Редкокаша, техническим секретарем А. Ю. Ки-риленко.

Конференция была посвящена 75-летию кафедрытермической обработки металлов Национальной метал-лургической академии Украины (зав. кафедрой —проф. Л. Н. Дейнеко), которая по праву считается яд-ром украинской школы термистов. Она была созданаблагодаря усилиям многих поколений ученых и педа-гогов. У ее истоков стояли известные украинские уче-ные в области металловедения и термической обра-ботки металлов такие, как: А. П. Виноградов, В. Н.Свечников, К. Ф. Стародубов, И. Е. Долженков.

В программу конференции входили: 7-я Междуна-родная научно-техническая конференция «Оборудова-ние и технологии термической обработки металлов исплавов в машиностроении», 5-й Межгосударственныйсеминар-практикум «Печное и закалочное оборудова-ние нового поколения для термической обработки ме-таллоизделий», 6-й Научно-практический симпозиум«Функциональные покрытия для повышения качестваповерхностей изделий машиностроения», 3-й Научно-технический семинар «Достижения в теории и прак-тике азотирования и карбонитрирования», 4-й Науч-но-практический семинар «Перспективные материалыв машиностроении», 5-я Школа молодых ученых сов-местно с курсами повышения квалификации специа-листов по технологиям термической и химико-терми-ческой обработки.

Конференция проходила на базе Национального на-учного центра «Харьковский физико-технический ин-ститут».

Конференцию открыл зам. Председателя оргкоми-тета В. М. Шулаев, который поздравил участников сначалом ее работы и пожелал установления новых де-ловых контактов, плодотворного обмена научным и

практическим опытом, а также определения новых пер-спектив сотрудничества.

В работе конференции приняли участие более 150специалистов в области металловедения, материалове-дения, термической обработки, металлофизики из ве-дущих НИИ, КБ, университетов, академий, предпри-ятий машиностроения, металлургии и энергетики, атакже фирм-производителей из восьми стран, предс-тавлявших 121 организацию.

Конференция включала доклады по результатамфундаментальных и прикладных исследований, а такжедоклады специалистов промышленных предприятий ифирм по их последним разработкам. Значительное ко-личество докладов было посвящено термообработкесварных соединений.

Вниманию участников было представлено 75 уст-ных и 102 стендовых докладов по следующим нап-равлениям:

проблемы образования и подготовки кадров по спе-циальности «Термическая обработка металлов»;

технологии термической и термомеханической об-работки;

технологии химико-термической обработки;металловедение для машиностроения;печное и закалочное оборудование для термической

обработки металлоизделий;перспективные материалы в машиностроении;функциональные покрытия для повышения качества

поверхностей изделий машиностроения;достижения в теории и практике азотирования;история отечественной термической обработки.Конференция способствовала дальнейшему укреп-

лению деловых связей между учеными, разработчика-ми, производителями и эксплуатационниками опреде-ленного профиля. Определены перспективные задачидальнейшей работы.

По материалам работы конференции изданы трех-томный сборник трудов объемом 876 страниц форматаА4, содержащий 171 доклад, а также монография И. М.Пастуха «Теория и практика безводородного азотиро-вания в тлеющем разряде». Все доклады были пред-ставлены на высоком научно-техническом уровне с ис-пользованием компьютерных технологий. Участникиконференции — молодые ученые и инженеры, в ходеее работы обогатились новым опытом и приобрели со-ответствующие знания.

С перечнем представленных на конференцию ОТ-ТОМ-7 докладов можно ознакомиться на сайтеwww.ottom.com.ua.

Культурная программа конференции предусматри-вала товарищеские ужины, приемы, а также интересныеэкскурсии по достопримечательностям Харькова.

В. В. Дмитрик, канд. техн. наук

62 6/2006

Редколлегия и редакция журнала «Автоматическая сварка» поздравляютИгоря Витальевича Кривцуна и Виктора Федоровича Хорунова

с избранием их членами-корреспондентами Национальной академии наук!Желаем крепкого здоровья и дальнейших творческих достижений.

