СОДЕРЖАНИЕ

Назаренко О. К., Гурин О. А., Болгов Э. И. Особенности токовойзащиты источников питания для электронно-лучевой сварки ..................... 3Махненко О. В., Мирзов И. В. Исследование напряженно-деформированного состояния сварных конструкций изаустенитной стали в условиях радиационного облучения .......................... 7Черняк Я. П. Разработка порошковой проволоки ферритногокласса для наплавки деталей из высокоуглеродистых сталей ................. 13Скуба Т. Г., Долиненко В. В., Коляда В. А., Шаповалов Е. В. Алго-ритм технологической адаптации для автоматизированноймногопроходной сварки МИГ/МАГ изделий с переменнойшириной разделки кромок ............................................................................ 16

НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙСкальский В. Р., Лясота И. Н., Станкевич Е. М. Особенностисигналов акустической эмиссии при оценке механизмаразрушения сварных соединений алюминиевых сплавов ......................... 23

Селивестров А. Г., Ткаченко Ю. М., Куликовский Р. А., БрагинецВ. И., Зяхор И. В. Влияние параметров режима сварки трениемна структуру и механические свойства соединений титановогосплава ВТ3-1 .................................................................................................. 29Протоковилов И. В., Порохонько В. Б., Петров Д. А. Технологи-ческие особенности электрошлаковой сварки титана в узкийзазор ............................................................................................................... 35Размышляев А. Д., Миронова М. В., Ярмонов С. В. Устройстваввода поперечного магнитного поля для процессов дуговойсварки и наплавки (Обзор) ........................................................................... 40Русев Г. М., Русев А. Г., Овсянников В. В., Быковский О. Г.,Пасько А. Н. Влияние параметров режима плазменногонапыления токоведущей проволокой на фракционный составраспыляемых частиц ..................................................................................... 45Соловей С. А. Повышение циклической долговечности тавровыхсварных соединений с непроварами в корне швавысокочастотной механической проковкой ................................................. 48

Диссертация на соискание ученой степени ................................................ 54

Наши поздравления (Б. А. Мовчану, Д. М. Калеко, П. А. Косенко,П. П. Проценко) .............................................................................................. 55Памяти В. И. Махненко ................................................................................. 59ИНФОРМАЦИЯКалендарь выставок и конференций в 2013 г. (сварка иродственные технологии) ............................................................................. 61Правила для авторов журнала ..................................................................... 63

НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ РАЗДЕЛ

ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ РАЗДЕЛ

КРАТКИЕ СООБЩЕНИЯ

ХРОНИКА

РЕДАКЦИОННАЯ КОЛЛЕГИЯГлавный редакторБ. Е. ПАТОН

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

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

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

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

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

МЕЖДУНАРОДНЫЙ РЕДАКЦИОННЫЙ СОВЕТ:

УЧРЕДИТЕЛИ:Национальная академия наук Украины,

ИЭС им. Е. О. Патона НАНУ,МА «Сварка»

Адрес редакции:Институт электросварки им. Е. О. Патона НАНУ

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

Тел.: (38044) 200 6302, 200 8277Факс: (38044) 200 5484, 200 8277

E-mail: journal@paton.kiev.uаwww.paton.kiev.uaURL: www.rucont.ru

Редакторы:Т. В. Юштина, И. Ф. Соколова

Электронная верстка:И. Р. Наумова, А. И. Сулима,

Д. И. Середа

Свидетельство о государственнойрегистрации КВ 4788 от 09.01.2001

Журнал входит в переченьутвержденных ВАК Украины

изданий для публикации трудовсоискателей ученых степеней

Журнал переиздаетсяна английском языке

Институтом электросваркиим. Е. О. Патона под названием

«The Paton Welding Journal»

За содержание рекламныхматериалов редакция журнала

ответственности не несетЦена договорная

© НАН Украины, Институт электросварки им. Е. О. Патона НАНУ, МА «Сварка», 2013

Н. П. АлешинГуань Цяо

А. С. ЗубченкоМ. ЗиниградВ. И. ЛысакБ. Е. ПатонЯ. Пилярчик

О. И. СтекловГ. А. Туричин

(Россия)(Китай)(Россия)(Израиль)(Россия)(Украина)(Польша)(Россия)(Россия)

Журнал «Автоматическая сварка» представлен в «Google Sсholar» (США),РИНЦ (Россия), реферативных журналах «Джерело» (Украина), «Сварка» (Россия),

«Welding Abstracts» (Великобритания),реферируется в «Biuletyn Instytutu Spawalnistwa w Gliwicach» (Польша)

и «Rivista Italiana della Saldatura» (Италия), освещается в обзорах японских журналов«Journal of Light Metal Welding», «Journal of the Japan Welding Society»,

«Quarterly Journal of the Japan Welding Society»,«Journal of Japan Institute of Metals», «Welding Technology».

№ 1 (717)Январь 2013

CONTENTS

Nazarenko O. K., Gurin O. A., Bolgov E. I. Peculiarities of current pro-tection of power sources for electron beam welding ............................................ 3Makhnenko O. V., Mirzov I. V. Investigation of stress-strain state ofwelded structures of austenite steel under the conditions of radiation ................ 7Chernyak Ya. P. Development of flux-cored wire of ferrite grade forhardfacing of parts of high-carbon steels ........................................................... 13Skuba T. G., Dolinenko V. V., Kolyada V. A. Shapovalov E. V. Algo-rythm of technological adaptation for automatic multi-pass MIG/MAGwelding of products with variable width of edge preparation ............................. 16

NON-DESTRUCTIVE TESTING OF WELDED JOINTSSkalsky V. R., Lyasota I. N., Stankevich E. M. Peculiarities of acous-tic emission signals at evaluation of fracture mechanism of weldedjoints of aluminium alloys .................................................................................... 23

Selivestrov A. G., Tkachenko Yu. M., Kulikovsky R. A., Braginets V.I., Zyakhor I. V. Effect of parameters of friction welding conditions onstructure and mechanical properties of joints of titanium alloy VT3-1 ............... 29Protokovilov I. V., Porokhonko V. B., Petrov D. A. Technological pecu-liarities of electoslag narrow-gap welding of titanium ......................................... 35Razmyshlyaev A. D., Mironova M. V., Yarmonov S. V. Devices of in-put of transverse magnetic field for the processes of arc welding andsurfacing (Review) ............................................................................................... 40Rusev G. M., Rusev A. G., Ovsyannikov V. V., Bykovsky O. G.,Pasko A. N. Effect of parameters of plasma spraying conditions usingcurrent-carrying wire on fraction composition of spraying particles ................... 45Solovey S. A. Improvement of cyclic life of T-welded joints with lacksof penetration in weld root using high-frequency mechanical peening ........... 48

Thesis for scientific degree ................................................................................. 54

Our congratulations (to B. A. Movchan, D. M. Kaleko, P. A. Kosenko,P. P. Protsenko) .................................................................................................. 55In memory of V. I. Makhnenko ............................................................................ 59

INFORMATIONCalendar of exhibitions and conferences in 2013 (welding and relatedtechnologies) ....................................................................................................... 61Rules for the journal authors ............................................................................... 63

SCIENTIFIC AND TECHNICAL

INDUSTRIAL

BRIEF INFORMATION

NEWS

EDITORIAL BOARD:

Editor-in-Chief B. E. PATON

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

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

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

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

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

V. F. Khorunov, K. A. Yushchenko

THE INTERNATIONALEDITORIAL COUNCIL:

FOUNDERS:

The National Academyof Sciences of Ukraine,The E. O. Paton Electric

Welding Institute of NASU,International Association «Welding»

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

Tel.: (38044) 200 63 02, 200 82 77 Fax: (38044) 200 54 84, 200 82 77

E-mail: journal@paton.kiev.uawww.paton.kiev.uaURL: www.rucont.ru

Editors:T. V. Yushtina, I. F. Sokolova

Electron galley:I. R. Naumova, A. I. Sulima,

D. I. SeredaState Registration Certificate

KV 4788 of 09.01.2001All rights reserved

This publication and each of the articlescontained here in are protected

by copyright.

The journal is republished in Englishby the E. O. Paton Electric Welding Institute

under title «The Paton Welding Journal»

Permission to reproduce materialcontained in this journal must be obtained

in writing from the Publisher

© NAS of Ukraine, PWI, International Association «Welding», 2013

N. P. AlyoshinGuan Qiao

A. S. ZubchenkoM. ZinigradV. I. Lysak

B. E. PatonYa. PilarczykO. I. Steklov

G. A.TurichinG. A. Turichin

(Russia)(China)(Russia)(Israel)(Russia)(Ukraine)(Poland)(Russia)(Russia)(Russia)

Presented in «Google Scholar» (USA), RINTS (Russia) journals of abstracts «Dzherelo» (Ukraine), «Svarka» (Russia), «Welding Abstracts»(Great Britain), abstracted in «Biuletyn Instytutu Spawalnistwa w Gliwicach» (Poland)

and «Rivista Italiana della Saldatura» (Italy), used in reviews of Japanese journals«Journal of Light Metal Welding», «Journal of the Japan Welding Society»,

«Quarterly Journal of the Japan Welding Society», «Journal of Japan Institute of Metals»,«Welding Technology»

УДК 621.791:004.518

ОСОБЕННОСТИ ТОКОВОЙ ЗАЩИТЫ ИСТОЧНИКОВПИТАНИЯ ДЛЯ ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВОЙ СВАРКИ

О. К. НАЗАРЕНКО, О. А. ГУРИН, Э. И. БОЛГОВИнститут электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.

03680, г. Киев, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua

Целью исследований являлась выработка рекомендаций по уменьшению нарушений формирования швов в процессеэлектронно-лучевой сварки, если из-за вакуумного пробоя в сварочной пушке сработала токовая защита источникаускоряющего напряжения или из-за замыкания цепи управляющий электрод — катод превышено заданное значениетока пучка. Ввиду случайного характера возникновения отмеченных нестационарных процессов в используемыйв эксперименте источник ускоряющего напряжения были временно встроены нормально разомкнутый короткоза-мыкатель цепи управляющий электрод — катод и разрядник с регулируемым межэлектродным расстоянием междужилой к управляющему электроду и землей. Это позволило непосредственно в процессе сварки замыкать любуюиз цепей, фиксировать осциллограммы тока нагрузки и ускоряющего напряжения, после чего сопоставлять осциллог-раммы с произошедшим нарушением формирования шва. Установлено, что для уменьшения нарушения формированияшва при пробое в пушке высоковольтный источник питания должен за время около 0,1 мс перейти в режимавтоматического повторного включения. Токовый порог этого перехода должен в 3…4 раза превышать максимальныйток нагрузки источника с учетом пускового тока при асинхронном включении источника питания, токов зарядкиемкостей высоковольтного кабеля и выходного фильтра. При коротком замыкании цепи управляющий электрод— катод источник ускоряющего напряжения должен автоматически перейти в режим стабилизации тока пучкапосле превышения в течение 3… 5 мс его установленного значения на 20…30 %. Библиогр. 3, табл. 1, рис. 4.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электронно-лучевая сварка, источник ускоряющего напряжения, трехэлектродная эмис-сионная система, пробои ускоряющего промежутка, замыкание управляющего электрода с катодом, физическоемоделирование, требования к токовой защите

В эмиссионной системе сварочной пушки возможноразвитие электрических пробоев вакуумной изо-ляции между управляющим электродом и анодом.Зазор между управляющим электродом и катодомчасто перекрывается каплями расплавленного ме-талла из сварочной ванны. Возможно также нару-шение электрической изоляции между жилами вы-соковольтного кабеля, соединенными с катодом иуправляющим электродом. Во всех этих случаяхпроисходит неконтролируемое повышение токапучка, нарушающее формирование шва.

Резкое отключение источника ускоряющегонапряжения при срабатывании максимальной то-ковой защиты крайне нежелательно, так как вы-зывает серьезный дефект шва в виде сквозногократера, незаполненного жидким металлом. По-этому прежде всего требуется обеспечить мини-мальное нарушение формирования шва, а затемуже отключать источник ускоряющего напряже-ния. Если источник был отключен, то в случаеего повторного асинхронного включения недопус-тимо срабатывание токовой защиты из-за пуско-вого тока источника питания, значительно пре-вышающего рабочий ток ввиду броска тока на-магничивания силового трансформатора [1], за-рядки емкостей высоковольтного кабеля и выход-ного фильтра. Именно эти токи при автомати-

ческом повторном включении источника, даже врежиме так называемого мягкого, т. е. замедлен-ного пуска, могут вызвать ложное срабатываниетоковой защиты, если отсутствует ее временнаязадержка и установлен слишком низкий порогсрабатывания.

Данная работа посвящена экспериментально-му исследованию алгоритмов и динамики сраба-тывания токовой защиты при пробоях и токовойперегрузке в пушке с целью уменьшения нару-шений формирования швов.

Методика исследования. При исследованияхиспользовали высоковольтный инверторный ис-точник питания мощностью 6 кВт с ускоряющим

© О. К. Назаренко, О. А. Гурин, Э. И. Болгов, 2013

Рис. 1. Схема экспериментальной аппаратуры: 1 — анод; 2 —управляющий электрод; 3 — катод; 4 — высоковольтный ка-бель; 5 — короткозамыкатель цепи управляющий электрод —катод; 6 — регулятор тока пучка; 7 — разрядник с регулируе-мым межэлектродным расстоянием (Uacc — источник ускоряю-щего напряжения; С1…С4 — распределенные емкости жилкабеля относительно земли; С5 — емкость фильтра)

1/2013 3

напряжением 60 кВ, созданный в результате сов-местной работы коллективов Института электрос-варки им. Е. О. Патона НАН Украины и ООО«Торсион» (г. Харьков). При токах нагрузки до0,1 А источник работает в режиме стабилизацииускоряющего напряжения. Благодаря наличию вцепи нагрузки токового датчика при коротких за-мыканиях возможен переход стабилизатора нап-ряжения в режим стабилизации тока, что огра-ничивает ток нагрузки. На выходе высоковоль-тного фильтра включен балластный резистор, ог-раничивающий максимальную амплитуду тока че-рез выходной высоковольтный выпрямитель прикоротком замыкании в нагрузке и предотвраща-ющий возникновение паразитных резонансныхпроцессов в выходном кабеле [2].

Из-за случайного характера возникновениявакуумного пробоя сложно зафиксировать егоэлектрические и временные параметры для со-поставления их с нарушениями формированияшва. Поэтому в высоковольтный источник пита-ния временно были встроены нормально разом-кнутый короткозамыкатель цепи управляющийэлектрод — катод и разрядник с регулируемыммежэлектродным расстоянием между жилой к уп-равляющему электроду и землей (рис. 1). Это поз-воляет непосредственно в процессе сварки образ-ца в выбранное время замыкать любую из цепей,фиксировать осциллограммы тока нагрузки и ус-коряющего напряжения, сопоставляя их с прои-зошедшим нарушением формирования шва. В ка-честве регистратора использовали цифровой элек-тронный осциллограф Tektronix TDS-2014 с по-лосой пропускания 100 МГц и частотой выборки1 Гвыб/с.

Результаты и их обсуждение. При экспери-ментальных исследованиях выявлена необходи-мость различных подходов к алгоритмам работытоковой защиты источника питания с целью воз-можности выполнения электронно-лучевой свар-ки при имитации пробоев в пушке и при коротком

замыкании цепи управляющий электрод — катод(диодный режим работы пушки).

На рис. 2 приведены осциллограммы тока пуч-ка и ускоряющего напряжения при имитацииэлектрического пробоя между управляющим элек-тродом и анодом пушки непосредственно в про-цессе сварки. Источник ускоряющего напряженияпринудительно переводится в режим автомати-ческого повторного включения с целью предот-вращения серьезного нарушения формированиясварного шва и выхода источника из строя [3].Длительность фронтов отключения ускоряющегонапряжения и соответствующего броска тока наг-рузки составляет около 0,1 мс. Ускоряющее нап-ряжение отсутствует в течение 7,5 мс, что поз-воляет восстановить электрическую прочностьвакуумного промежутка эмиссионной системыпушки. Затем ускоряющее напряжение достаточ-но медленно — за 2,5 мс — восстанавливаетсяпо линейному закону.

Восстановление ускоряющего напряжения мо-жет быть выполнено значительно быстрее, но тог-да из-за соответствующего увеличения скоростинарастания тока пучка возможны выплески ме-талла из сварочной ванны. Кроме того, мягкийпуск ускоряющего напряжения уменьшает пус-ковой ток источника, а также замедляет зарядкуемкостей фильтра и высоковольтного кабеля, бла-годаря чему возможно некоторое уменьшение тре-бований к максимальному току источника пита-ния. Тем не менее, как следует из рис. 2, значениеброска тока нагрузки в момент повторного вклю-чения ускоряющего напряжения достигает 0,35 А,т. е. превышает максимальный рабочий ток ис-точника (0,1 А), по крайней мере, в 3…4 раза.Естественно, если уменьшить порог превышениядопустимого тока, то даже если электрическаяпрочность вакуумного промежутка уже восстано-вилась, будут неограниченное время происходитьложные срабатывания защиты источника и про-цесс сварки не сможет восстановиться. Отметим,что в отсутствие ускоряющего напряжения на ос-циллограмме фиксируется протекание некоторогонагрузочного тока, по всей вероятности, междукатодом, находящимся под остаточным отрица-тельным потенциалом, и управляющим электро-дом. При нарастании ускоряющего напряженияпроисходит возрастание переходного тока, на зна-чение которого влияет цепь стабилизации токапучка. Если отсутствуют серьезные неисправнос-ти аппаратуры, то общая длительность восстанов-ления нормальной работы оборудования не пре-вышает долей секунды и требуется, в худшем слу-чае, ремонтный сварочный проход по участку на-рушения формирования шва.