Н. В. СМИРНОВУ — 50 ЛЕТ15 июня исполняется 50 лет гене-ральному директору ОАО «Инсти-тут сварки России» (ВНИИЭСО)Николаю Владимировичу Смирно-ву. Н. В. Смирнов — выпускникЛенинградского политехническогоинститута им. М. И. Калинина (ны-не Санкт-Петербургский политех-нический университет), где в 1979г. закончил кафедру технологии иоборудования сварочного произ-водства. Его преподавателями бы-

ли такие «корифеи» сварочной науки, как Г. Л. Петров,В. П. Демянцевич, К. К. Кочергин, В. В. Башенко. Вы-бором своей научной специализации он обязан дип-ломной практике в Институте электросварки им. Е. О.Патона. Начатые им там исследования лазерных техно-логических процессов привели к появлению около станаучных работ, изобретений и патентов по выбраннойтематике и защите в 1986 г. кандидатской диссертации.До конца девяностых Н. В. Смирнов работал доцентомв своем родном вузе, генеральным директором совмес-тного предприятия, преподавал в США. С 1998 г. Н. В.Смирнов работает в ОАО «Институт сварки России».«Почетный машиностроитель», профессор, действи-тельный член Российской инженерной академии, меж-дународный инженер по сварке, член редколлегии

журнала «Сварочное производство» — это не все зва-ния, которыми можно охарактеризовать его достиже-ния. Помимо основной деятельности, он в 2005 г. за-кончил Академию народного хозяйства по специали-зации «Менеджмент». Вместе с ведущими специалис-тами сварочной подотрасли стал одним из организато-ров Союза разработчиков и производителей сварочнойпродукции РФ и в настоящее время является его вице-президентом. В рамках союза участвовал в разработкепрограммы развития отечественной сварки до 2011 г.

Н. В. Смирнов является автором концепции инфор-мационно-аналитического сайта www.rossvarka.ru, не-заменимого помощника многих специалистов и инже-неров, работающих в области сварочного производс-тва.

Юбиляр активно занимается боевыми искусствами,является обладателем 8 Дана по каратэ, президентомФедерации каратэ Санкт-Петербурга, президентомМеждународного колледжа боевых искусств «АЙ-МАК», членом президиума Всемирного союза каратэ(WKU).Сердечно поздравляем Николая Владимировича с

юбилеем, желаем крепкого здоровья и дальнейшихтворческих успехов.

Институт электросварки им. Е. О. ПатонаРедколлегия и редакция журнала «Автоматическая сварка»

НАШИ ПОЗДРАВЛЕНИЯ

Хорунов Виктор Федорович (1937 г., г. Кемерово, РФ) — инеженер-металлург.Доктор технических наук (1985), профессор (1993), лауреат Государственной премииУССР (1988). Закончил Киевский политехнический институт (1959). С этого времениработает в Институте электросварки НАНУ: с 1969 г. — старший научный сот-рудник, с 1987 г. — зав. отделом. Направление научных исследований: материало-ведение, высокотемпературная пайка, соединение новых перспективных материалов.

Кривцун Игорь Витальевич (1954 г., г. Константиновка, Донецкой обл.) — физик,специализация «Теоретическая физика». Доктор технических наук (2003). ЗакончилКиевский госуниверситет (1976). С этого времени работает в Институте элект-росварки НАНУ: с 1989 г. — старший научный сотрудник, с 2004 г. — зав. отделом.Направление научных исследований: физика газового разряда, теория сварочных про-цессов, гибридные лазерно-плазменные процессы сварки и обработки поверхности.