В рассматриваемом случае перевод источникаускоряющего напряжения в режим автоматичес-кого повторного включения значительно эффек-

Рис. 2. Динамика изменения тока пучка Ibeam и ускоряющегонапряжения Uacc при имитации электрического пробоя впушке вакуумного промежутка управляющий электрод —катод непосредственно в процессе электронно-лучевойсварки

4 1/2013

тивнее принудительного переключения источникаускоряющего напряжения в режим источника то-ка, поскольку из-за протекания тока поддержи-ваются ионизационные процессы в вакуумномпромежутке, препятствующие восстановлениюего электрической прочности.

Наоборот, как будет показано ниже, при пе-реходе эмиссионной системы в диодный режимиз-за короткого замыкания цепи управляющийэлектрод–катод оказывается полезным принуди-тельное переключение источника ускоряющегонапряжения в режим источника тока. При замы-кании этой цепи ток возрастает до уровня, со-ответствующего полностью отпертой эмиссион-ной системе. Отключение в этот момент ускоря-ющего напряжения приводит к образованию де-фекта в виде незаполненного жидким металломглубокого кратера с многочисленными усадочны-ми трещинами (рис. 3, а).

Перевод источника ускоряющего напряженияв режим источника тока с соответствующим сни-жением ускоряющего напряжения позволяет из-бежать образования этого дефекта (рис. 3, б).

На рис. 4 приведены осциллограммы тока пуч-ка и ускоряющего напряжения при имитацииэлектрического пробоя между управляющим элек-тродом и катодом пушки. В момент замыканияуправляющего электрода с катодом, когда эмис-

сионная система переходит в диодный режим, токпучка возрастает от установленного значения 0,1до 0,25 А. По истечении 3…5 мс срабатывает то-ковая защита, программный порог которой равен0,13 А, т. е. на 30 % превышает уровень токапучка, и источник напряжения переходит в режимстабилизации этого значения. Для поддержаниятакого тока источник генерирует напряжение око-ло 30 кВ. Таким образом, мощность пучка сни-жается от 6 до 3,9 кВт, и, главное, при сниженииускоряющего напряжения пучок значительно пе-рефокусируется (фокусное пятно поднимается от-носительно поверхности изделия), в результатечего объем расплавленного металла существенносокращается. Происходит бездефектное оконча-ние формирования шва без фиксации кратера, пос-ле чего источник может быть выключен для вы-полнения необходимых восстановительных работ.

В таблице приведены оптимальные характе-ристики токовой защиты источника ускоряющегонапряжения.

Выводы1. При пробое в эмиссионной системе сварочнойпушки высоковольтный источник питания долженза время около 0,1 мс перейти в режим автома-тического повторного включения. Токовый порогэтого перехода должен в 3…4 раза превышать

Характеристика токовой защиты источника питания для электронно-лучевой сварки

Нарушение режима сварки Причина нарушения Алгоритм работы токовой защитыВремя

срабатыва-ния, мс

Ток пучка в 3…4 раза превысил мак-симальный ток нагрузки источника

Электрический пробой междууправляющим электродом и анодом

Принудительное переключение источни-ка ускоряющего напряжения в режим ав-томатического повторного включения

~0,1

Ток пучка достиг значения, соответс-твующего диодному режиму эмис-сионной системы пушки

Короткое замыкание цепи управляю-щий электрод — катод

Принудительное переключение источни-ка из режима стабилизации напряжения врежим стабилизации тока

2…5

Рис. 3. Внешний вид швов, прерванных в момент замыканияцепи управляющий электрод — катод: а — образование де-фекта в виде кратера при отключении ускоряющего напряже-ния максимальной токовой защитой; б — бездефектноеокончание шва благодаря переходу источника из режима ста-билизации ускоряющего напряжения в режим стабилизациитока пучка

Рис. 4. Динамика изменения тока пучка Ibeam и ускоряющегонапряжения Uacc при имитации короткого замыкания управ-ляющего электрода с катодом непосредственно в процессеэлектронно-лучевой сварки

1/2013 5

максимальный ток нагрузки источника с учетомпускового тока при асинхронном включении ис-точника питания, токов зарядки емкостей высо-ковольтного кабеля и выходного фильтра.

2. При коротком замыкании цепи управляю-щий электрод — катод источник ускоряющегонапряжения должен автоматически перейти в ре-жим стабилизации тока пучка после превышения

на 20…30 % его установленного значения в те-чение 3…5 мс.

1. Шабад М. А. Максимальная токовая защита. — Л.:Энергоатомиздат, 1991. — 96 с.

2. Назаренко О. К., Матвейчук В. А. Ограничение перенап-ряжений в высоковольтных цепях после разрядов в сва-рочной пушке // Автомат. сварка. — 2011. — № 10. —С. 40–43.

3. Pat. 3042652 DE. Method and apparatus for electron beamwelding / V. K. Lebedev, O. K. Nazarenko, V. E. Lokshin etal. — Publ. 02.04.1982.

Поступила в редакцию 15.10.2012

ЦіЛЬОВА КОМПЛЕКСНА ПРОГРАМА НАН УКРАїНИ«ПРОБЛЕМИ РЕСУРСУ і БЕЗПЕКИ ЕКСПЛУАТАЦії КОНСТРУКЦіЙ,

СПОРУД ТА МАШИН»Збірник наукових статей за результатами, отриманими в 2010–2012 рр.

Науковий керівник — академік Б. Є. Патон

До збірника ввійшли статті, які підготовлені за результатами цільовоїкомплексної програми НАН України «Проблеми ресурсу і безпекиексплуатації конструкцій, споруд та машин», отриманими впродовж2010–2012 рр., до реалізації якої було залучено 26 інститутів НАНУкраїни. Мета програми — розробка методологічних основ прогнозу-вання залишкового ресурсу конструкцій, створення методів, технічнихзасобів і технологій для оцінки технічного стану та подовження термінівексплуатації техногенно та екологічно небезпечних об’єктів. Для на-укових співробітників, інженерів, студентів старших курсів, зайнятихрозробкою та експлуатацією конструкцій, споруд та машин.

Розділ 1. Розробка методологічних основ оцінки технічного станута обгрунтування безпечного терміну експлуатації конструктивнихелементів об’єктів підвищеної небезпеки на території України.

Розділ 2. Розробка методів і нових технічних засобів неруйнівногоконтролю та діагностики стану матеріалів і виробів тривалої експлуа-тації.

Розділ 3. Розробка методів захисту від корозії елементів конструкційоб’єктів тривалої експлуатації.

Раздел 4. Разработка эффективных методов оценки и продленияресурса объектов атомной энергетики.

Розділ 5. Підвищення надійності та подовження ресурсу енер-гетичного обладнання і систем.

Розділ 6. Створення систем моніторингу технічного стану трубопроводів і об’єктів газо- та нафто-переробної промисловості.

Розділ 7. Підвищення надійності та подовження ресурсу мостів, будівельних, промислових і транс-портних конструкцій.

Розділ 8. Розробка технологій ремонту та відновлення елементів конструкцій об’єктів підвищеноїнебезпеки з метою продовження терміну їх експлуатації.

Розділ 9. Підготовка нормативних документів і науково-технічних посібників з питань оцінки ресурсуоб’єктів тривалої експлуатації.

6 1/2013

УДК 621.791:621.039.6

ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГОСОСТОЯНИЯ СВАРНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИЗ АУСТЕНИТНОЙ

СТАЛИ В УСЛОВИЯХ РАДИАЦИОННОГО ОБЛУЧЕНИЯО. В. МАХНЕНКО, И. В. МИРЗОВ

Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.03680, г. Киев, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua

Выгородка ядерного реактора подвержена высоким дозам радиационного облучения, приводящим к ее заметномудеформированию и смыканию зазора между выгородкой и стенкой шахты. Это влечет за собой изменение теплообменав активной зоне, последствия которого могут быть опасны с точки зрения нарушения температурного режима работыреактора. Для оценки радиационного распухания выгородки была создана двухмерная конечно-элементная модель, вкоторой использовались отработанные в ИЭС им. Е. О. Патона НАН Украины расчетные алгоритмы, где в качестверадиационного распухания задавались изотропные объемные деформации. Модель нелинейно учитывает зависимостьрадиационного распухания материала выгородки от температуры облучения, напряженного состояния и пластическихдеформаций. В модели также описано изменение предела текучести материала стенки сварной шахты как функциятемпературы облучения и накопленной радиационной дозы. После 25 лет эксплуатации реактора максимальное значениедеформаций распухания в материале выгородки составляет 1,3 %, после 40 лет — 1,8, после 60 лет — 3,7. Максимальныерадиальные перемещения внешней поверхности выгородки в процессе эксплуатации реактора составляют 11,2 мм после25 лет, 12,9 мм после 40 лет, 16,1 мм после 60 лет. В более консервативной модели, не учитывающей историюнакопления объемных деформаций, за 60 лет эксплуатации выгородка распухает на 26 %, что соответствует еще большимрадиальным перемещениям внешней поверхности выгородки наружу. Результаты по распуханию и радиальным дефор-мациям выгородки, полученные с учетом напряженного состояния, свидетельствуют о возможном контакте выгородкисо сварной стенкой шахты в течение эксплуатации реактора. Такой контакт может сильно повлиять на напряженно-деформированное состояние сварной конструкции шахты, поэтому требует более детального изучения. Библиогр. 9,табл. 2, рис. 14.

К л ю ч е в ы е с л о в а : сварные металлические конструкции, аустенитная сталь, напряженно-деформированноесостояние, выгородка, ресурс реактора, радиационное распухание, численная модель, стенка шахты

В ядерном реакторе источником энергии служатрадиоактивные тепловыделяющие элементы стер-жневой формы (твэлы). Они группируются в теп-ловыделяющие сборки (ТВС), образующие актив-ную зону, которую окружает стальная обечайкацилиндрической формы — выгородка (рис. 1), из-готавливаемая из аустенитной стали методом ков-ки. В свою очередь ТВС и выгородка размещеныв сварной конструкции шахты реактора и крепятсяк ее граненому поясу. Основное назначение выго-родки — группирование ТВС в активную зону,уменьшение интенсивности нейтронного потока накорпус реактора, обеспечение циркуляции тепло-носителя по проектному тракту [1].

Высота выгородки реактора ВВЭР-1000(рис. 2) — 4070 мм. Она состоит из пяти колецодинаковой высоты, скрепленных между собойшпильками. Внутренняя поверхность колец гра-неная. Радиус выгородки в месте соединения ко-лец 1742,5 мм. Выгородка циклически симмет-рична относительно сектора в 60°, что сущест-венно упрощает процесс моделирования.

© О. В. Махненко, И. В. Мирзов, 2013Рис. 1. Конструкция реактора: 1 — шахта; 2 — корпус; 3 —выгородка

1/2013 7

Поперечное сечение выгородки (перпендику-лярно оси) показано на рис. 3. Диаметр малыхканалов 70 мм, диаметр большого канала 130 мм.

Выгородка и стенка сварной шахты ядерногореактора подвержены высоким дозам радиацион-ного облучения, которое вызывает возникновениецелого комплекса дефектов, приводящих к дег-радации физико-механических свойств. В хромо-никелевых сталях в рассматриваемых условияхнагрева 400…550 °С происходят микроструктур-ные превращения с переходом частично из аус-тенитного в ферритное состояние с образованиемкарбидов хрома, титана, молибдена и других при-месных металлов [2]. Тем не менее основная фаза— аустенит — сохраняет около 90 % общегообъема. Так, при высокотемпературном облу-чении интенсивными нейтронными потоками ваустенитных сталях и сплавах на основе никеля,титана, молибдена, бериллия зарождаются и рас-тут вакансионные поры, что приводит к замет-ному увеличению объема металла — радиацион-ному распуханию. Этот процесс в значительнойстепени зависит от радиационной дозы, темпе-

ратуры облучения и обусловленных распуханиемнапряжений и пластических деформаций в мате-риале [1–3].

Радиационное распухание материала выгород-ки приводит к ее деформированию и смыканиюзазора между ней и стенкой шахты, что влечетза собой изменение теплообмена в активной зоне,последствия которого могут быть опасны с точкизрения нарушения температурного режима рабо-ты реактора. Полное смыкание зазора между вы-городкой и стенкой шахты и дальнейшее распу-хание выгородки приводит к значительному де-формированию стенки шахты и росту напряже-ний, что может привести к ее разрушению. Прог-нозирование изменения напряженно-деформиро-ванного состояния (НДС) выгородки и сварнойконструкции стенки шахты в процессе эксплуа-тации, в том числе для обоснования продленияресурса действующих энергоблоков ВВЭР-1000до 60 лет, является сегодня крайне актуальнойзадачей.

Рис. 2. Общий вид выгородки

Рис. 3. Сечение выгородки, сектор 30°

Т а б л и ц а 1. Физические свойства стали 08Х18Н10Т [4, 5] (коэффициент Пуассона ν = 0,3 [1])

Температура T, оС МодульЮнга E, ГПа

Коэффициентлинейного расшире-ния αt, ⋅10–6 К–1

Теплопроводность λ,Вт⋅м–1⋅К–1

Удельная теплоем-кость cр, Дж⋅кг

–1⋅К–1 Плотность ρ, кг/м3

20 205 — 16,6 478 7900

100 200 16,6 17,2 495 7862

200 190 17,0 18,0 516 7821

300 180 17,4 18,7 537 7778

400 170 17,8 19,4 558 7732

500 165 18,2 20,1 579 7684

600 160 18,5 20,8 600 7634

Рис. 4. Двухмерная конечно-элементная модель выгородки,сектор 30°

8 1/2013

Материал выгородки — аустенитная сталь08Х18Н10Т, химический состав которой следу-ющий, мас. %: 0,8 Si; 0,3 Cu; 2,0 Mn; 10,0 Ni;0,4 Ti; 0,035 P; 18,0 Cr; 0,02 S. Физические свой-ства стали 08Х18Н10Т, приведенные в табл. 1,соответствуют начальному (необлученному) сос-тоянию.

Для оценки радиационного распухания выго-родки создали двухмерную конечно-элементнуюмодель (рис. 4). Специально для моделированияповедения выгородки выбрали сечение, где зна-чения повреждающей дозы и энерговыделениямаксимальные. Использованы условия цикличес-кой симметрии для сектора выгородки в 60° исимметрия относительно прямой, делящей этотсектор на два равных сектора в 30°. Каждая изсоответствующих механических задач была ре-шена в условиях обобщенной плоской дефор-мации. Модель, созданная из линейных четырех-или трехузловых элементов в виде четырех- илитреугольников, содержит 10486 узлов и 9748 эле-ментов.

Распределение температуры в выгородке впроцессе расчета распухания постоянное и опре-делено предварительным нестационарным термо-динамическим расчетом (выход реактора на ре-жим максимальной мощности). В качестве гра-ничных условий заданы температуры теплоноси-теля в каналах и на свободных поверхностях вы-городки (рис. 5, табл. 2), а также соответствующиекоэффициенты теплопередачи. Учтены объемныетепловыделения в материале выгородки (рис. 6).

Потоки тепла (q, Вт/м2) определяются по фор-муле

q = –h(θin – θout), (1)

где θin — температура поверхности, оС; h — коэф-фициент теплопередачи, Вт/(м2⋅К); θout — тем-пература теплоносителя, оС.

Расчетным методом найдены значения напря-жений и деформаций в выгородке, возникающиепри выходе реактора на режим полной мощности.Это НДС заложено в расчет распухания в качественачальных условий.

Результат расчета температурных полей при-веден на рис. 7. Картина и абсолютные значениятемпературы полностью соответствуют результа-там, приведенным в работе [1].

Затем для оценки формоизменения выгородкив течение 60 лет работы реактора проводилосьпрослеживание по времени возникновения и раз-вития деформаций радиационного распухания исоответственно изменения НДС в условиях пос-тоянного распределения температуры. Периоди-ческие охлаждения выгородки при остановах ре-актора не учитывались, поскольку расчетным пу-тем для одного цикла охлаждение–нагрев былоопределено, что это не вызывает перераспреде-ления остаточных деформаций. В ИЭС им. Е. О.Патона НАН Украины накоплен большой опытрешения нелинейных задач прослеживания воз-никновения и развития пластических деформацийпри сварке и последующем охлаждении [6], по-этому для решения данной задачи использовалиотработанные расчетные алгоритмы, где в качес-

Рис. 5. Тепловые потоки в выгородке: 1–9 — поверхностиканалов; 10, 11 — свободные поверхности

Т а б л и ц а 2. Температура теплоносителя и значениякоэффициентов теплопередачи для различных поверх-ностей выгородки [1]Номер поверхности

по рис. 5Температура на по-

верхности, °СКоэффициент тепло-передачи, Вт/(м2⋅К)

1, 6, 8 291,7 2308

2...5; 2...7 292,1 1331

9 291,7 1115

10 291,7 15900

11 320 39017

Рис. 6. Объемные тепловыделения в выгородке при работереактора на полной мощности

Рис. 7. Распределение температуры в выгородке реактора приработе на максимальной мощности

1/2013 9

тве объемных эффектов задавали деформации ра-диационного распухания в виде изотропныхобъемных деформаций. Прирост распухания ма-териала вычисляется на каждом временном шаге.Тогда же пересчитываются значения поврежда-ющей дозы (рис. 8), предела текучести, средниенапряжения и пластические деформации в каждомконечном элементе. Размер шага по времени сос-тавляет 1 год, что обеспечивает достаточную точ-ность в расчете распухания выгородки на случай25, 40 и 60 лет эксплуатации реактора.