6/2006 63

АНТК ИМЕНИ О. К. АНТОНОВА — ВЕДУЩИЙ ЦЕНТРНОВЕЙШИХ ТЕХНОЛОГИЙ

В этом году исполняется 60 лет со дня основания Авиационного научно-технического комплекса им.О. К. Антонова. Свои первые шаги АНТК сделал в 1946 г. как опытно-конструкторское бюро самолетос-троения под руководством Главного конструктора Олега Константиновича Антонова. К настоящему вре-мени эта фирма превратилась в одно из передовых предприятий Украины, известное во всем мире.Сегодня «Антонов» – это опытный коллектив, располагающий конструкторским бюро, лабораторно-ис-пытательным комплексом, опытным заводом, летной испытательной базой и авиакомпанией по между-народным грузовым авиаперевозкам. За 60 лет здесь разработано более 100 типов и модификацийлетательных аппаратов, основана своя школа создания транспортных самолетов. Именно здесь былисозданы многоцелевой биплан Ан-2, первый в СССР специализированный военно-транспортный Ан-8,первый в мире широкофюзеляжный Ан-22 «Антей», один из наиболее известных пассажирских самолетовАн-24, славные многоцелевые семейства Ан-74 и Ан-32, самые грузоподъемные в мире Ан-124 «Руслан»и Ан-225 «Мрия» и многие другие. В течение последнего десятилетия на воздушные трассы вышли легкиемногоцелевые Ан-38, пассажирские турбовинтовые Ан-140 и конвертируемые грузопассажирские Ан-74ТК-300. Завершается программа летных испытаний военно-транспортного самолета короткого взлета

и посадки Ан-70, которому пока нет равных в мире, и региональногореактивного пассажирского самолета нового поколения Ан-148. Все этимашины воплощают в себе фирменный стиль «Ан», который можно оп-ределить как сочетание целесообразности, экономичности и надежнос-ти. Они производятся на десятках предприятий Украины и России, даваяработу сотням тысяч человек. Кроме того, самолеты «Антонов» строятсяв Иране, Польше, Китае. В отношениях с этими странами Украина выс-тупает в роли экспортера «ноу-хау», передовых технологий и научныхидей. Вообще из 22 тысяч построенных «Анов» более 1,5 тысяч проданов 72 страны мира.

Создание самолетов такого уровня невозможно без применения но-вейших технологий проектирования, производства и испытания. В ос-нове их лежит соединение прогрессивных конструкторских идей, ис-пользование новых материалов и способов неразъемного соединенияих путем плавления и в твердом состоянии. В качестве примеров следуетупомянуть технологию и оборудование для получения клеесварных со-единений, применение высококонцентрированных источников свароч-ного нагрева с помощью электронного и лазерного лучей, производствосварных оболочек и стрингерных панелей из тонколистовых материалов,изготовление узлов из пеноалюминия. АКБ им. Антонова было пионеромв освоении новых алюминиевых сплавов, которые являются основнымиконструкционными материалами в пассажирских и транспортных само-летах, а также в изделиях ракетно-космической техники (до 80 % помассе). Для дальнейшего укрепления позиций алюминия в самолетост-роении ускоренными темпами развиваются работы по созданию новыхболее легких и прочных алюминиево-литиевых сплавов, сплавов пре-дельно высокого легирования и гранулируемых сплавов. По прогнозамна начало XXI века объем использования таких сплавов и композицион-ных материалов на основе алюминия в конструкции планера самолетовсоставит около 50 %. Распространению указанных материалов в произ-водстве ответственных изделий способствуют интенсивные исследова-ния свариваемости и разработка эффективных мер по повышению проч-ности и надежности сварных соединений.

Современный самолет немыслим без широкого применения в нем конструкций из полимерных ком-позиционных материалов (ПКМ), в создании и внедрении которых АНТК им. О. К. Антонова занимаетлидирующее положение в отечественной авиационной промышленности с 1970-х годов и до настоящеговремени. Эти конструкции на основе углеродных, стеклянных, органических и гибридных армирующихволокон по комплексу свойств в 2-3 раза превосходят металлические материалы. В частности, ониотличаются на 25…30 % меньшим весом, на 50…80 % сниженной трудоемкостью изготовления, лучшимкачеством внешней поверхности, повышенной коррозионной стойкостью. Благодаря этим и другим по-лезным качествам ПКМ находят в конструкции самолетов все более широкое применение. Если раньшеиз них изготавливали в основном несиловые элементы конструкции, то в процессе создания новых «Анов»из ПКМ формируются самые ответственные высоконагруженные агрегаты крыла и оперения самолета,средства механизации несущих поверхностей и значительная часть внешней обшивки самолета. Нап-ример, на Ан-70 из ПКМ сделаны киль, предкрылки и закрылки, элероны и интерцепторы, практически

64 6/2006

все обтекатели и зализы, створки грузолюка и многое другое. Объемприменения композитов в Ан-70 достигает 25 от общей массы конс-трукции против 6 % на «Руслане». Благодаря этому удалось достичь зна-чительно более высокой транспортной и экономической эффективностисамолета в целом.

Стремясь достичь максимального эффекта от разработанных ими но-вейших техпроцессов, специалисты АНТК постоянно расширяют сферуих применения. Так, более десяти лет назад на предприятии было по-ложено начало такому виду деятельности, как создание наземных видовтранспорта. Рациональное использование здесь авиационных техноло-гий позволило придать созданным образцам высокие потребительскиекачества. Так, выпускаемые серийно троллейбусы «Ан» отличаются отаналогов меньшей массой, меньшим потреблением электроэнергии,намного более высокой коррозионной стойкостью и длительным срокомслужбы. По тем же принципам спроектирован и изготовлен кузов един-ственного в СНГ низкопольного трамвая. Список разработок дополняетспециальный вагон для Одесского морского порта, кузов рефрижерато-ра, электробус, вагон классического метро, автобус и спортивные ве-лосипеды из углепластика, на которых выступает олимпийская сборнаяУкраины.

Впечатляющим свидетельством роста технологических возможнос-тей АНТК им. О. К. Антонова стали разработки в области авиационно-космической тематики. В последнее время завершены исследованиянескольких проектов «летающих космодромов» на базе Ан-124 и Ан-225.Запуск с борта этих самолетов космических объектов позволяет добить-ся беспрецедентно широкого диапазона возможных углов наклона орбити многократного снижения стоимости выведения полезной нагрузки. Сегодня совместно с предприяти-ями Российской Федерации на базе Ан-124 реализуется программа космической системы «Воздушныйстарт».

На АНТК им. О. К. Антонова развиваются практически все технологические направления в авиастро-ении. Причем происходит это системно, в соответствии с конкретными программами повышения техни-ческого уровня самолетов «Антонов».

Интегрирующим звеном в этом сложном процессе выступают современные компьютерные инфор-мационные технологии (КИТ). Стратегия их применения предусматривает разработку и реализацию наАНТК и на предприятиях-партнерах технологии полного электронного определения изделия и парал-лельного инжиниринга, основанного на трехмерном моделировании и создании интегрированной базыданных проекта. Уже сегодня на фирме сданы в эксплуатацию несколько конструкторских залов компь-ютерного моделирования, оснащенных новейшими компьютерными станциями, введены в строй серверыи ядро вычислительной сети, внедрены современные системы автоматизированного проектирования.Оборудованы 300 рабочих мест, позволяющих выполнять трехмерное проектирование. Многоуровневаяинформационная система на предприятии обеспечивает комфортное непрерывное взаимодействиепользователей как с основными информационными ресурсами комплекса, так и между собой. Органи-зована система обучения конструкторов и технологов, разрабатывается программа обучения работы сКИТ для всех категорий специалистов. Внедрение КИТ обеспечивает повышение качества и оперативнуюреализацию запросов заказчика при создании и модификации изделий, а также позволяет АНТК участ-вовать в совместных международных авиационных проектах.

Первым самолетом, полностью разработанным на основе трехмерного компьютерного проектирова-ния, стал региональный реактивный Ан-148. Применение КИТ позволило значительно уменьшить трудо-емкость разработки агрегатов и отдельных элементов самолета. Так, цикл создания электрожгутов сок-ращен в 5-6 раз, а цикл создания деталей и оснастки – в 2,5-3 раза.