Зависимость распухания Si рассматриваемогоматериала в определенный момент времени мож-но представить в виде [2, 7, 8]

Si = CDDinf0(T)f1(σm)f3(κ), Si > 0, (2)

где Din — доза облучения, с.н.а (с.н.а — смещения

на атом); f0(T) = exp(–r(T – Tmax)2); f1(σm) = 1 ++ Pσm; f3(κ) = exp (–ηκ); CD, n, r, P, η — без-размерные константы (CD = 1,035⋅104, n = 1,88,r = 1,1⋅10–4, P = 4⋅10–3 МПа–1, η = 8,75); Tmax == 470 °С; T — температура облучения, °С;

σm = 13(σ1 + σ2 + σ3) — средние напряжения;

κ = ∫ 0

D

dεip, где dεi

p — интенсивность приращений

пластических деформаций, равная

dεip = √⎯⎯32 √⎯⎯⎯⎯⎯⎯dεij

pdεijp , i, j = 1...3.

Суммарное распухание по всем N временнымшагам ищется как сумма приращений распуханияна каждом шаге:

S∑

= ∑ i = 1

N

dSi, dSi > 0.

Эта модель учитывает историю накопленияобъемных деформаций вследствие радиационногооблучения.

Предел текучести материала выгородки и шах-ты под действием температуры и радиационногооблучения изменяется в соответствии с зависи-мостью [2]

σ0,2 = 153 + 239 exp (–2,22⋅10–3(T + 273)) +

+ 365⎛⎜⎝

TTобл

⎞⎟⎠

–2,2

⎡⎢⎣1 – exp ⎛⎜

⎝–0,47 D

D0

⎞⎟⎠

⎤⎥⎦

0,5

, (3)

где Tобл = 450 °С; D0 = 4,55 c.н.а.Так, при выходе реактора на режим, когда на-

копленная доза облучения еще пренебрежимо ма-ла, предел текучести материала падает (рис. 9).Вместе с тем повышается напряженное состояние,что приводит к зарождению пластической областив выгородке (рис. 10). На этом этапе значениепредела текучести полностью определяют двапервых слагаемых из зависимости (3).

Рис. 8. Повреждающая доза облучения, 22-й топливный цикл

Рис. 9. Падение предела текучести при разогреве выгородкив процессе выхода на рабочий режим (в зоне максимальнойтемпературы)

Рис. 10. Интенсивность пластических деформаций в выгород-ке после выхода реактора на режим

Рис. 11. Увеличение предела текучести при накоплении дозыоблучения в процессе эксплуатации выгородки (в зоне мак-симума накопленной повреждающей дозы)

10 1/2013

С увеличением накопленной дозы облученияповышается и влияние третьего слагаемого из за-висимости (3) на предел текучести. Так, за первыйгод эксплуатации реактора предел текучести ма-териала выгородки вырос от 220 МПа в областимаксимума температуры до 480 МПа в областимаксимума накопленной повреждающей дозы(рис. 11).

Общая картина объемных деформаций распу-хания в выгородке в течение всего срока эксплу-атации реактора сохраняется приблизительно оди-наковой (рис. 12), но абсолютная величина рас-пухания увеличивается. После 25 лет эксплуа-тации реактора максимальное значение деформа-ций распухания составляет 1,3, после 40 лет —1,8, после 60 лет — 3,7 %.

Из-за неравномерности прогрева и распуханиярадиальные деформации в выгородке не одина-ковы. Прирост радиуса максимален в областибольшого канала 9, а минимален в области канала№ 1 (рис. 13). Их различие заметно уже при вы-ходе реактора на режим полной мощности, дажекогда значение распухания пренебрежимо мало.Прирост радиуса внешней поверхности выгород-ки при выходе реактора на режим всюду поло-жителен, но при накоплении распухания внешняяповерхность выгородки в районе канала № 1 пе-ремещается внутрь, в то время как радиус в районебольшого канала продолжает расти.

Радиальные перемещения внешней поверхностивыгородки после выхода реактора на режим нор-мальной эксплуатации составляют 11,2 мм для об-ласти max; 9,4 мм для области min. После 25 летэксплуатации max(min) радиальные перемещения

составляют соответственно: 12,9 (8,8 мм); после40 лет — 14,1 (7,9); после 60 — 16,1 (7,1).

Расчет объемных деформаций вследствие ра-диационного распухания в целом ряде сущест-вующих работ [1] предлагается проводить по сле-дующей формуле:

S = ΔV/V == 0,55(D + 0,1T – 67)exp(–2,9⋅10–4 (T – 485)2), (4)

где S — относительное радиационное распуха-ние, %; ΔV/V — объемное распухание выгород-ки, %; D — повреждающая доза облучения, с.н.а.

Такая модель не учитывает напряженного сос-тояния и это значит, что расчет не зависит отистории нагружения. Выражение (D + 0,1T – 67)может принимать отрицательные значения, еслидоза облучения не достигла определенного зна-чения, в этом случае значение распухания прог-раммно обнуляется. В соответствии с этой мо-делью распухание начинает возникать на 23-м го-ду эксплуатации реактора, когда максимальноезначение дозы в выгородке D = 67 – 0,1T = 25с.н.а. Инкубационный период [9], в течение ко-торого накопится эта доза, 23 года.

Оценка по распуханию согласно формуле (4)за 60 лет дает

S = 0,55(65,5 + 490/10 – 67)exp[–2,9⋅10–4(490 – 485)2] == 0,55⋅47,5exp(–7,25⋅10–3) = 26 %.

Программный расчет по формуле (4) дает17 %. Результат расчетов приведен на рис. 14.

Расчет объемных деформаций за 60 лет экс-плуатации реактора, выполненный в данной ра-боте по уточненной модели (формулы (2) и (3))с учетом НДС, дает не 26 %, а значительно болеенизкое значение — 3,7 %. Таким образом, учетистории нагружения (напряженного состояния)при оценке радиационного распухания материалавыгородки и ее радиальных деформаций сущес-твенно влияет на точность результатов.

Результаты по распуханию и радиальным де-формациям выгородки, полученные с учетом нап-ряженного состояния, свидетельствуют о воз-можном контакте выгородки со сварной стенкойшахты в течение эксплуатации реактора, началь-

Рис. 12. Общая картина объемных деформаций распухания ввыгородке в течение всего срока эксплуатации реактора

Рис. 13. Области максимального и минимального приростарадиуса в выгородке в процессе эксплуатации

Рис. 14. Объемное распухание выгородки ΔV/V после 60 летэксплуатации реактора по формуле (4)

1/2013 11

ный минимальный зазор между которыми сост-авляет 2,5 мм. Такой контакт может сущест- вен-но повлиять на НДС сварной конструкции шахты,поэтому требует более детального изучения и соз-дания трехмерной модели радиационного распу-хания и контактного взаимодействия выгородкии стенки шахты с учетом распределения дозы об-лучения и подогревов по высоте конструкций.

1. Дополнительные работы по оценке технического состоя-ния элементов реактора энергоблока № 1 ОП Южно-Ук-раинской АЭС (этап № 6). Оценка радиационного распу-хания выгородки / В. Пиштора, С. Вандлик, Д. Лауерова,И. Андел: (Отчет) / ИЯИ. — Ржеж, 2011. — 81 с.

2. Механические свойства аустенитных сталей при нейт-ронном облучении, влияние различных факторов / И. П.Курсевич, Б. З. Марголин, О. Ю. Прокошев, В. И. Коно-нов // Вопр. материаловедения. — 2006. — 48, № 4. —С. 55–68.

3. Микроструктурные механизмы низкотемпературногорадиационного распухания и охрупчивания материаловвнутрикорпусных устройств реакторов ВВЭР-1000 /О. В. Бородин, В. В. Брык, В. Н. Воеводин и др. // Проб-леми ресурсу і безпеки експлуатації конструкцій, споруд

і машин / За ред. Б. Є. Патона. — К.: Ін-т електрозварю-вання ім. Є. О. Патона, 2006. — С. 161–166.

4. Гойна А. Определение текущих значений механическихсвойств элементов внутрикорпусных устройств: (Отчет)/ ИЯИ. — № 02-2007 от 01.02.2008 (этап 5.2.1 ч. 2). —Ржеж, 2011.

5. Прочность основного оборудования и трубопроводовреакторных установок ВВЭР / Н. В. Шарый, В. П. Се-мишкин, В. А. Пиминов, Ю. Г. Драгунов. — М.: ИздАТ,2004. — 496 с.

6. Махненко В.И. Расчетные методы исследований кинети-ки сварочных напряжений и деформаций. — Киев: Наук.думка, 1976. — 317 с.

7. Механические свойства аустенитных сталей при нейт-ронном облучении, влияние различных факторов. Ч. II.Физические и механические закономерности охрупчива-ния / И. П. Курсевич, Б. З. Марголин, О. Ю. Прокошев,В. И. Кононов // Вопр. материаловедения. — 2006. — 48,№ 4. — С. 99–111.

8. Радиационное распухание аустенитных сталей. Влияниеразличных факторов, обработка экспериментальныхданных и формулировка определяющих уравнений /Н. К. Васина, Б. З. Марголин, А. Г. Гуленко, И. П. Кур-севич // Там же. — С. 69–89.

9. Вотинов С. Н., Прохоров В. И., Островский З. Е. Облу-ченные нержавеющие стали. — М.: Наука, 1987. —128 с.

Поступила в редакцию 10.09.2012

СВАРКА И РЕЗКА-201313-я Международная специализированная выставка

09–12 апреля 2013 г. ЗАО «МинскЭкспо», Республика Беларусь

При поддержке: Национальной академии наук Беларуси, Государственного научно-производственногообъединения порошковой металлургии, ОХП «Институт сварки и защитных покрытий»

Тематика:

• материалы для сварки, наплавки и пайки• оборудование и технологии сварки, резки, наплавки, пайки и термообработки• источники питания и системы управления сварочным оборудованием• оборудование для орбитальной сварки и обработки труб• электронно-лучевая, лазерная, плазменная сварки и резка• автоматизированные комплексные системы и агрегаты для сварки и резки• автоматизация сварочных производственных и технологических процессов, программное

обеспечение• приборы для неразрушающего контроля сварных соединений• научное и информационное обеспечение сварки• система подготовки, переподготовки и аттестации сварщиков• охрана труда и экологическая безопасность в сварочном производстве• сертификация сварочного оборудования

Международная специализированная выставка «Сварка и Резка» будет проходить одновременно с вы-ставками «Защита от коррозии. Покрытия».

Контакты: E-mail: e_federova@solo.by (Федорова Елена Владимировна).

12 1/2013

УДК 621.791.92.042

РАЗРАБОТКА ПОРОШКОВОЙ ПРОВОЛОКИФЕРРИТНОГО КЛАССА ДЛЯ НАПЛАВКИ

ДЕТАЛЕЙ ИЗ ВЫСОКОУГЛЕРОДИСТЫХ СТАЛЕЙЯ. П. ЧЕРНЯК

Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.03680, г. Киев, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua

В настоящее время остро стоит вопрос восстановления деталей с содержанием углерода более 0,5 %. Традиционныеметоды борьбы с трещинами, такие как предварительный и сопутствующий подогрев при наплавке деталей извысокоуглеродистых сталей, не всегда осуществимы в связи с большой массой деталей или экономической неце-лесообразностью. Результаты исследований, представленные в статье, позволили разработать новый наплавочныйматериал ферритного класса, позволяющий без предварительного и сопутствующего подогрева получать безде-фектный наплавленный слой. Основным элементом системы легирования Fe–Ti–Mn–Si–Mo является титан, чтопозволяло, учитывая его сродство к углероду и их стехиометрическое соотношение, получать мягкую ферритнуюматрицу в наплавленном металле при содержании углерода в основном металле до 1 %. Положительный результатопытно-промышленной проверки разработанной порошковой проволоки при наплавке трамвайных рельсов, которыеизготавливаются из стали М76 с содержанием углерода до 0,8 %, позволил рекомендовать данную проволоку дляприменения в промышленности. Разработаны Технические условия Украины ТУУ 28.7.05416923.066–2002 на проволокуПП-Нп-О6Т3ГМ (ПП-АН203) для ее производства в промышленных масштабах. Порошковая проволока ферритногокласса ПП-Нп-Т3СГМ обеспечивает отсутствие в наплавленном металле и ЗТВ трещин всех видов, в том числе иотколов, в широком диапазоне режимов наплавки. Она рекомендована для применения при наплавке деталей из вы-сокоуглеродистых сталей без предварительного и сопутствующего подогрева. Библиогр. 4, табл. 2, рис. 3.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая наплавка, наплавочные материалы, высокоуглеродистые стали, порошковая про-волока, ферритный наплавленный металл, предварительный и сопутствующий подогрев

Из высокоуглеродистых сталей, содержащих бо-лее 0,5 % углерода, изготавливают многие деталиметаллургического оборудования, железнодорож-ного транспорта, строительной техники и т. д.При наплавке этих деталей необходимо прини-мать меры для предотвращения образования хо-лодных трещин в наплавленном металле и ЗТВ.Самым распространенным методом предотвраще-ния трещин остается предварительный и сопут-ствующий подогрев и последующий отпуск, поз-воляющие значительно понизить остаточныенаплавочные напряжения вследствие образованиямартенситной структуры в наплавленном металлеи ЗТВ. Если подогрев невозможен, то для нап-лавки используют аустенитные электродные ма-териалы, что не всегда оправдано как с техни-ческой, так и экономической точек зрения [1].

Целью настоящей работы являлась разработкарасходного материала для наплавки деталей извысокоуглеродистых сталей без или с минималь-ным подогревом, обеспечивающего получениебездефектного наплавленного металла, соответс-твующего по структуре легированной стали фер-ритного класса [2]. Для исключения образованиямартенсита углерод, переходящий в наплавлен-ный металл из основного металла, связывают в

прочные карбиды в таком соотношении, что вматрице он остается в минимальном количестве.В этом случае матрица сохраняет относительномягкую и пластичную ферритную структуру. Приэтом наплавленный и основной металл имеютблизкие коэффициенты термического расшире-ния, что способствует снижению остаточных нап-лавочных напряжений.

Для проведения исследований выбрана систе-ма легирования наплавленного металла Fe–Ti–Mn–Si–Mo. Содержание титана в наплавленномметалле выбирали из следующих соображений.Известно, что титан энергично реагирует с угле-родом и образует с ним карбид TiC со стехио-метрическим соотношением 4:1. Наплавку пла-нировали проводить на сталь, содержащую0,7…0,9 % углерода. При проплавлении основ-ного металла равном примерно 30…40 % содер-жание углерода в первом наплавленном слое мо-жет достигать 0,35 %. Чтобы связать такое ко-личество углерода, необходимо около 2 % титана,что должно обеспечить образование мягкой фер-ритной матрицы и, как следствие, отсутствие тре-щин в наплавленном металле.

Известно также, что титан сильно окисляетсяв процессе наплавки и для определения его не-обходимого содержания в наплавленном слое исоответственно в шихте порошковой проволоки© Я. П. Черняк, 2013

1/2013 13

провели опыты по наплавке образцов из высо-коуглеродистой стали, содержащей 0,8 % угле-рода, самозащитной проволокой исследуемой сис-темы легирования диаметром 2,6 мм. Наплавкувели открытой дугой на режиме: I = 430…450 А;U = 24…26 В; vн = 36,8 м/ч. Применяли газош-лаковую систему основного типа(CaF2+CaCO3+[SiO2+K2O+Al2O3]). Титан вводилив виде ферротитана ФТи-70 с 69 % Ti.

По данным табл. 1, в которой представленырезультаты исследований, был рассчитан среднийкоэффициент перехода титана в металл первогонаплавленного слоя, который составил около40 %. Таким образом, чтобы обеспечить требу-емое количество титана в первом наплавленномслое равное 2 % его содержание в шихте порош-ковой проволоки должно быть около 5 %.

В соответствии с данными по переходу титанав наплавленный металл для проведения исследо-ваний изготовили опытную порошковую прово-локу ПП-Нп-Т3СГМ и провели наплавку на сталь,содержащую 0,8 % углерода, на режиме, приве-денном выше. Результаты исследования химичес-кого состава и твердости наплавленного металлапервого и третьего валиков приведены в табл. 2.

Металлографический анализ показал, чтоструктура металла первого – третьего валика фер-ритная (рис. 1). Характерной особенностью ее яв-ляется наличие дезориентированных мелких крис-таллитов, по границам и внутри которых выпалидисперсные включения, представляющие в основ-ном карбонитриды различного состава. Низкаятвердость (HV 170…195) также свидетельствуетоб отсутствии мартенсита в матрице наплавлен-ного металла первого – третьего валиков.