Не только широкие технологические возможности, но и бесценный интеллектуальный потенциал,корпоративная культура, традиционный творческий дух и развитая научно-техническая инфраструктуравселяют уверенность в том, что и в будущем изделия с маркой «Ан» будут воплощать в себе наиболеезначимые достижения науки и техники. Достижения и возможности АНТК им. О. К. Антонова получаютвысокую оценку и на государственном уровне. Президент Украины В. А. Ющенко в своем обращении кколлективу предприятия, в частности, отметил: «Славная марка «Антонов» укрепляет авторитет Украиныкак самолетостроительной державы. Уверен, что последователи Олега Антонова и в дальнейшем будутдостойно продолжать его дело, содействуя наращиванию производства высокотехнологической про-дукции, усилению приоритетных позиций отечественного авиастроения».

6/2006 65

НАШ ПРИОРИТЕТ – КАЧЕСТВО ПРОДУКЦИИ

Научно-промышленная фирма «КОРБА» свою деятельность начала в феврале 1992 г. и последние12 лет специализируется на поставках сварочных материалов, производимых на лучших заводахконцерна ESAB. Основополагающим принципом фирмы всегда был и остается безусловный прио-ритет качества продукции, предлагаемой потребителю.

В феврале 1997 г. НПФ «КОРБА» организовала и провела семинар с участием более 100 главныхсварщиков, представлявших ведущие предприятия страны, в том числе Черноморский судостро-ительный завод, Южный машиностроительный завод, Киевский завод «Ленинская Кузница», Но-вокраматорский машиностроительный завод. В нем приняли участие вице-президент ESAB Inter-national АВ и сотрудники Московского представительства концерна ESAB. Семинар послужил мощ-ным импульсом в понимании необходимости применения в производстве высококачественных сва-рочных материалов и надежного оборудования, а также передовых технологий сварки с цельюповышения конкурентоспособности отечественных предприятий. Вскоре после проведенного ме-роприятия НПФ «КОРБА» заключила ряд комплексных договоров, по которым начались поставкиматериалов и оборудования для Николаевского ПО «ЗАРЯ», Черноморского судостроительногозавода, Киевского завода «Ленинская Кузница», Черниговского пивкомбината «ДЕСНА» и др.

Учитывая многоплановость задач, стоящих перед производственными предприятиями, а такжемногообразие сварочных материалов, производимых концерном ESAB, НПФ «КОРБА» приняла учас-тие в совместной с ИЭС им. Е. О. Патона разработке компьютерной системы, способствующейобоснованному выбору сварочных материалов для дуговой сварки конструкционных сталей. Сис-тема помогает значительно сократить объем экспериментов, направленных на правильный выборматериалов, режимов и условий сварки за счет использования средств математического модели-рования. Возможности системы позволили сократить количество экспериментов в 7 раз, а такжеповысить производительность процесса сварки в 1,8 раза (по наплавленному металлу).

В последние годы в США, Японии, странах Западной и Восточной Европы наблюдается значи-тельный рост потребления порошковых проволок, что обусловлено их особыми достоинствами иэкономической эффективностью. Сварка порошковыми проволоками сочетают преимущества ав-томатической сварки под флюсом и сварки проволоками сплошного сечения в среде защитныхгазов. Они обеспечивают безопасное проплавление при значительной мощности процесса сваркипо сравнению с проволоками сплошного сечения; меньшее разбрызгивание и легкое управлениедугой; меньшее содержание диффузионного водорода в металле шва; возможность качественнойсварки рутиловыми и основными порошковыми проволоками во всех пространственных положе-ниях; возможность вести сварку на высокой скорости подачи; низкую склонность к образованиютрещин; высокую стабильность сварочного процесса; повышенную надежность против образованияпор. Кроме того, при правильном использовании порошковой проволоки стоимость сварочныхработ снижается, о чем свидетельствуют результаты сравнительных расчетов стоимости одногопогонного метра сварного шва, выполненного порошковой проволокой и проволокой сплошногосечения.

НПФ «КОРБА» приступила к интенсивному внедрению различных порошковых проволок послеуспешного осуществления контракта по изготовлению специального оборудования для работы вусловиях низких температур севера Канады. Наряду с традиционными материалами, высокопро-изводительные порошковые проволоки малого диаметра для всепозиционной сварки низкоугле-родистых и высокопрочных сталей, а также проволок для упрочняющей наплавки нашли широкоеприменение в судостроении и судоремонте, на предприятиях машиностроительной и нефтегазовойотраслей, при изготовлении подъемно-транспортного оборудования. Фирма занимается не толькопоставками, но и оказывает консультации, обучение за границей и технологическую поддержку,что является существенным подспорьем для потребителя. Хорошо зарекомендовала себя такжеидея прохождения практики студентами сварочного факультета НТУУ «КПИ» на базе фирмы, вовремя которой будущие инженеры-сварщики получают дополнительные знания о последних дос-тижениях в сфере производства сварочных материалов, а некоторые из них – и трудоустройствосразу же после окончания учебного заведения.

Оперативность выполнения заказов и гибкая ценовая политика фирмы в сочетании с преиму-ществами и высоким качеством материалов, подтвержденным ведущими международными клас-сификационными обществами, делают еще более привлекательным, целесообразным и экономи-чески выгодным внедрение предлагаемой продукции на отечественных предприятиях.

66 6/2006

* Цены указаны с НДС соответственно для Украины, России и дальнего зарубежья с учетом доставки заказнойбандеролью.

Книги Монографии Труды конференций• Ryabov V.R., Dobrushin L.D., Jung-Gi Moon. Welding of Bimetals. — 2003. — 130 p., format140×200 mm, 100 грн./720 руб./38$*.• Lysak V.I., Kuzmin S.V. Explosive Welding of Metal Layered Composite Materials. — 2003.— 118 p., format 140×200 mm, 100 грн./720 руб./38$.• Juttner B., Vasenin Yu.L. Cathodic Processes of the Metal Vapor Arc. — 2003. — 68 p., format140×200 mm, 100 грн./720 руб./38$.• Математическое моделирование и информационные технологии в сварке и родственныхпроцессах: Сб. докл. Междунар. конф., 16–20 сент. 2002 г., пос. Кацивели, Крым / Под ред.проф. В.И. Махненко. — 266 с., формат 200×290 мм, 100 грн./720 руб./38$.• Laser Technologies in Welding and Materials Processing: Сб. докл. Междунар. конф., 19–23мая 2003 г., пос. Кацивели, Крым / Под ред. проф. В. С. Коваленко. — 2003. — 256 с.,формат 200×290 мм (англ. яз.), 100 грн./720 руб./38$.• Математическое моделирование и информационные технологии в сварке и родственных про-цессах: Сб. докл. Второй Междунар. конф., 13–17 сент. 2004 г., пос. Кацивели, Крым / Подред. проф. В. И. Махненко. — 256 с., формат 200×290 мм, 100 грн./720 руб./38$.• Контактная сварка и другие виды сварки давлением: Сборник. Содержит подборку статей,опубликованных в журнале «Автоматическая сварка» за 2001–2005 гг., по проблемамразличных видов сварки давлением. — 2005. — 128 с., мягкий переплет, формат 200 297мм, 75 грн./720 руб./38$.• Трубопроводный транспорт: Сборник. Содержит подборку статей, опубликованных в жур-налах «Автоматическая сварка» и «Техническая диагностика и неразрушающий контроль» за2001–2005 гг., по проблемам трубопроводного транспорта. — 2005. — 178 с., мягкий переплет,формат 200 297 мм, 75 грн./720 руб./38$.• КАТАЛОГ. Технологии. Материалы. Оборудование. Содержит информацию о разработанныхв последние годы в ИЭС технологиях, материалах и оборудовании для сварки, резки, наплавки,пайки, нанесения за- щитных покрытий и других родственных процессов, предлагаемых длякоммерческой реализации. — 2005. — 260 с., мягкий переплет, формат 200 297 мм,100 грн./960 руб./50$.• ТИТАН: технологии, оборудование, производство: Сборник. Содержит подборку статей,опубликованных в журналах «Современная электрометаллургия» и «Автоматическая сварка»за 2001–2004 гг., по электрометаллургии и сварке титана и его сплавов. — 2005. — 196 с.,мягкий переплет, формат 200 297 мм, 100 грн./960 руб./50$.• Письменный А. С. Индукционный нагрев при сварке и родственных технологиях. — 2005.— 140 с. — формат 140 200 мм, мягкий переплет, 25 грн./240 руб./20$.• Гаращук В.П. Вступ до фізики лазерів. — 2005. — 244 с. — формат 140 200 мм, мягкийпереплет, 40 грн./360 руб./38$.• Laser Technologies in Welding and Materials Processing: Сб. докл. Второй междунар. конф.,23–27 мая 2005 г., пос. Кацивели, Крым / Под ред. проф. В. С. Коваленко. — 2005. — 246 с.,формат 200×290 мм (англ. яз.), 100 грн./720 руб./38$.• Makhnenko V. I., Pochynok V. E. Strength Calculation of Welded Joints with Adjacent SharpCavities (англ. яз.). — 2006. — 266 с. — формат 165 235 мм, мягкий переплет, 250 грн./2250 руб./90$.• Kononenko V. Ya. Technologies of Undrewater Wet Welding and Cutting. — 2006. — 140 с.— формат 140 200 мм, мягкий переплет, 100 грн./900 руб./40$.