С помощью быстродействующего дилатометраконструкции ИЭС им. Е. О. Патона [3, 4] изучалиструктурные и фазовые превращения в наплав-ленном металле в процессе нагрева и охлаждения.В быстродействующем дилатометре скорости наг-рева и охлаждения образцов имитируют терми-ческие циклы наплавки (сварки). Образцы изго-тавливали из металла первого слоя, наплавлен-ного проволокой ПП-Нп-Т3СГМ металла на сталь,которая содержит 0,8 % углерода (табл. 2).

Как видно из рис. 2, а, образцы в процессеохлаждения со скоростью 36 °С/с (в соответствиис наиболее жестким наплавочным термическимциклом) сохраняют исходную ферритную струк-туру. Об этом свидетельствует монотонность иобратимость кривых.

Полученные кривые сравнивали с дилатограм-мой трансформаторного железа, содержащего4…5 % кремния и имеющего устойчивую струк-туру феррита (ОЦК-решетку) в интервале от ком-натной температуры до температуры плавления(рис. 2, б). Из сравнения дилатограмм наплавлен-ного металла Т3СГМ и трансформаторного же-

Т а б л и ц а 1. Содержание титана в металле первого нап-лавленного слоя в зависимости от его количества в ших-те самозащитной порошковой проволокиРасчетное содержание титана вшихте порошковой проволоки,

мас. %

Фактическое содержаниетитана в наплавленном металле,

мас. %

2,17 0,68

3,26 1,15

3,95 1,31

4,05 1,51

4,87 2,05

5,62 2,50

7,04 2,73

Т а б л и ц а 2. Химический состав и твердость металла,наплавленного порошковой проволокой ПП-Нп-Т3СГМ

Номервалика

Массовая доля элементов, % ТвердостьHVC Mn Si Cr Ni Ti Mo

1 0,4 0,9 0,9 — — 2,6 0,4 185…195

3 0,2 1,0 1,2 — — 3,3 0,6 170…180

Рис. 1. Микроструктура (×500) металла, наплавленного порошковой проволокой ПП-Нп-Т3СГМ: а — зона сплавления; б —центр первого валика

14 1/2013

леза видно, что они подобны и имеют одинаковыйнаклон, т. е. их структуры и коэффициентытермического расширения близки.

Таким образом, выполненные исследованияпоказывают, что даже при содержании в наплав-ленном металле до 0,5 % углерода за счет леги-рования титаном этот металл кристаллизуется какферритный и не претерпевает никаких превраще-ний в твердом состоянии.

Исследование механических свойств металла,наплавленного проволокой ПП-НпТ3СГМ, свиде-тельствует о достаточно высоком их уровне: σт == 393 МПа; σв = 638 МПа; δ = 18,5 %; ψ = 24,5 %.

Проведена опытно-промышленная проверкаразработанной порошковой проволоки, содержа-щей до 0,8 % углерода, при наплавке трамвайныхрельсов, изготовленных из стали М76.

Измерение твердости металла ЗТВ показало,что у границы сплавления под первым наплав-ленным валиком максимальная твердость состав-ляет около HV 400 (рис. 3). Микроструктура вэтой зоне — отпущенный мартенсит + бейнит(см. рис. 1, а). Примечательно, что карбидная гря-да на границе сплавления практически полностьюотсутствует. Остальные участки ЗТВ имеют фер-ритно-перлитную структуру с твердостью HV

280…350 и не представляют опасности с точкизрения образования холодных трещин.

Результаты опытно-промышленной проверкипоказали, что разработанная порошковая прово-лока ПП-Нп-Т3СГМ обеспечивает в широком ди-апазоне режимов наплавки отсутствие в нап-лавленном металле и металле ЗТВ трещин всехвидов, в том числе и отколов. Еще одним дос-тоинством порошковой проволоки ПП-Нп-Т3СГМ является отсутствие дефицитных идорогостоящих легирующих элементов, поэтомуцена ее невысока.

Выводы

1. Разработана порошковая проволока ПП-Нп-Т3СГМ, обеспечивающая при наплавке деталейиз высокоуглеродистых сталей без подогрева по-лучение пластичной ферритной структуры нап-лавленного металла и, как следствие, отсутствиехолодных трещин.

2. Проведенные исследования и опытно-про-мышленная проверка позволяют рекомендоватьпорошковую проволоку ПП-Нп-Т3СГМ для нап-лавки деталей из высокоуглеродистых сталей безпредварительного и сопутствующего подогревов.

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

2. Черняк Я. П., Бурский Г. В., Каленский В. К. Сопротивля-емость металла ЗТВ стали М76 образованию холодныхтрещин после наплавки проволоками ферритного класса// Автомат. сварка. — 2002. — № 11. — С. 53–54.

3. Васильев В. Г., Малевский Ю. Б. Дилатометр для иссле-дования фазовых превращений при сварочном термичес-ком цикле // Физические методы исследования металлов.— Киев: Наук. думка, 1981. — С. 144–148.

4. Васильев В. Г., Малевский Ю. В. Дилатометр для измере-ния удлинения в поперечном сечении образца // Маши-ны и приспособления для испытания металлов и пласт-масс. — М.: Машгиз, 1965. — С. 122–128.

Поступила в редакцию 11.07.2012

Рис. 2. Дилатометрические кривые нагрева и охлаждениянаплавленного металла Т3СГМ (а) и трансформаторного же-леза (б)

Рис. 3. Твердость зоны сплавления под первым наплав-ленным валиком

1/2013 15

УДК 621.791.014

АЛГОРИТМ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОЙАДАПТАЦИИ ДЛЯ АВТОМАТИЗИРОВАННОЙ

МНОГОПРОХОДНОЙ СВАРКИ МИГ/МАГ ИЗДЕЛИЙС ПЕРЕМЕННОЙ ШИРИНОЙ РАЗДЕЛКИ КРОМОК

Т. Г. СКУБА, В. В. ДОЛИНЕНКО, В. А. КОЛЯДА, Е. В. ШАПОВАЛОВИнститут электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.

03680, г. Киев, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua

Область исследований — автоматизация процессов многопроходной сварки МИГ/МАГ толстостенных изделий внижнем положении. Цель исследований — получение сварного шва заданной ширины и усиления, не имеющегонепроваров и подрезов при наличии внешних возмущающих воздействий в виде изменений геометрических пара-метров разделки кромок стыка (выборки). Задача исследований — разработка алгоритма технологической адаптации,который обеспечивает заданную высоту свариваемого слоя. Методика исследований — синтез математическоймодели на базе уравнений, содержащих как феноменологические описания процессов, так и регрессионныезависимости. Предложен алгоритм технологической адаптации разделки кромок стыка на базе средств техническогозрения для многопроходной сварки МИГ/МАГ. Алгоритм обеспечивает в режиме реального масштаба времени наоснове текущих геометрических параметров разделки кромок, расчет режима автоматической сварки (напряжения,тока и скорости сварки). В алгоритме используется разработанная математическая модель «источник питания –дуга установившегося процесса сварки МИГ/МАГ». Для проверки алгоритма выполнены сварочные эксперименты,в которых на стальную пластину наплавляли слой металла постоянной толщины 0,2 см с изменяющейся при этомшириной 2,0...3,3 см. Диапазон изменения погонной энергии сварки — 4,0...8,5 кДж/см, частота коротких замыканий— 5...54 Гц. Обрывов дуги не наблюдалось, дефекты макроструктуры наплавленного слоя отсутствовали. Пред-лагаемый алгоритм технологической адаптации можно рекомендовать к применению в АСУТП многопроходнойсварки. Библиогр. 21, рис. 8.

К л ю ч е в ы е с л о в а : многопроходная сварка МИГ/МАГ, технологическая адаптация, слой постоянной высоты,математическая модель, режим сварки

Многопроходная сварка МИГ/МАГ применяетсяпри изготовлении и ремонте конструкций ответ-ственных изделий с целью обеспечения высокогокачества сварных соединений [1–5]. Применениероботизированной сварки с использованием сред-ств технического зрения [6] позволяет обеспечитьстабильность и повторяемость качества форми-рования сварного соединения, так как устраняетсубъективный фактор — квалификацию сварщи-ка. Одной из задач технологической адаптациимногослойной роботизированной сварки являетсяполучение качественного сварного шва с требу-емым усилением при максимально возможнойпроизводительности. Решением поставленной за-дачи является разработка алгоритма технологи-ческой адаптации, который на основе текущихгеометрических параметров разделки позволял быформировать вектор параметров оптимального ре-жима автоматической сварки: напряжение, ток искорость сварки. Известны методики решенияэтой задачи на основе полнофакторных активныхэкспериментов. Например, в работах [7, 8] син-тезируются регрессионные модели, которые ис-

пользуются для формирования оптимального уп-равления процессом сварки.

В настоящее время созданию систем адаптив-ного управления сваркой МИГ/МАГ уделяетсябольшое внимание за рубежом [9–12]. Однако вполной мере задача обеспечения оптимального ре-жима многопроходной сварки не решена.

В данной статье рассмотрена разработка ал-горитма технологической адаптации для роботи-зированной многопроходной сварки МИГ/МАГмассивных изделий в нижнем положении.

Рассмотрим многопроходную дуговую сварку,при которой заполняется V-образная разделка(рис. 1, а) или выборка в изделии (рис. 1, б) слоямиодинаковой высоты.

Первым этапом технологической адаптацииявляется сканирование разделки (выборки) лазер-ным триангуляционным сенсором (ЛТС). По ре-зультатам сканирования делается вывод — гео-метрические параметры разделки остаются пос-тоянными либо изменяются на всем ее протя-жении.

В первом случае при постоянной геометрииразделки (выборки) технологическая адаптация

© Т. Г. Скуба, В. В. Долиненко, В. А. Коляда, Е. В. Шаповалов, 2013

16 1/2013

для многопроходной сварки МИГ/МАГ связанас наплавкой валиков на разных n-х слоях (рис. 1,а) и состоит в расчете режима наплавки для каж-дого k-го валика. Параметры режима наплавки ос-таются постоянными по всей длине наплавляе-мого валика.

Во втором случае при переменной геометрииразделки технологическая адаптация может бытьсвязана, например, с изменением угла разделкивдоль линии стыка (рис. 1, а) или с изменяющейсяформой выборки (рис. 1, б). Для компенсации ука-занных возмущений необходимо управлять режи-мом сварки в процессе наплавки каждого k-го ва-лика. Таким образом, при укладке слоя постоян-ной высоты в разделку с изменяющейся ширинойнеобходимо постоянно регулировать поперечноесечение каждого валика в слое в реальном мас-штабе времени.

Формулирование концепции технологичес-кой адаптации для многослойной многопроход-ной сварки. Рассмотрим n-е поперечное сечениенаплавляемого слоя (рис. 1, б), которое имеет фор-му трапеции (в общем случае трапеция не явля-ется равнобедренной) с площадью Sн[n] (рис. 2).

Площадь поперечного сечения Sн[n] рассчи-тываем по формуле

Sн[n] = lн[n]hсл + hсл

2

2 (tg θл[n] + tg θп[n]), (1)

где lн[n] — ширина нижней поверхности слоя,см; θл[n], θп[n] — угол наклона поверхности левойи правой кромки, град.

Наплавляемый слой состоит из целого коли-чества валиков N, площади поперечного сечениякоторых Fн[k] для каждого Sн[n] имеют одина-ковые значения:

Fн[k] = Sн[n]

N , (2)

где k — номер валика.Ширину валика E[k] рассчитываем по следу-

ющей формуле:

E[k] = lн[k]

(N – 2Kб.к – (N – 1)Kс.в) , (3)

где Kб.к — коэффициент, определяющий величинуперекрытия крайних в слое валиков с боковымикромками изделия; Kс.в — коэффициент, опреде-ляющий величину перекрытия между соседнимиваликами в слое. Здесь Kб.к = 0,135 и Kс.в = 0,27.

Целью данной работы является разработка та-кого алгоритма адаптивного управления сваркой,который для каждого E[k] и Fн[k] позволяет рас-считать параметры режима сварки МИГ/МАГ:напряжение U, ток I и скорость сварки vсв.

В первой части алгоритма технологическойадаптации для расчетных значений ширины ва-лика Е[k] определяют требуемые значения погон-ной энергии. Рассмотрим случай наплавки валикана поверхность массивного тела. Ширину зонына поверхности изделия, ограниченной изотерма-ми температуры плавления Tпл, можно определитьиз следующего уравнения [13]:

E[k] = √⎯⎯⎯⎯8qп[k]πecγΔT

, (4)

где qп[k] — погонная энергия сварки, Дж/см; сγ —объемная теплоемкость, Дж/(см3⋅°С); ΔT = (Tпл –– T0), °С; Tпл — температура плавления стали,°С; T0 — начальная температура изделия, °С; π,ε — константы (π = 3,14159265, e = 2,71828183).

Расчеты по формуле (4) позволяют получатьзначения погонной энергии с погрешностью более8 % [14], что для поставленной задачи неприем-лемо. При известном подходе можно повыситьточность расчетов путем введения дополнитель-ного коэффициента [15]. Экспериментально длядиапазона изменений погонной энергии4200…8400 Дж/см получен поправочный коэф-фициент Kq, который уменьшает погрешность рас-

Рис. 1. Схемы многопроходной сварки: а — заполнение V-образной разделки слоями постоянной высоты (α — угол разделки;hсл — высота слоя, см); б — заполнение выборки в изделии (продольными сварными швами)

Рис. 2. Схема n-го поперечного сечения наплавляемого слоя

1/2013 17

четов до 5 %. Тогда уравнение (4) запишется сле-дующим образом:

qп[k] = Kqπe8 E[k]2cγΔT, (5)

где qп[k] — экспериментальные данные погоннойэнергии сварки, Дж/см; Kq = 1,05 – 0,6⋅10–4qп.После их подстановки уравнение (5) принимаетвид

qп[k] ≅ 1,121E[k]2cγΔT1 + 6,405⋅10–5E[k]2cγΔT

. (6)

Вторая часть алгоритма технологической адап-тации — это решение системы феноменологичес-ких и регрессионных уравнений, описывающихсварку МИГ/МАГ в установившемся состоянии.Входными данными являются ширина валикаЕ[k], площадь поперечного сечения наплавляемо-го валика Fн[k] и погонная энергия сварки qп[k]:

qп[k] = I[k]U[k]ηэ

vсв[k] , (7)

I[k] = (86,58 + 18,94vп.п[k] – 4,2U[k] + 0,17Uvп.п[k] –

– 0,46vп.п[k]2 + 0,09U[k]2),(8)

Fн[k] = πdэ

2vпл[k](1 – ψ)4vсв[k] , (9)

vпл[k] = K[k]U[k]jэ[k] + 104ρэjэ[k]2Lэ[k]

M , (10)

K[k] = (0,285 – 0,0052U[k]), (11)

jэ[k] = 4I[k]πdэ

2 ,(12)

vпл[k] = vп.п[k], (13)

где Lэ — длина вылета электрода, см; vп.п — ско-рость подачи проволоки, см/с; vпл — среднее ин-тегральное значение скорости плавления элект-родной проволоки, см/с; K — коэффициент,определяющий затраты тепла на нагрев и плав-ление проволоки, 1/см2; M — теплофизическаяконстанта электродной проволоки, Дж/см3; dэ —диаметр электрода, равный 0,12 см; jэ — плот-ность тока электродной проволоки, А/см2; ρэ —среднее значение удельного электросопротивле-ния электродного металла, Ом/см; ηэ — эффек-тивный КПД процесса нагрева изделия дугой;ψ — коэффициент, учитывающий потери приса-дочного металла на разбрызгивание и угар.

Значение qп[k] определяется по формуле (7)[16]. Уравнение (8) является регрессионным и поз-воляет рассчитать скорость подачи электродной

проволоки. Оно синтезировано авторами для ре-жима сварки МИГ/МАГ со следующими значени-ями: источник питания дуги «Fronius TransPuls Sy-nergic-5000» на обратной полярности, в среде за-щитного газа 82 % Ar + 18 % CO2, диаметр элек-трода 0,12 см, диапазон тока сварки 200…300 Аи напряжений сварки 22…30 В. Значение пло-щади сечения наплавленного валика рассчитыва-ется из уравнения (7) [1]. Скорость плавления про-волоки рассчитывается из уравнений (10), (11) дляустановившегося режима сварки МИГ/МАГ приизменении напряжения сварки в диапазоне15…35 В [17]. Из уравнения (12) рассчитываетсяплотность тока в круглом проводнике. Уравнение(13) описывает устойчивость процесса каплепе-реноса в системе источник питания — дуга присварке МИГ/МАГ.

Решение системы уравнений (7)–(13) позволя-ет получить требуемые значения скорости подачипроволоки vп.п[k], напряжения сварки U[k] и ско-рости сварки vсв[k] для k-го сечения текущего ва-лика многопроходного шва.

Исследование системы уравнений (6)–(13) по-казывает, что во многих случаях нельзя получитьединственное решение. Поэтому целесообразноприменить метод поиска численного решения покритерию минимальной среднеквадратичнойошибки. С этой целью сформированы дополни-тельные условия, которые, во-первых, обеспе-чивают устойчивый режим сварки МИГ/МАГ[18]; во-вторых, минимизируют среднеквадрати-ческие погрешности решения; в-третьих, обеспе-чивают максимальную производительность про-цесса сварки. В результате составлена следующаясистема неравенств, которая задает ограничениядля алгоритма поиска решения системы уравне-ний (6)–(13):

Imin < I[k] < Imax, (14)

A3I[k] < U[k] < A4I[k], (15)

δFн[k] = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎛

⎜

⎝

⎜⎜⎜⎜

⎛⎜⎝

⎜⎜

Fн[k] – π(d

э)2vпл[k](1 – ψ)

4vсв[k]

⎞⎟⎠

⎟⎟

Fн[k]

⎞

⎟

⎠

⎟⎟⎟⎟

2

< δFн max

,(16)

δvп.п

[k] = √⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎯⎛⎜⎝

vп.п[k] – vпл[k]vп.п[k]

⎞⎟⎠

2

< δvп.п max

,(17)

vсв[k] > vсв min. (18)

где Imin, Imax — значения верхнего и нижнего пре-дела для тока сварки; A3, A4 — коэффициенты,задающие ограничения для напряжения сварки,которые обеспечивают устойчивый режим сварки

18 1/2013

МИГ/МАГ в выбранном диапазоне токов сварки[18, 19]; δF

н, δvп.п

— относительная фактическая

и максимально допустимая погрешность междурасчетным значением сечения наплавки и задан-ным; δv

п.п, δvп.п max

— относительное фактическое и

максимально допустимое отклонение расчетногозначения скорости подачи проволоки относитель-но скорости ее плавления; vсв min — минимальноезначение скорости сварки, при котором обеспе-чивается необходимый уровень рентабельностипри применении автоматической многопроходнойсварки.

Для совместного решения системы уравнений(6)...(13) и ограничений (14)...(18) использовали не-линейные методы поиска локальных экстремумовтакие, как алгоритм Левенберга–Марквардта, методсопряженных градиентов или квазиньютоновскиеметоды [20]. Проверку математической модели иалгоритмов ее решения выполняли в математичес-ком пакете Mathcad с использованием оператора«Minerr» [21], который позволяет задать один изтрех методов решения: «Levenberg-Marquardt»,«Conjugate Gradient» или «Quasi-Newton».

В качестве примера решена задача наплавкислоя высотой 0,2 см с изменяющейся ширинойот 2,0 до 3,3 см на пластину углеродистой сталитолщиной 1,2 см. Материал электродной прово-локи Св-08Г2С-О. Геометрические параметрыSн[n] рассчитаны с интервалом 3 см по формуле(1) на основе геометрических характеристик про-екций лазерной плоскости на разделку сварива-емого изделия, полученных с помощью ЛТС. Витоге геометрическая модель изменения попереч-ного сечения слоя представляет собой кривую,состоящую из отрезков прямых, соединяющих со-седние точки расчетных значений Sн[n], где n == 1…8, в зависимости от продольной координатых (рис. 3).

Отметим, что для обеспечения корректноговыполнения технологических операций «поджиг

дуги» и «заварка кратера» специально добавленыдве точки с номерами 2 и 7.

На основании общей геометрической моделимногопроходного шва сформированы траекторииперемещения горелки для сварки трех заполня-ющих валиков и двух вспомогательных (краевых),которые имитируют края выборки (рис. 4). Рас-смотрение задачи расчета траекторий горелки дляавтоматической многопроходной сварки выходятза рамки данной статьи.

На основании результатов анализа минималь-ного и максимального значений поперечных се-чений слоя (рис. 3) и с учетом допустимого дляразработанной математической модели диапазо-на погонной энергии 4200…8400 Дж/см рассчи-таем необходимое количество валиков в слоеn = 3. Принимаем, что площади поперечных се-чений всех заполняющих валиков Fн[k] в одноми том же сечении слоя одинаковы. Поэтому мас-сив исходных значений поперечных сечений ва-ликов следующий:

Fн[k] = (0,128; 0,136; 0,168; 0,194; 0,205;0,201; 0,185; 0,181), см2. (19)

Массив значений ширины валиков находим поформуле (3)

E[k] = (0,83; 0,88; 1,10; 1,27; 1,35; 1,32;1,22; 1,18), см. (20)

Массив данных для погонной энергии сваркиполучаем по формуле (6)

qп[k] = (4244, 4651, 6344, 7592, 8091,7902, 7177, 6964), Дж/см. (21)

Расчет режимов сварки выполнен при следу-ющих значениях теплофизических и технологи-ческих констант: ηэ = 0,8; cγ = = 4,9 Дж/(см3⋅°С);

Рис. 3. Кривая изменения поперечного сечения наплавляемо-го слоя (использована линейная интерполяция между расчет-ными точками)

Рис. 4. Траектории перемещения горелки при наплавке слоя:x, y — координаты продольного и поперечного перемещениягорелки; 1, 2 — вспомогательные краевые валики; 3–5 —основные заполняющие валики

1/2013 19

ψ = 0,1; ρэ = 0,777⋅10–6 Ом/см; M = 9,75⋅103 Дж/см3;Tпл = 1520 °С; T0 = 200 °С; Imin = 195 А; Imax =300 А; A3 = 0,1; A4 = 0,116; vсв min = 0,75 см/с;δF

н max = 0,05; δv

п.п max = 0,1.

Для поиска решения использован пакет Mat-hcad. Применение метода «Levenberg-Marquardt»к системе уравнений (7)–(13) с ограничениями(14)–(18) позволило получить следующие значе-ния параметров режимов многопроходной сварки:

vпод[k] = (12,16; 12,16; 13,50; 13,87;13,90; 13,90; 13,77; 13,70), см/с, (22)

U[k] = (24,2; 24,2; 26,5; 28.5; 29,2;28,9; 27,9; 27,6), B, (23)

vсв[k] = (1,1; 1,0; 0,85; 0,79; 0,76;0,77; 0,81; 0,82), см/с, (24)

δFн[k]р100 = (4,6; 3,4; –1,1; 2,1; 3,3; 2,8;

1,1; 0,6), %,(25)

δvп.п

[k]⋅100 = (8,0; 8,0; 11,5; 16,1;

17,5; 17,0; 14,8; 14,1), %.(26)

При задании текущего режима сварки проме-жуточные значения для уставок параметров ре-

жима рассчитывали методом линейной интерпо-ляции. Графики результирующих функций изоб-ражены на рис. 5 (график изменения qп приведендля проверки расчетов).

Отметим, что расчет режимов сварки с исполь-зованием оператора Mathcad «Minerr» на ПЭВМс процессором Intel Core(TM)2 Quad CPU 2.50GHzи объемом ОЗУ 2Гб длится менее 1 с. Поэтомутакой подход может быть использован в системеадаптивного управления в реальном масштабевремени.

Анализ полученных решений для режимовмногопроходной сварки показывает, что ожида-емые погрешности формирования валиков потаким параметрам, как сечение наплавки и ши-рина валиков не превышают 5 %, что гарантируетравномерную наплавку слоя. Рассогласованиескоростей плавления и подачи электродной про-волоки не превышает 20 %. Расчетные режимымногопроходной сварки МИГ/МАГ обеспечиваютвысокую производительность технологическойоперации наплавки слоя толщиной 0,2 см: ско-рость сварки варьируется от 0,76 до 1,1 см/с, аток сварки — от 241 до 262 А.

Экспериментальная проверка алгоритматехнологической адаптации. Для проверки рас-четных режимов многопроходной сварки были

Рис. 5. Кривые изменения параметров режима сварки валиков (а–г) в шве при выполнении многопроходного слоя изменяю-щейся ширины

20 1/2013

проведены эксперименты по наплавке на плас-тину низкоуглеродистой стали слоя толщиной0,2 см. Наплавляемый слой состоял из пяти ва-ликов: двух вспомогательных, которые имитиру-ют края выборки, и трех заполняющих. Сваркупроизводили в смеси газов 82 % Ar + 18 % CO2(25 л/мин), dэ = 0,12 см, Lэ = 1,4 см. Температуру

изделия измеряли ТХА термопарами, что позво-лило контролировать температуру подогрева T0с помощью технологических остановок междунаплавками валиков. Как видно из внешнего виданаплавленного слоя (рис. 6), величины перекры-тий между валиками соответствуют заданным, апотери на угар и разбрызгивание удовлетвори-тельные.

Выполнен анализ устойчивости процесса свар-ки на базе зарегистрированных и усредненныхзначений (трендов) U, I, vп.п и частоты короткихзамыканий дугового промежутка Fк.з. На рис. 7показаны тренды технологических параметровсварки валика № 3 по всей длине шва lш (кромеинтервалов «поджиг дуги» и «заварка кратера»).Анализ полученных трендов показывает, что фак-тические изменения параметров режима сваркисоответствовали расчетным кривым измененийуставок (см. рис. 5). Процесс сварки МИГ/МАГимел устойчивый характер. Параметр Fк.з изме-нялся в диапазоне от 54 до 5 Гц, что соответствуетдопустимому при сварке МИГ/МАГ изменению

характера каплепереноса от мелко- к крупнока-пельному. Обрывов дуги не наблюдалось.

Выполнен анализ макрошлифа наплавленногослоя (рис. 8), показавший хорошее качество нап-лавленного слоя, в котором отсутствовали шла-ковые включения и поры. Погрешности по ши-рине и высоте полученного слоя не превышают5 %. Высота слоя (штриховая линия на рис. 8)остается постоянной на всем его протяжении.

Результаты экспериментальной проверки раз-работанного алгоритма технологической адап-тации показывают, что предложенный алгоритмуправления режимами сварки по I, U и vсв поз-воляет получить слой заданной ширины и высотыс отсутствием дефектов. Высокая скорость рас-чета режимов сварки позволяет применять раз-работанный алгоритм в системах технологическойадаптации для роботизированной многопроходнойсварки МИГ/МАГ изделий большой толщины с пе-ременной шириной разделки кромок.

Рис. 6. Макрошлиф наплавленного слоя (заштрихованныеобласти имитируют выборку в разрезе): 1, 2 — вспомогатель-ные краевые валики; 3–5 — основные заполняющие валики

Рис. 7. Тренды изменения параметров режима сваркиМИГ/МАГ при реализации алгоритма технологической адап-тации (валик № 3): а — ток сварки I; б — частота короткихзамыканий дугового промежутка Fк.з, напряжение сварки Uи скорость подачи проволоки vп.п

Рис. 8. Макрошлифы наплавленного слоя с использованием многопроходной сварки МИГ/МАГ (заштрихованные областиимитируют выборку в разрезе): а — начальный участок слоя (сечение А–А рис. 6); б — конечный участок слоя (сечение В–Врис. 6)

1/2013 21

1. Березовский Б. М. Математические модели дуговой свар-ки: В 3 т. Т. 2. Математическое моделирование и опти-мизация формирования различных типов сварных швов.— Челябинск: ЮУрГУ, 2003. — 601 с.

2. Разработка высокоэффективных способов дуговойсварки и их применение / Н. Киндзи, К. Кобаяси,Д. Исии, Х. Ямяока // Автомат. сварка. — 2003. —№ 10/11. — С. 59–63.

3. Дослідження та розробка технології електродуговогозварювання рейкових закінчень залізничних хрестовинстрілочних переводів / В. Д. Позняков, В. М. Кір’яков,О. А. Гайворонський та ін. // Проблеми ресурсу і безпе-ки експлуатації конструкцій, споруд та машин: Зб. наук.— К.: ІЕЗ ім. Є. О. Патона НАНУ, 2009. — С. 579–584.

4. Ремонтная сварка корпусных деталей турбин из тепло-устойчивых сталей без последующей термообработки /А. К. Царюк, В. Д. Иваненко, В. В. Волков и др. // Тамже. — 2009. — С. 519–524.

5. Memhard D., Pfeiffer W., Siegele D. Determination of resi-dual stress in multipass weldments of high strength steelswith experimental and numerical techniques// Intern. conf.«WELDS-2005», GKSS Research Centre Geesthacht, 8–9Sept., 2005. — P. 1–14.

6. Гладков Э. А. Управление процессами и оборудованиемпри сварке: Учеб. пособие для вузов. — М.: Академия,2006. — 429 с.

7. Srimath N., Murugan N. Prediction and optimisation of weldbead geometry of plasma transferred arc hardfaced valveseat rings // Europ. J. Sci. Res. — 2011. — 51, № 2. —P. 285–298.

8. Choteborsky R., Navratilova M., Hrabe P. Effects of MIGprocess parameters on the geometry and dilution of the beadin the automatic surfacing // Res. Agr. Eng. — 2011. — 57.— P. 56–62.

9. Muligan S. J. Development of laser vision-based adaptivecontrol of robotic multipass MAG welding. — TWI Ltd.,Granta Park, Greate Abington Cambridge, May, 2007. —49 p.

10. Moon H. S., Beattie R. J. A fully automated adaptive pressu-re vessel welding system // American Welding Society AWSconf., Orlando, Florida, 17–18 Sept., 2002. — P. 1–6.

11. Moon H. S., Beattie R. J. Development of adaptive fill cont-rol for multitorch multipass submerged arc welding // Int. J.Adv. Manuaf. Technol. — 2002. — P. 867–872.

12. Lipnevicius G. Robotic shop // Moder Steel Construction. —May, 2009. — P. 1–3.

13. Бельчук Г. А., Гатовский К. М., Кох Б. А. Сварка судо-вых конструкций: Учебник. — 2-е изд., перераб. и доп.— Л.: Судостроение, 1980. — 448 с.

14. Теория сварочных процессов: Учебник для вузов по Т33спец. Оборудование и технология сварочного производ-ства / В. Н. Волченко, В. М. Ямпольский, В. А. Виноку-ров и др.; под ред. В. В. Фролова. — М.: Высш. шк.,1988. — 559 с.

15. Сварка и свариваемые материалы: В 3 т. Т. 1. Сваривае-мость материалов: Справ. изд. / Под ред. Э. Л. Макарова.— М.: Металлургия, 1991. — 528 c.

16. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке.— М.: Машгиз, 1951. — 292 с.

17. Маришкин А. К., Попков А. М., Постаушкин В. Ф. Плав-ление электродной проволоки при автоматической свар-ке с систематическими замыканиями дугового проме-жутка // Автомат. сварка. — 1970. — № 4. — С. 9–11.

18. Сварка в машиностроении: Справочник в 4 т. / Г. А. Ни-колаев и др. — М.: Машиностроение, 1978. — Т. 1. —1978. — 504 с.

19. Потапьевский А. Г. Сварка в защитных газах плавящим-ся электродом. Ч. 1. Сварка в активных газах. — 2-е изд.,перераб. — Киев: Екотехнологія, 2007. — 192 с.

20. Гилл Ф., Мюррей У., Райт М. Практическая оптимиза-ция. — М.: Мир, 1985. — 509 с.

21. Очков В. Ф. Mathcad 14 для студентов и инженеров. —СПб.: BHV, 2009. — 362 c.

Поступила в редакцию 26.07.2012

НОВАЯ КНИГАЦыбулькин Г. А. Корректирующее управление траекторным движением. — К.:Сталь, 2012. — 161 с.

В книге изложены методы корректирующего управления, состав-ляющие основу альтернативного подхода к решению задачи повы-шения точности движения по заданным траекториям. Разработаныкритерии точности движения и времени выхода системы на номина-льный режим. Сформулирован и доказан ряд условий робастнойустойчивости движения для широкого класса систем произвольногопорядка с различными законами коррекции движения по криволине-йным траекториям. Изложение теоретических вопросов иллюст-рируется примерами и результатами компьютерного моделирования.

Для специалистов, занимающихся исследованием и про-ектированием многоканальных систем автоматического управления,а также для аспирантов и студентов соответствующих вузов.

22 1/2013

УДК 621.01:539.4

ОСОБЕННОСТИ СИГНАЛОВ АКУСТИЧЕСКОЙ ЭМИССИИПРИ ОЦЕНКЕ МЕХАНИЗМА РАЗРУШЕНИЯ

СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ АЛЮМИНИЕВЫХ СПЛАВОВВ. Р. СКАЛЬСКИЙ, И. Н. ЛЯСОТА, Е. М. СТАНКЕВИЧ

Физико-механический институт им. Г. В. Карпенко НАН Украины.79053, Украина, г. Львов, ул. Айвазовского, 5б. E-mail: skal@ipm.lviv.ua

Высокопрочные алюминиевые сплавы благодаря комплексу физико-механических и коррозионных свойств широкоприменяются в современной науке и технике. Для соединения элементов конструкций, в частности в самолетос-троении, используют электронно-лучевую сварку. При эксплуатации таких элементов под влиянием различныхфакторов часто в них происходит зарождение микро- и макроразрушений. Достаточно эффективно распространениетрещин определяет метод акустической эмиссии. Целью исследования явилось изучение особенностей генерированиясигналов акустической эмиссии при статической нагрузке образцов и идентификация характера разрушения вразличных участках сварных соединений алюминиевого сплава 1201-Т. По схеме трехточечного изгиба исследовалитрещиностойкость образцов размерами 10×20×160 мм, изготовленных из сварных соединений плит сплава 1201-Ттолщиной 20 мм, выполненных сквозной электронно-лучевой сваркой. Сигналы акустической эмиссии регист-рировали системой SKOP-8M. Для селекции полезных сигналов от помех использовали метод параллельногоизмерительного канала. Из анализа волновых отображений и непрерывных вейвлет-преобразований зарегистрирован-ных сигналов акустической эмиссии установлено, что метод позволяет идентифицировать источники их излученияпри статическом разрушении алюминиевых сплавов и их сварных соединений. Вязкое (металл шва и зоны термичес-кого влияния) и хрупковязкое (основной металл) разрушение твердого раствора меди в алюминии генерируетсигналы низких и средних амплитуд (A = 0,2…0,5 мВ), для которых критериальный показатель колеблется впределах 0,15…0,3. Отрыв оплавленных зерен сопровождается генерированием сигналов акустической эмиссии сдиапазоном амплитуд A = 0,4…0,5 мВ и κ = 0,3…0,4, а растрескивание хрупких интерметаллидов — мощнымисигналами (A = 0,5…4 мВ) с показателем κ = 0,5…0,9. Библиогр. 15, рис. 5.