По вопросам заказа просьба обращатьсяв редакцию журнала «Автоматическая сварка»

Тел./факс: (38044) 271 24 03, 529 26 23, 528 04 86E-mail: journal@paton.kiev.ua

6/2006 67

68 6/2006

6/2006 69

V МЕЖДУНАРОДНЫЙ КОНГРЕСС«МАШИНОСТРОИТЕЛЬНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ’06»

20 — 23 сентября 2006 Варна, Болгария

Тема конгресса«Инновационные решения для развития изделий и процессов»

Организаторы:Научно-техническое общество машиностроителей Болгарии

Университет в Карлсруэ – Германия

Для контактов: Научно-техническое общество машиностроителей, ул. Г. С. Раковски, 108, София 1000

тел./факс (+3592) 986 22 40, тел. (+3592) 987 72 90nts-bg@tea.bg, www.met.tea.bg

70 6/2006

Научно-технические журналыИЭС им. Е. О. Патонаhttp://www.nas.gov.ua/pwj

«Автоматическая сварка», 12 номеров в год,издается с 1948 г. В журнале представленаразнообразная научно-техническая информацияпо сварке, наплавке, резке, пайке и нанесениюзащитных покрытий; производственный опытприменения современных технологий длясоединения материалов и восстановленияизделий; сведения о новых книгах и патентах;обзорная информация о профильных выставках иконференциях; банк производителей товаров иуслуг на рынке сварочного производстваУкраины и России.Тел.: (38044) 287—63—02, 529—26—23

«Техническая диагностика и неразрушающийконтроль», 4 номера в год, издается с 1989 г. Вжурнале представлены последние достижения вобласти технической диагностики инеразрушающего контроля (акустическоеизлучение, магнитные, радиоволновые,термические, оптические, радиационные идругие методы). Широко освещаются методикиоценки и прогнозирования разрушений всварных конструкциях.Тел.: (38044) 271—23—90, 529—26—23

«Современная электрометаллургия», 4 номерав год, издается с 1985 г. В журнале освещаютсяразработки в области электрошлаковой,электронно-лучевой и плазменно-дуговойтехнологий, вакуумно-дугового переплава ииндукционной плавки, а также в областивнепечной обработки стали, энерго- иресурсосберегающих металлургическихтехнологий и др. До 2002 г. журнал издавалсяпод названием «Проблемы специальнойэлектрометаллургии».Тел.: (38044) 528—34—84, 529—26—23

«The Paton Welding Journal», 12 номеров в год.Полный перевод на английский язык журнала«Автоматическая сварка».Тел.: (38044) 287—63—02, 529—26—23

«Advances in Electrometallurgy», 4 номера в год.Полный перевод на английский язык журнала«Современная электрометаллургия».Тел.: (38044) 528—34—84, 529—26—23

На официальном сайте журналов www.nas.gov.ua/pwj приведены рефераты опубликованных статей с 2000 г.