К л ю ч е в ы е с л о в а : алюминиевый сплав, сварные соединения, акустическая эмиссия, микроструктура, микроф-рактограмма, вейвлет-преобразование, механизм разрушения

Современное развитие промышленности Украиныстимулирует рост объемов производства алюми-ния и его высокопрочных сплавов благодаря ком-плексу их физико-механических, коррозионных итехнологических свойств, позволяющих успешноприменять практически во всех областях науки итехники. Для соединения ответственных элементовконструкций (авиакосмическая промышленность,строительство и пр.) широко применяют электрон-но-лучевую сварку (ЭЛС), поскольку она обеспе-чивает высокое качество металла шва во времясоединения больших толщин за один проход.

При эксплуатации элементов конструкций, из-готовленных из алюминиевых сплавов, под влия-нием различных факторов возможно зарождениеи развитие в них микро- и макроразрушений. Рас-пространение трещин достаточно эффективно оп-ределяет метод акустической эмиссии (АЭ) [1].Однако для оценки разрушения сварных соеди-нений (СС) алюминиевых сплавов метод АЭ при-менялся мало [2]. Поэтому для эффективного ди-

агностирования состояния элементов конструк-ций, изготовленных из алюминиевых сплавов,важно исследовать активность излучения АЭ иособенности сигналов во время зарождения и раз-вития процессов разрушения различных зон СС.

Некоторые результаты таких исследований из-вестны. В частности, авторы работы [3] приме-няли метод АЭ для исследования развития ис-кусственно созданных дефектов-имитаторов в ви-де трещин во время нагрузки внутренним давле-нием сварных резервуаров, выполненных из спла-ва АМг6М. На основе анализа сигналов акусти-ческой эмиссии (САЭ), записанных во время эк-сперимента, авторы определяли критический раз-мер трещины, при котором емкость еще можноэксплуатировать.

В работе [4] исследовано влияние микрострук-туры гладких образцов из технического алюминияи сплава АМг6М на излучение САЭ во времярастягивания. В данном сплаве активность излу-чения АЭ более чем на порядок превышает ак-тивность АЭ в алюминии, что обусловлено по-

© В. Р. Скальский, И. Н. Лясота, Е. М. Станкевич, 2013

НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

1/2013 23

ведением границ зерен и наличием частиц ин-терметаллидов. В работе [5] исследовано пове-дение сигналов АЭ при разрушении СС из сплаваАМг6М и построена зависимость характера САЭот видов дефекта. Значительная активность сигна-лов АЭ (6…8 имп./с), которые характеризуютсябольшой амплитудой, наблюдается уже при не-больших напряжениях в пределах упругой дефор-мации (80…90 МПа). Установлено, что нагрузкаобразца до напряжений, в результате которых по-является пластическая деформация (300…320МПа), не вызывает заметной АЭ. Дальнейшийрост деформации характеризуется появлениемединичных АЭ сигналов малой энергии и актив-ности. В зоне глубокой пластической деформацииАЭ носит импульсный характер, т. е. проявляетсяв виде «эмиссии взрывного типа». Повышение наг-рузки вплоть до разрушения сопровождается гене-рированием САЭ малой амплитуды.

В работах [6, 7] был установлен характер из-лучения САЭ во время растягивания гладких об-разцов, изготовленных из различных участков СС.Деформация образцов на 13 % дала суммарныйсчет САЭ около 500…800 имп., а в зоне сплав-ления при тех же условиях — 85⋅103 имп. Такаяспецифика излучения сигналов АЭ обусловленаналичием в переходной зоне значительного ко-личества дефектов структуры и скоплением раз-личных неметаллических включений вдоль гра-ниц зерен. Аналогичные эксперименты проводилитакже авторы работы [8], во время которых ста-тическим растяжением гладких образцов с СС ис-следовали влияние погонной энергии аргоноду-говой сварки на характер излучения САЭ. Пока-зано, что с увеличением тепловложения растетпластичность металла шва, а это приводит куменьшению активности АЭ.

Цель настоящей статьи — изучение особен-ностей генерирования сигналов АЭ при статичес-ком нагружении образцов и идентификация ха-рактера разрушения различных участков СС спла-ва 1201-Т.

Материалы и методика АЭ испытаний. Ис-следовали статическую трещиностойкость трех-точечным изгибом образцов, изготовленных изСС плит толщиной 20 мм, выполненных сквозной

ЭЛС без присадочного металла. Погонная энергиясварки — 337,3 кДж/см. Материал сварных плит— термически упрочненный алюминиевый сплавмарки 1201-Т. Испытывали призматические образ-цы 10×20×160 мм четырех типов с выведенной ус-талостной трещиной: I — в основном металле, II— в зоне термического влияния (ЗТВ), III — взоне сплавления и IV — в металле сварного шва.

Образцы изготавливали с соблюдением норми характерных соотношений геометрических раз-меров, регламентируемых ГОСТом [9]. Длина ус-талостной трещины вместе с концентратором нап-ряжений составляла 10 мм. Структурная схемадля экспериментальных исследований статичес-кой трещиностойкости образцов представлена нарис. 1.

Образцы нагружали на установке СВР-5 1, уси-лие P через динамометр 9 передавалось на иссле-дуемый образец 8. Раскрытие берегов трещины ре-гистрировал тензометрический преобразовательраскрытия берегов трещины 7. Сигналы АЭ, ге-нерируемые в результате разрушения, восприни-мались первичным преобразователем АЭ 6, ко-торый устанавливали на боковой поверхности об-разца. Для селекции полезных сигналов от помехиспользовали параллельный АЭ канал 2 [1]. Элек-трические сигналы АЭ усиливали предусилите-лями 3, после чего регистрировали многоканаль-ной измерительной АЭ системой 4 SKOP-8M [1]и обрабатывали на персональном компьютере 5.Для снижения влияния ложных САЭ от тренияв местах соприкосновения поверхностей балоч-ного образца с опорами установки устанавливалиантифрикционные прокладки. Нагрузку и раск-рытие берегов трещины регистрировали парамет-рическими каналами упомянутой выше системы.В режиме постобработки строили диаграммы«нагрузка P — раскрытие берегов трещины v»,а также акустограммы активности АЭ, сопровож-дающей разрушение образцов. Результаты испы-таний приведены в работе [10].

Для отбора сигналов использовали первичныйпреобразователь АЭ с рабочей полосой частот0,2…0,6 МГц. Перед началом каждого эксперимен-та проводили тарировку измерительных каналов [4].Устанавливали следующие настройки АЭ системыSKOP-8М: количество измерительных каналов — 4(два — для регистрации САЭ), усиление каждогоканала — 40 дБ, продолжительность выборки —0,5 мс, период дискретизации аналогового сигнала— 0,25 мкс, частота среза фильтра низких частот— 700 кГц, фильтра высоких частот — 40 кГц, порогдискриминации — 28 %, уровень собственных шу-мов, приведенных ко входу предварительного уси-лителя, — 7 мкВ, коэффициент усиления предва-рительных усилителей составил 34 дБ.

Исследование микроструктуры и фрактог-рафии сплава 1201-Т. Для идентификации ис-

Рис. 1. Схема для экспериментальных исследований стати-ческой трещиностойкости образцов: 1...9 — см. в тексте

24 1/2013

точников разрушения методом АЭ необходимопровести микроструктурные и фрактографичес-кие исследования изломов характерных участковСС. Алюминиевый сплав марки 1201-Т системылегирования Al–Cu–Mn склонен к значительномураспаду твердого раствора металла шва и ЗТВ,в которой уже при температуре 673 К и вышепроисходят структурные преобразования, сни-жающие прочность СС до уровня, характерного дляметалла в отожженном состоянии [11]. Поэтомукаждая зона СС имеет свои особенности разруше-ния при квазистатической нагрузке (рис. 2).

При комнатной температуре микроструктурасплава 1201-Т состоит из зерен, тело которых сос-тавляет α-твердый раствор меди и марганца валюминии и вторичной фазы Al2Сu, равномернораспределенной по зерну в виде мелких иголь-чатых включений, а также вдоль их границ в фор-ме крупных хлопьев (рис. 2, а). По микрофрак-тограмме основного металла (рис. 2, д) видно,что излом энергоемкий и соответствует хруп-ковязкому типу разрушения. Наблюдается значи-тельное количество квазиоткольных фасеток. Изломв основном состоит из крупных выпуклостей и вмя-тин, поверхность которых усеяна мелкими фасет-ками. Сопоставив микроструктуру и микрофрактог-рамму основного металла сплава 1201-Т, видно, что

форма и размеры зерен четко совпадают с раз-мерами выпуклостей и впадин и составляютпримерно 120…150 мкм. Геометрия включе-ний вторичной фазы Al2Сu на микроструктуресопоставима с размерами хрупких сколов намикрофрактограмме (25…35 мкм).

Таким образом, в основном металле сплава1201-Т при его статическом нагружении тре-щина движется преимущественно по грани-цам зерен, характер разрушения являетсяхрупковязким, где вязкая составляющая со-ответствует разрушению α-твердого раствора,а хрупкая — растрескиванию включений уп-рочняющей фазы.

Микроструктура металла ЗТВ представля-ет собой рекристаллизированные зерна, обед-ненные по меди (рис. 2, б), которая в видевторичной фазы Al2Сu выделилась вдоль ихграниц, а также коагулировала в виде локаль-ных скоплений во время повторного распадатвердого раствора. Металл этого участка нем-ного пластичнее по сравнению с основнымметаллом, поэтому из микрофрактограммы(рис. 2, е) видно преобладание вязкого раз-рушения и лишь кое-где встречаются фасеткирастрескивания хрупких включений.

На границе металла шва и ЗТВ наблюдают-ся резкие структурные изменения. Здесь оп-лавленные крупные рекристаллизированныезерна основного металла соединены с мелко-дисперсным металлом сварного шва (рис. 2,в). В процессе кристаллизации сварочной ван-

ны вторичная фаза выделяется и объединяется влокальные включения прежде всего на выступахоплавленных зерен ЗТВ. Поэтому, как правило,граница сплавления характеризуется большимскоплением интерметаллидных фаз, что и обус-ловливает снижение ее пластичности. Излом об-разцов имеет макрохрупкий характер (рис. 2, ж)с квазиоткольными фасетками растрескиваниякрупных эвтектических включений.

Высокая скорость охлаждения металла свар-ного шва способствует образованию мелкозернис-той структуры (рис. 2, г), прочность которой почтивдвое ниже прочности основного металла. Изломимеет вязкий характер разрушения (рис. 2, з) сбугристо-чашечными рельефом и ячейками явно-го пластического течения металла.

Фрактографические исследования показали,что структурная и механическая неоднородностьСС сплава 1201-Т, выполненных ЭЛС, вызываетразличный характер разрушения в каждой зонеСС. Во время испытания на статическую трещи-ностойкость металла ЗТВ трещина в большинствеслучаев меняла направление своего распростра-нения и двигалась по границе сплавления СС, пос-кольку на хрупкое разрушение затрачивается зна-чительно меньше энергии, чем на вязкое. А это

Рис 2. Микроструктуры (а–г) и микрофрактограммы (д–з) основно-го (а, д), металла ЗТВ (б, е), границы сплавления (в, ж) и шва (г, з)

1/2013 25

свидетельствует о том, что данный участок яв-ляется опасным с точки зрения прочности СС.

Изучение особенностей САЭ, генерируемыхпри разрушении алюминиевых сплавов. Важ-ную информацию об особенностях динамики про-цессов разрушения в твердых телах можно по-лучить с помощью методов вейвлет-преобразова-ний [12].

В работах [13, 14] предложен критерий коли-чественной оценки разрушения конструкционныхматериалов по параметрам непрерывного вейвлет-преобразования САЭ. Для исследования особен-ностей САЭ использована программа AGU-VallenWavelet [15]. В роли материнского выбран вейвлетГабора [12], позволяющий хорошо выделять ло-кальные особенности САЭ и обеспечивающий ихчастотно-временное представление.

Учитывая свойства вейвлет-коэффициентовнепрерывного вейвлет-преобразования САЭ и ре-зультаты теоретических исследований измененияамплитудно-частотных характеристик упругихволн АЭ при различных процессах разрушенияв твердых телах, для количественной характерис-тики САЭ и их идентификации предложен кри-териальный показатель [14]

κ = WTmax Δ f0

Δf,

где WTmax — максимальное значение вейвлет-коэффициента события АЭ в определенный мо-

мент времени; Δf — диапазон по-лосы спектра частот, которая со-ответствует WTmax в событии АЭ,в координатах вейвлет-коэффициент WT – частота f; Δf0— ширина рабочей полосы АЭтракта, которая определяется ра-бочей полосой частот преобразо-вателя АЭ (здесь 0,2…0,6 МГц).

В зависимости от значения экс-периментально установленного кри-териального параметра типы макро-разрушения конструкционных мате-риалов разделены на вязкое (κ ≤ 0,2),вязкохрупкое (0,2 ≤ κ ≤ 0,3) и хруп-кое (κ ≥ 0,3) разрушение. С даль-нейшим увеличением значениясклонность к хрупкому разруше-нию материала объекта контролявозрастает [14].

Обработку САЭ, зарегистриро-ванных во время разрушения раз-личных участков СС, осуществля-ли в такой последовательности:

1) строили непрерывное вейв-лет-преобразование для каждогосигнала и устанавливали макси-

мальное значение вейвлет-коэффициента в со-бытии АЭ;

2) строили проекцию непрерывного вейвлет-преобразования в плоскости WT — f при дости-жении WTmax;

3) определяли ширину полосы частот Δf(МГц), которая соответствует WTmax;

4) рассчитывали значение критериального по-казателя κ по соотношению, приведенному выше.

Во время испытаний АЭ основного металласплава 1201-Т регистрировали САЭ двух типов:САЭ с небольшими амплитудами (A == 0,4…0,5 мВ) и κ = 0,2…0,3; мощные САЭ (A == 1,5…2 мВ) и κ = 0,5…0,6.

Как и в случае основного металла, разрушениесопровождалось генерированием САЭ двух типов.Характерной особенностью всех сигналов явля-ется их значительная продолжительность во вре-мени (t = 20…30 мкс) по сравнению с САЭ, за-регистрированными при разрушении других ма-териалов [13, 14], что обусловливает характернуюформу вейвлет-спектров (см. рис. 3, б, г).

К первому типу отнесли слабые сигналы (см.рис. 3, а) с амплитудами A = 0,2…0,3 мВ, для ко-торых свойствены низкие значения максимальныхвейвлет-коэффициентов WTmax = 0,04…0,05 (см.рис. 3, б), а также широкие полосы частот Δf == 125…130 кГц, κ = 0,15…0,2. Эти САЭ гене-рируются при вязком разрушении твердого рас-

Рис. 3. Волновые отображения (а, в) и непрерывные вейвлет-преобразования (б,г) характерных САЭ (разрушение металла ЗТВ сплава 1201-Т)

26 1/2013

твора, который составляет тело рекристаллизиро-ванных, пластичных зерен ЗТВ.

Для второй группы САЭ характерны высокиезначения максимальных вейвлет-коэффициентовWTmax = 0,08…0,1 (см. рис. 3, г), а также узкиеполосы частот Δf = 95…105 кГц. Эти сигналыгенерируются при квазихрупком растрескиваниилокальных скоплений и тонких слоев интерме-таллида Al2Сu, размещенных на межзеренных гра-ницах.

Особенностью разрушения границы сплавле-ния СС является то, что оно сопровождается какрастрескиванием крупных скоплений эвтектичес-ких включений, так и отрывом оплавленных зерен

ЗТВ. Во время последнего генерируются САЭ смаксимальными амплитудами A = 0,4…0,5 мВ иκ = 0,3…0,4 (см. рис. 4, а, б).

Хрупкое откалывание интерметаллидов на гра-нице сплавления генерирует мощные сигналы вы-соких амплитуд A = 4…5 мВ (см. рис. 4, в), зна-чения максимальных вейвлет-коэффициентов ко-торых составляет WTmax = 0,15…0,16 (см. рис. 4,г), а полосы частот Δf = 80…90 кГц. Критери-альный показатель κ = 0,7…0,9 здесь являетсясамым высоким.

Сварной шов соединения сплава 1201-Т посравнению с основным металлом имеет мелко-дисперсную структуру и разупрочнен. Разруше-

Рис. 4. Волновые отображения (а, в) и непрерывные вейвлет-преобразования (б, г) характерных САЭ (разрушение границысплавления СС сплава 1201-Т)

Рис. 5. Волновое отображение (а) и непрерывное вейвлет-преобразование (б) характерных САЭ (разрушение металла шва ССсплава 1201-Т)

1/2013 27

ние в этом случае происходит по вязкому меха-низму и сопровождается слабыми сигналами АЭ(см. рис. 5, а) при κ = 0,1…0,15. Характернаяих особенность — значительная продолжитель-ность (t = 40…60 мкс) и наличие нескольких пиковна вейвлет-спектрах (см. рис. 5, б), что свиде-тельствует об одновременном пластическом раз-рушении матрицы и отслоении включений.

Итак, растрескивание включений интерметал-лидов происходит по хрупкому механизму (κ ≥≥ 0,3) с максимальными значениями κ на границесплавления, поскольку там наибольшее скоплениекрупных интерметаллидов, а для твердого раст-вора меди в алюминии характерно разрушениев основном по вязкому механизму (κ ≤ 0,2). Толь-ко за пределами СС характер меняется на хруп-ковязкий, поскольку твердость основного металлазначительно выше, чем в шве и ЗТВ.

Заключение. Из анализа зарегистрированныхволновых отображений САЭ и непрерывных вейв-лет-преобразований установлено, что метод АЭсигналов позволяет идентифицировать источникиизлучения САЭ при статическом нагружении алю-миниевых сплавов и их СС. Вязкое (металл шваи ЗТВ) и хрупковязкое (основной металл) разру-шение твердого раствора меди в алюминии ге-нерирует САЭ низких и средних амплитуд (A == 0,2…0,5 мВ), для которых критериальный по-казатель κ колеблется в пределах 0,15…0,3. Отрывоплавленных зерен сопровождается генерирова-нием САЭ с диапазоном амплитуд A = 0,5…4 мВи κ = 0,3…0,4, а растрескивание хрупких интерме-таллидов — мощными сигналами (A = 0,5…4 мВ)с показателем κ = 0,5…0,9.

По результатам экспериментальных испыта-ний установлено, что наиболее опасной (с точкизрения прочности конструкций) является границасплавления металла шва и ЗТВ, для которой ха-рактерно резкое изменение размеров структурныхсоставляющих и механических характеристик. Вэтом случае разрушение происходит по квазих-рупкому механизму, и, как результат, при стати-ческом нагружении СС трещина направляется вэту область, двигаясь вдоль скоплений вторичныхфаз и оплавленных плоскостей зерен ЗТВ, умень-шая затраты энергии на разрушение. При этом

параметры сигналов АЭ меняются согласно ме-ханизмам разрушения различных зон СС.

1. Назарчук З. Т., Скальський В. Р. Акустико-емісійне діаг-ностування елементів конструкцій: У 3 т. — К.: Наук.думка, 2009. — 878 с.

2. Скальський В. Р., Лясота І. М. Застосування явища акус-тичної емісії для діагностування руйнування зварнихз’єднань алюмінієвих сплавів (Огляд) // Машинознавс-тво. — 2009. — № 9. — С. 42–47.

3. Мезинцев Е. Д., Тихий В. Г., Карасев Л. П. Применениеимитаторов дефектов при испытании акустико-эмис-сионной системы технической диагностики // Автомат.сварка. — 1982. — № 9. — С. 28–30.

4. Тихонов Л. В., Прокопенко Г. И. Детонационные меха-низмы деформации, разрушения и акустическойэмиссии в алюминии и его сплавах // Техн. диагностикаи неразруш. контроль. — 1991. — № 1. — С. 73–76.

5. Тихий В. Г., Санин Ф. П., Борщевская Д. Г. Исследованиезависимости сигналов акустической эмиссии от характе-ра дефектов сварки в сплаве АМг6 // Автомат. сварка. —1982. — № 9. — С. 36–38.

6. Скальський В. Р., Сергієнко О. М., Голаскі Л. Генеруван-ня акустичної емісії тріщинами, що розвиваються у звар-них з’єднаннях // Техн. диагностика и неразруш. конт-роль. — 1999. — № 4. — С. 23–31.

7. Скальський В. Р., Коваль П. М. Акустична емісія під часруйнування матеріалів, виробів і конструкцій. — Львів:СПОЛОМ, 2005. — 396 с.

8. Venkitakrishnan P. V., Sinha P. P., Krishnamurthy R. Studyand analysis of effect of various thermal processes inAA2219 annealed sheet using acousticemissions // Mater.and Desian. — 2006. — 27. — P. 770–775.

9. ГОСТ 25506–85. Методы механических испытаний ме-таллов. Определение характеристики трещиностойкости(вязкости разрушения) при статическом нагружении. —М.: Изд-во стандартов, 1984. — 61 с.

10. Скальський В. Р., Лясота І. М. Застосування методуакустичної емісії для визначення моменту початку мак-роруйнування зварних з’єднань алюмінієвого сплаву //Техн. диагностика и неразруш. контроль. — 2012. —№ 3. — С. 7–12.

11. Разупрочнение высокопрочных алюминиевых сплавовпри различных способах сварки плавлением / А. В. Ло-зовская, А. А. Чайка, А. А. Бондарев и др. // Автомат.сварка. — 2001. — № 3. — С. 15–19.

12. Астафьева Н. М. Вейвлет-анализ: основы теории и при-меры применения // Усп. физ. наук. — 1996. — 166,№ 11. — С. 1145–1170.

13. Скальский В. Р., Буйло С. И., Станкевич Е. М. Критерийоценки хрупкого разрушения стекла по сигналам акусти-ческой эмиссии // Дефектоскопия. — 2012. — № 5. —С. 26–34.

14. Скальський В. Р., Ботвіна Л. Р., Станкевич О. М. Діаг-ностування механізмів руйнування сталі 38ХН3МФА завейвлет-перетворенням сигналів акустичної емісії //Техн. диагностика и неразруш. контроль. — 2011. —№ 3. — С. 12–17.

15. Vallen systeme: The Acoustic emission Company. —www.vallen.de.

Поступила в редакцию 09.07.2012

28 1/2013

УДК 621.791.14

ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ РЕЖИМА СВАРКИ ТРЕНИЕМНА СТРУКТУРУ И МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВАСОЕДИНЕНИЙ ТИТАНОВОГО СПЛАВА ВТ3-1

А. Г. СЕЛИВЕРСТОВ1, Ю. М. ТКАЧЕНКО2, Р. А. КУЛИКОВСКИЙ2,В. И. БРАГИНЕЦ3, И. В. ЗЯХОР4

1ОАО «Мотор Сич». Украина, г. Запорожье, просп. Моторостроителей, 15;2Запорожский национальный университет МОН Украины. 69063, г. Запорожье, ул. Жуковского, 64;

3НИЦ плазменных технологий Института электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.69068, г. Запорожье, ул. Уральская, 3;

4Институт электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины. 03680, г. Киев, ул. Боженко, 11.E-mail: office@paton.kiev.ua

Представлены результаты исследований формирования соединений при сварке трением (СТ) титанового сплава ВТ3-1,который используется в конструкции осевого компрессора авиационных газотурбинных двигателей (ГТД). Цель работысостояла в оптимизации режима СТ сплава ВТ3-1, исходя из возможности ее реализации на современном оборудованиидля линейной сварки трением (ЛСТ) применительно к изготовлению и ремонту моноколес ГТД, так называемыхблисков. Определение оптимальных значений параметров режима СТ выполняли на основе результатов механическихиспытаний на разрыв, металлографических исследований и измерения микротвердости сварных соединений, полученныхпри СТ на воздухе и в защитной газовой среде (аргоне). Установлено, что при СТ сплава ВТ3-1 получение качественных(бездефектных) соединений возможно в широком диапазоне изменения технологических параметров при условии обес-печения заданного значения суммарной осадки при сварке. Показатели прочности соединений превышают соответст-вующие показатели для основного металла сплава ВТ3-1. В результате интенсивной термомеханической деформациипри температурах, превышающих температуру (β-перехода сплава ВТ3-1 и быстрого охлаждения после СТ, металл взоне соединения имеет мелкозернистую динамически рекристаллизованную структуру и повышенную твердость. Наоснове полученных результатов оптимизирован режим СТ титанового сплава BT3-1 при сравнительно низкой линейнойскорости относительного перемещения заготовок, которая технически достижима при ЛСТ титановых сплавов на сов-ременном оборудовании. Библиогр. 22, табл. 1, рис. 6.

К л ю ч е в ы е с л о в а : сварка трением, титановые сплавы, механические свойства, равнопрочность, режимысварки

Титановые сплавы широко применяют в авиа-ционном двигателестроении, в частности для из-готовления деталей осевого компрессора газотур-бинных двигателей (ГТД). Современные способымеханической обработки позволяют изготавливатьсложные детали, себестоимость которых относи-тельно высокая. Однако, чем сложнее процесс ме-ханической обработки, тем больше вероятностьобразования дефектов.

Ремонтные операции наиболее часто выпол-няются сваркой и наплавкой. Однако при ремонтедеталей из сложнолегированных сплавов, в час-тности титановых сплавов, чрезвычайно труднополучить равнопрочные сварные соединения. Этоособенно важно при ремонте подвижных деталей,например, лопаток моноколес ГТД. Так, из-за вы-сокой химической активности титана по отноше-нию к атмосферным газам (кислороду, азоту, во-дороду) при сварке плавлением происходит на-сыщение ими металла сварного соединения. Это

приводит к снижению механических свойств иохрупчиванию сварного соединения, что негатив-но сказывается на уровне надежности восстанов-ленного изделия. Защита зоны сварки бескисло-родными флюсами, чистым аргоном, гелием либоих смесями обеспечивает коэффициент прочностисварного соединения не более 0,9 [1].

В процессе сварки необходимо также обеспе-чить минимальные деформации элементов, пос-кольку от них будут зависеть значения припусков,и, следовательно, объем последующей механооб-работки. Нежелательна и послесварочная термо-обработка сварного изделия (в ряде случаев онаневозможна). Перечисленные выше причины ог-раничивают применение известных способовсварки плавлением титана и его сплавов.

Минимизировать указанные недостатки можнос помощью способов сварки давлением, в част-ности сварки трением (СТ). Соединение металловэтим способом осуществляется в вязкопластич-ном состоянии без расплавления соединяемых по-верхностей. Благодаря этому свойства металла зо-

© А. Г. Селивестров, Ю. М. Ткаченко, Р. А. Куликовский, В. И. Брагинец, И. В. Зяхор, 2013

* В работе принимал участие И. А. Петрик.

1/2013 29

ны соединения (ЗС) и зоны термического влияния(ЗТВ) изменяются незначительно, а сварочныенапряжения и остаточные деформации, как пра-вило, значительно меньше, чем при сварке плав-лением [2].

Вопросам применения различных технологийСТ титановых сплавов посвящен ряд отечествен-ных и зарубежных публикаций [3–18]. В работе[3] показано, что конвенционная (обычная) СТпозволяет получить качественные соединения ти-танового сплава ОТ4, механические свойства ко-торых находятся на уровне свойств основного ме-талла (ОМ). Параметры режима СТ устанавливалина уровне параметров для низколегированных ста-лей [2] (давление при нагреве Pн и проковке Pпрсоответственно 60 и 100 МПа, суммарная осадкапри сварке Δсв = 6 мм).

В работах [4, 5] изучено влияние окружающейатмосферы и защитной среды (сварка на воздухеи в аргоне), а также параметров режима конвен-ционной СТ на формирование структуры и ме-ханические свойства системы титана (99,7 %) ититановых сплавов соединений Ti–6Al–4V, Ti–6Al–2Sn–4Cr–2Mo. Установлено, что для всех ис-следованных сплавов наличие защитной атмос-феры не оказывает влияния на формированиеструктуры металла в ЗС. Параметры режима СТв [4] отличались сравнительно низкими значени-ями давления при нагреве Pн и проковке Pпр (25,5и 31,1 МПа соответственно) и линейной скоростиотносительного перемещения v = 2,2 м/с.

В работе [6] исследованы особенности фор-мирования структуры и механических свойствсварных соединений различных титановых спла-вов при инерционной сварке трением (ИСТ) дис-ков ротора компрессора авиационных ГТД. Изу-чена свариваемость различных титановых спла-вов, в частности, Ti–6Al–4V, Ti–6Al–4V–2Sn, Ti–8Al–1V–1Mo, Ti–6Al–2Sn–4Cr–2Mo, Ti–6Al–2Sn–4Cr–6Mo. На основе всесторонних механическихиспытаний и металлографических исследованийустановлено, что ИСТ обеспечивает получениесварных соединений, удовлетворяющих норма-тивным требованиям. При этом показатели проч-ности сварных соединений выше, а показатели плас-тичности и усталости ниже, чем таковые для ОМ.Следует отметить очень высокое значение началь-ной линейной скорости относительного переме-щения при ИСТ титановых сплавов: vнач = 35 м/с(частота вращения 1130 мин–1, внешний диаметрцилиндрических заготовок 584 мм).

Результаты исследований структурных изме-нений и связанных с ними сварочных напряженийпри ИСТ двухфазного (α + β)-сплава Ti–6Al–2Sn–4Cr–6Mo представлены в [7]. Установлено, чтоструктурные изменения металла при СТ вызыва-ют существенное увеличение показателей твер-дости металла в ЗС. В то же время максимальный

уровень остаточных сварочных напряжений фик-сируется на границе ЗТВ и ОМ и это вызываетнеобходимость проведения термической обработ-ки соединений.

В работе [8] приведен пример промышленногоиспользования ИСТ при изготовлении компонен-тов ротора вертолета из сплава системы Ti–6Al–4V. Отмечается высокое качество металла в ЗСи отсутствие каких-либо дефектов, что обеспе-чивает соответствие механических свойств тре-бованиям технических условий.

Таким образом, при СТ вращением титановыхсплавов возможно получение качественных свар-ных соединений в широком диапазоне изменениятехнологических параметров: Pн = 25,5…350 МПа,Δсв = 2…18 мм, v = 2,2…35 м/с — при условииобеспечения заданной осадки. При соединенииизделий из титана и его сплавов используют идругие разновидности СТ. Например, для изго-товления трубчатых изделий сложной конфигу-рации предложено использовать СТ с переме-шиванием [9].

При изготовлении и ремонте моноколес ГТД,так называемых блисков, перспективным являетсяиспользование линейной сварки трением (ЛСТ)[10]. В ряде зарубежных публикаций рассмотреныперспективы использования ЛСТ при изготов-лении «блисков» [11, 12], изучены структуры имеханические свойства соединений титановыхсплавов, полученных ЛСТ [13, 14], описаны мо-дели термомеханических процессов при ЛСТ [15,16], конструкции и технические характеристикисварочного оборудования [10, 17].

Анализ имеющихся публикаций показывает,что получение качественных соединений титано-вых сплавов при ЛСТ возможно при условии обес-печения в процессе нагрева определенной мощ-ности тепловыделения, достаточной для быстройпластификации и деформации на заданную ве-личину свариваемого металла в ЗС. Значениемощности тепловыделения при ЛСТ определяетсяв большей степени частотой и амплитудой отно-сительного колебательного перемещения и вменьшей — давлением при нагреве [15, 16].

При проектировании прототипа установки дляЛСТ моноколес ГТД, производимых на ОАО «Мо-тор Сич», возникла проблема оптимизации еготехнических характеристик. Это связано с выбо-ром оптимального режима ЛСТ отечественныхвысокопрочных титановых сплавов. Установитьоптимальные режимы ЛСТ для конкретных ти-поразмеров заготовок сварных моноколес ГТД,пользуясь имеющимися данными по СТ враще-нием (конвенционной, инерционной), сложно.Они могут быть использованы только частично,поскольку в основном изучалась свариваемостьзарубежных титановых сплавов и в большинстверабот рекомендовано использование сравнитель-

30 1/2013

но больших значений линейной скорости пере-мещения заготовок (v = 2,2…35 м/с).

Принципиальным отличием ЛСТ металлов яв-ляется сложность технической реализации необ-ходимых параметров процесса. Современные сва-рочные машины для ЛСТ способны работать вшироком диапазоне частот (10…250 Гц) и амп-литуды колебаний (1…7 мм) [10]. Это позволяетустанавливать, например, при соединении тер-мопластов требуемое сочетание частоты и амп-литуды колебаний и успешно использовать ЛСТв промышленных условиях. Однако при сравни-тельно больших значениях осевого давления (ЛСТвысокопрочных сплавов) сочетание высоких зна-чений частоты и амплитуды колебаний техничес-ки трудноосуществимо. Поэтому при ЛСТ, какправило, v ≤ 1,0 м/с [10], что и предопределяетособенности формирования сварных соединенийпо сравнению с обычной СТ.

По этой причине при оптимизации режимаЛСТ отечественных титановых сплавов актуаль-ным является определение допустимых пределовизменения технологических параметров — дав-ления и времени нагрева tн при сравнительно низ-ких значениях линейной скорости, обусловленныхспецификой процесса и техническими характерис-тиками оборудования для ЛСТ. Для изучения тех-нической возможности формирования качествен-ных (бездефектных) соединений высокопрочноготитанового сплава ВТ3-1 при изготовлении моно-колес ГТД и для оценки их механических свойствпроводили эксперименты по СТ вращением, пос-кольку термодеформационный цикл этой разно-видности СТ идентичен таковому при ЛСТ [2].

Целью настоящей работы являлась оптимиза-ция режимов СТ высокопрочного титановогосплава ВТ3-1 при сравнительно низком заданномзначении линейной скорости относительногоперемещения, что технически достижимо приЛСТ на современном оборудовании.