Подписка по каталогам подписных агентств,а также через редакцию

Адрес редакций журналов:03680, г. Киев, ул. Боженко, 11 Тел./факс: (38044) 271-24-03, 529-26-23,528—04—86E-mail: journal@paton.kiev.ua

6/2006 71

Если Вас заинтересовало наше предложение по оформлению подписки непосредственночерез редакцию, заполните, пожалуйста, купон и отправьте заявку по факсу или элек-тронной почте. Телефоны и факсы редакции журнала «Автоматическая сварка»: тел.: (38044) 287—63—02,271—24—03, 529—26—23, факс: (38044) 528—34—84, 528—04—86, 529—26—23.Подписку на журнал «Автоматическая сварка» можно также оформить по каталогамподписных агентств «Пресса», «Идея», «Саммит», «Прессцентр», KSS, «Блицинформ», «Мер-курий» (Украина) и «Роспечать», «Пресса России» (Россия)

ПОДПИСКА – 2006 на журнал «Автоматическая сварка»

Стоимостьподписки

через редакцию*

Украина Россия Страны дальнего зарубежья

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

150 грн. 300 грн. 1980 руб. 3960 руб. 78 дол. США 156 дол. США

*В стоимость подписки включена доставка заказной бандеролью.

ПОДПИСНОЙ КУПОНАдрес для доставки журнала

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

Обложка наружная, полноцветнаяПервая страница обложки(190 190 мм) — 500 $Вторая страница обложки(200 290 мм) — 350 $Третья страница обложки(200 290 мм) — 350 $Четвертая страница обложки(200 290 мм) — 400 $Обложка внутренняя,полноцветнаяПервая страница обложки(200 290 мм) — 350 $Вторая страница обложки(200 290 мм) — 350 $Третья страница обложки(200 290 мм) — 350 $Четвертая страница обложки(200 290 мм) — 350 $

Внутренняя вставкаПолноцветная (200 290 мм) — 300 $Полноцветная (разворот А3)(400 290 мм) — 500 $Полноцветная (200 145 мм) 150 $Черно-белая (170 250 мм) — 80 $Черно-белая (170 125 мм) — 50 $Черно-белая (80 80 мм) — 15 $• Оплата в гривнях или рублях РФ поофициальному курсу.• Для организаций-резидентов Укра-ины цена с НДС и налогом на рекламу.• Статья на правах рекламы — 50%стоимости рекламной площади.• При заключении рекламных контрак-тов на сумму, превышающую 1000 $,предусмотрена гибкая система ски-док.

Технические требования крекламным материалам• Размер журнала после обрези200 290 мм.• В рекламных макетах, для текста, логотипов и других элементов, необ-ходимо отступать от края модуля на5 мм с целью избежания потери частиинформации.Все файлы в формате IBM РС• Corell Draw, версия до 10.0• Adobe Photoshop, версия до 7.0• QuarkXPress, версия до 5.0• Изображения в формате TIFF, цвето-вая модель CMYK, разрешение 300 dpi.• К файлам должна прилагаться рас-печатка (макеты в формате Wоrd непринимаются).

Подписано к печати 11.05.2006. Формат 60 84/8. Офсетная печать.Усл. печ. л. 7,8. Усл. кр.-отт. 8,3. Уч.-изд. л. 8,9 + 4 цв. вклейки.Цена договорная.Печать ООО «Фирма «Эссе». 03142, г. Киев, просп. Акад. Вернадского, 34/1.

© Автоматическая сварка, 2006

РЕКЛАМА в журнале «Автоматическая сварка»

72 6/2006