Предварительные эксперименты по изучению фор-мирования структуры сварных соединений при СТобразцов сплава ВТ3-1 диаметром 10…30 мм выпол-няли на установке СТ120, обеспечивающей ре-гулирование значений частоты вращения, осевого

усилия и времени торможения вращения в ши-роких диапазонах [18]. Сварку заготовок диа-метром 10 мм сплава ВТ3-1 для проведения ме-ханических испытаний и металлографических ис-следований выполняли на модернизированной ма-шине МСТ-2, обеспечивающей цикл СТ при пос-тоянной частоте вращения 1430 мин–1 и Рпр = Рн.СТ образцов выполняли как на воздухе, так и всреде аргона. Химический состав сплава ВТ3-1следующий, мас. %: 0,20…0,70 Fe; до 0,10 C;0,150…0,40 Si; 0,8…2,3 Cr; 2,0…3,0 Mo; до 0,05N; 5,5…7,0 Al; до 0,50 Zr; основа — Ti; до 0,18O; до 0,015 H; до 0,3— примеси [19].

Механические свойства сплава ВТ3-1 следу-ющие: σв = 1000…1250 МПа; δ = 12 %; ψ == 32…35 %; KCU = 300 кДж/м2; твердость (HRCпосле закалки + отпуска) 38…42 [20].

Временное сопротивление растяжению полу-ченных сварных соединений исследовали на раз-рывной машине ИР-100. Испытывали как стан-дартные образцы, так и специальные образцы снадрезом по зоне соединения (рис. 1), что поз-воляло определить показатели прочности металлав этой зоне. Микротвердость металла в ЗС оп-ределяли с помощью микротвердомера ПМТ-3.Основным критерием образования качественногосварного соединения являлось условие обеспече-ния максимальных показателей прочности свар-ного соединения при минимальном значенииосадки. При отработке режимов СТ значения тех-нологических параметров изменяли в следующихдиапазонах: Pн = Pпр = 10…30 МПа, tн = 1,8…8,0 с.При частоте вращения 1430 мин–1 и диаметре за-готовок 10 мм v = 0,75 м/с, что соответствует

Рис. 1. Стандартный (а) и специальный (б) образцы сварныхсоединений сплава ВТ3-1 после испытаний на разрыв

Рис. 2. Сварные соединения, выполненные СТ при Pн = Pпр = 15 МПа, tн = 2,2 (а) и 4,5 с (б)

1/2013 31

значениям, достижимым при ЛСТ высокопроч-ных сплавов на современном сварочном обору-довании [10].

Как видно из рис. 2, форма образующегосяусиления (грата) при v = 0,75 м/с приблизительносоответствует форме грата при ЛСТ титановогосплава системы Ti–6Al–4V (рис. 3). Форма гратаизменяется при увеличении tн с 2,2 до 4,5 с, чтосвидетельствует о предпочтительности режимовСТ с минимальным tн (рис. 2).

Характеристики прочности сварных соедине-ний, полученных при СТ, представлены на рис. 4.

Анализ полученных результатов показал, чтопри СТ сплава ВТ3-1 в сварных соединенияхдостигаются показатели прочности не ниже по-казателей ОМ при всех рассмотренных выше зна-чениях Pн: 10, 15, 27 МПа. Однако tн для раз-личных значений Pн существенно отличается. Так,при Pн = 10 МПа tн должно составлять не менее5,3 с, при Pн = 15 МПа — не менее 2,2 с, а при

Pн = 27 МПа качественные соединения полученыпри tн = 2 с.

Увеличение времени нагрева приводит к ростуобщей осадки образцов при незначительном по-вышении показателей прочности сварного соеди-нения. Например, при Pн = 10 МПа прочность со-единений превышает показатели ОМ при tн ≥ 5,3 с,однако в этом случае значительно увеличиваетсясуммарная осадка образцов до 24 мм по сравне-нию с Δсв = 7 мм при Pн = 15 МПа и tн = 2,2 с.Полученные результаты свидетельствуют о том,что в производственных условиях с точки зренияминимизации припусков на осадку и последую-щую механическую обработку Pн следует уста-навливать в диапазоне значений 15…27 МПа.

Аналогичные результаты, полученные приизучении влияния общей осадки при СТ сплавасистемы Ti–6Al–4V на качество соединений,представлены в работе [4]. Установлено, что приv = 2,2 м/с, Pн = 25,5, Pпр = 31,1 МПа возможноснижение суммарной осадки при сварке с 12,7до 3,2 мм без ущерба для качества соединений.Подобные результаты получены и в работе [5],однако при значительно больших значениях v, Pн,Pпр.

Как уже отмечалось, титан характеризуетсявысокой химической активностью по отношениюк газам, находящимся в атмосфере при темпера-туре более 350 °С. Проверку влияния возможногонасыщения газом металла шва приводили на об-разцах, полученных СТ на воздухе и в среде газанеактивного по отношению к титану и его спла-вам. Для защиты ЗС при СТ использовали аргон.Установлено, что при СТ на воздухе наблюдаетсяповышение твердости металла на поверхности об-разцов в металле ЗТВ на глубину до 0,5 мм. Кро-ме того, усиление шва, образующееся в процессеосадки, имеет высокую твердость в результатевзаимодействия пластифицированного металла,вытесняемого из стыка, с кислородом и азотомвоздуха.

Результаты механических испытаний сварныхсоединений стандартных образцов сплава ВТ3-1диаметром 10 мм, выполненных в среде аргона,приведены в таблице. Установлено, что разруше-ние стандартных образцов происходит по ОМ запределами ЗС и ЗТВ (см. рис. 1, а). Существенного

Рис. 3. Сварное соединение титанового сплава, выполненноеЛСТ (образец предоставлен Британским институтом сварки)

Рис. 4. Зависимость предела прочности металла зоны соеди-нения сплава ВТ3-1 от времени нагрева при Pн = 10 (а); 15(б) и 27 (в) МПа

Результаты механических испытаний сварных соедине-ний стандартных образцов сплава ВТ3-1 на прочностьпри растяжении (tн = 2,2 с, Pн = 15 МПа)

Номер образца Δсв, мм σв, МПа

1 6 1321

2 7 1446

3 6 1326

4 8 1258

32 1/2013

влияния окружающей атмосферы на показателипрочности соединений при оптимальных значе-ниях давления и времени нагрева не выявлено.

Полученные результаты позволили устано-вить, что показатели прочности сварных соеди-нений превышают соответствующие показателидля ОМ. Изучение микроструктуры сварных со-единений, выполненных как на воздухе, так и варгоне, выявило разницу травимости металла ЗС,

околошовной зоны и ОМ (рис. 5, а). При этомзначения микротвердости изменяются от 4,6 ГПав ОМ до 4,8 ГПа в металле ЗС.

По нашему мнению, увеличение показателейпрочности и твердости металла шва связано с ин-тенсивной термомеханической деформацией ме-талла при температурах, превышающих темпера-туру β-перехода. В результате дробления и пе-ремешивания структурных составляющих сплава

Рис. 5. Макроструктура (а) и зоны определения микротвердости (б, в, ×100) сварного соединения сплава ВТ3-1, выполнен-ного СТ

Рис. 6. Микроструктуры (×500) основногометалла (а), переходной зоны (б) и зонысоединения (в) сплава ВТ3-1

1/2013 33

ВТ3-1 в процессе СТ и быстрого охлаждения пос-ле сварки происходят значительные структурныеизменения в ЗС: формирование мелкозернистойдинамически рекристаллизованной структуры изβ-зерен с дисперсными выделениями α-фазы(рис. 6).

Кроме того, для соединений, полученных приСТ на воздухе, повышение твердости может бытьобусловлено кратковременным окислением кон-тактных поверхностей на начальных стадиях про-цесса (до начала вытеснения пластифицирован-ного металла из стыка) и перераспределением об-разовавшихся оксидных фаз титана в ЗС. Фор-мирование ЗС с повышенной твердостью обус-ловлено особенностью распада β-титана в усло-виях резкого охлаждения и присутствия в швенебольших количеств кислорода, а также частич-ным присутствием β-фазы в метастабильном сос-тоянии [3]. Известно, что упрочнение (α+β)-спла-вов титана при высокотемпературной термомеха-нической обработке тем больше, чем больше ко-личество остаточной β-фазы после нее [21].

Таким образом, в процессе СТ металл в ЗС под-вергается высокотемпературной термомеханичес-кой обработке, которая обеспечивает измельчениеструктуры, увеличение плотности дислокаций ко-личества β-фазы, что, по данным [22], для сплаваВТ3-1 увеличивает прочность на 280…480 МПа посравнению с обычной термообработкой.

Выводы

1. Экспериментально установлено влияние пара-метров режимов СТ на формирование структурыи механические свойства сварных соединений ти-танового сплава ВТ3-1. Показатели прочности со-единений при Рн = 15…27 МПа и tн более 2,2с превышают показатели ОМ.

2. Увеличение прочности сварных соединенийсплава ВТ3-1 по сравнению с показателями ОМсвязано с высокотемпературной термомеханичес-кой деформацией металла при СТ. В результатедробления и перемешивания структурных состав-ляющих сплава ВТ3-1 в процессе нагрева и де-формации и быстрого охлаждения после сваркипроисходят значительные структурные измененияв ЗС: формирование мелкозернистой динамическирекристаллизованной структуры из β-зерен с дис-персными выделениями α-фазы.

3. На основе полученных результатов опти-мизирован режим СТ сплава ВТ3-1 при сравни-тельно низкой линейной скорости относительногоперемещения, что технически достижимо приЛСТ титановых сплавов на совре- менном обо-рудовании.

1. Третьяков Ф. Е. Сварка плавлением титана и его спла-вов. — М.: Машиностроение, 1968. — 148 с.

2. Сварка трением: Справочник / В. К. Лебедев, И. А. Чер-ненко, В. И. Вилль и др. — Л.: Машиностроение, 1987.— 236 с.

3. Большаков М. В., Черницын А. И. Структура и свойства со-единений титанового сплава ОТ4, выполненных сваркойтрением // Свароч. пр-во. — 1974. — № 7. — С. 40–42.

4. Eichhorn F., Kes P., Maser D. Gefugeausbildung und Eigen-schaften artgleicher Reibschweiβverbindun — gen aus Ti-tanwerkstoffen // Schweiβen und Schneiden. — 1990. — 42,№ 4. — S. 189–191.

5. Parameter study into the friction welding of the intermetallicTiAl and the alloy Ti6Al4V / K.-H. Bоhm, V. Ventzke,M. Kocak et al. // Welding and Cutting. — 2003. — № 2. —P. 90–96.

6. Friction welding of titanium alloys / C. G. Nessler, D. A.Rutz, R. D. Eng, P. A. Vozzella // Welding J. — 1971. —50, № 9. — P. 379–385.

7. Microstructural and residual stress development due to iner-tia friction welding in Ti–6246 / M. M. Attallah, M. Preuss,C. Boonchareon et al. // Metallurgical and Materials Tran-sactions A. — 2012. — 43, № 9. — P. 3149–3161.

8. Schwartz M. M. Inertia friction welding of helicopter compo-nents // DVS Berichte Lectures of the 2nd Intern. conf. inEssen «Welding and Brazing in Aircraft and Spacecraft Con-struction», Sept. 16–17, 1985. — P. 36–43.

9. Threadgill Russell M. J. Friction welding of near shape per-forms in Ti–6Al–4V // The Proc. of the 11th World conf. ontitanium «Ti-2007 Science and Technology», Kyoto, Japan,June 3–7, 2007. — The Japan Institute of Metals, 2007. —P. 1283–1286.

10. Штрикман М. М. Сварка линейным трением // Свароч.пр-во. — 2008. — № 12. — С. 35–40.

11. Vairis A., Frost M. High frequency linear friction welding of atitanium alloy // Wear. — 1998, 217. — № 4. — P. 117–131.

12. Wilhelm H., Furian R., Moloney K. C. Linear friction bon-ding of titanium alloys for aeroengine application // Proc. 8thWorld conf. «Titanium ’95: Sci. and technology», Birming-ham, UK, 22–26 Oct., 1995. — London: Institute of Materi-als, 1996.

13. Mechanical properties and microstructure of linear frictionwelded TC4+TC17 joint / M. Tie-jun, S. Dong-gang,Z. Yong, Y. Si-qian // J. Aeronaut. Materials. — 2009. —29(4). — P. 33–37.

14. Wanjara P., Jahazi M. Linear friction welding of Ti–6Al–4V: Proc., microstructure and mechanical property inter-re-lationships // Metallurgy and Material Transactions A. —2005. — 36, № 8. — P. 2149–2164.

15. Vairis A., Frost M. Modeling the linear friction welding oftitanium blocks // Material Sci. and Eng. A. — 2000. — 292.— P. 8–17.

16. Vairis A., Frost M. On the extrusion stage of linear friction wel-ding of Ti6Al4V // Ibid. — 1999. — 271. — P. 477–484.

17. Vairis A., Frost M. Design and Commissioning of a frictionwelding machine // Materials and Manufacturing Proc. —2006. — 21. — P. 766–773.

18. Зяхор И. В. Современное оборудование для сварки тре-нием // Автомат. сварка. — 2001. — № 7. — С. 48–52.

19. ГОСТ 19807–91. Титан и сплавы титановые деформируе-мые. Марки. — Взамен ГОСТ 19807–74. — Введ.17.07.91. — М.: Изд-во стандартов, 1991. — 3 с.

20. Справочник металлиста / А. Ю. Акимова, Б. Н. Арзама-сов, И. А. Арутюнова и др.; под ред. А. Г. Рахштадта иВ. А. Брострема. — М.: Машиностроение, 1976. — Т.2.— 720 с.

21. Брун М. Я. Влияние фазового состава на термомехани-ческое упрочнение (α+β)-титановых сплавов // Цвет. ме-таллы. — 1971. — № 12. — С. 53–56.

22. Металлургия и технология сварки титана и его сплавов /С. М. Гуревич, В. Н. Замков, В. Е. Блащук и др. — 2-еизд., доп. и перераб. — Киев: Наук. думка, 1986. —240 с.

Поступила в редакцию 14.06.2012

34 1/2013

УДК 621.791.793

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИЭЛЕКТРОШЛАКОВОЙ СВАРКИ ТИТАНА В УЗКИЙ ЗАЗОР

И. В. ПРОТОКОВИЛОВ, В. Б. ПОРОХОНЬКО, Д. А. ПЕТРОВИнститут электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.

03680, г. Киев, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua

Цель работы заключалась в разработке техники электрошлаковой сварки в узкий зазор титановых заготовок толщиной120 мм плавящимся мундштуком, исследовании технологических и металлургических особенностей процесса и фор-мирования сварного соединения. Сварке подвергали заготовки технического титана ВТ1 размером 120×120×270 мм.Применяли плавящиеся мундштуки из технического титана с двумя каналами для электродных проволок диаметром5 мм. В качестве шлака использовали флюс АН-Т4. Эксперименты осуществляли со стандартной величиной зазорамежду кромками — 30 мм и в узкий зазор — 22 мм. Анализировали режимы процессов сварки, термическиециклы, макрошлифы сварных соединений и параметры жидкометаллической ванны. Результаты экспериментовпоказали, что уменьшение сварочного зазора приводит к увеличению скорости сварки на 13 %, снижению удельнойпогонной энергии процесса в среднем на 23 % и сужению зоны термического влияния. При этом проплавлениесвариваемых кромок снижается в среднем с 12 до 5,5 мм (на 54 %). Исследования параметров жидкометаллическойванны показали, что ширина ванны при электрошлаковой сварке в узкий зазор уменьшилась с 54 до 33 мм, приуменьшении глубины ванны с 22 до 19 мм. По результатам исследований разработана техника и рекомендованырежимы электрошлаковой сварки титана в узкий зазор, обеспечивающие стабильное протекание процесса с хорошимформированием сварного соединения, без непроваров, пор, трещин и прочих дефектов. Библиогр. 10, табл. 1,рис. 9.

К л ю ч е в ы е с л о в а : электрошлаковая сварка, узкий зазор, титан, термический цикл сварки, металл шва,макроструктура, сварочная ванна

Электрошлаковая сварка (ЭШС) является эффек-тивным способом соединения конструкций из ти-тана и титановых сплавов больших толщин [1–4].Одним из ее главных преимуществ является вы-сокая производительность и возможность соеди-нения за один проход, без разделки кромок, ме-талла толщиной 30…400 мм. При этом металлшва отличается высокой плотностью, отсутствиемдефектов в виде микро- и макропор, несплавленийи пр. К технологическим преимуществам ЭШСтитана также можно отнести относительную прос-тоту и надежность используемого оборудования,несложную технику выполнения швов, дополни-тельное защитное и рафинирующее действие нажидкий металл шлака [1–3].

Недостатками ЭШС титановых сплавов, огра-ничивающими ее практическое применение, яв-ляются нежелательные структурные превращенияв околошовной зоне под действием термическогоцикла сварки и формирование грубой, крупнозер-нистой структуры металла шва, что негативновлияет на эксплуатационные свойства сварных со-единений.

В работе [5] показана целесообразность ис-пользования комплексных методов воздействияна процесс ЭШС, основанных на тепловых и гид-родинамических механизмах управления форми-рованием сварных соединений. Тепловые методы

могут базироваться на уменьшении погоннойэнергии сварки и перераспределении тепловыде-ления в объеме ванны, что позволяет снизить пе-регрев и неравномерность проплавления основ-ного металла и тем самым исключить нежела-тельные структурные превращения в нем. Гид-родинамические методы заключаются в бескон-тактном силовом воздействии на сварочную ваннувнешними магнитными полями с целью управ-ления процессами тепломассопереноса и кристал-лизации металла шва.

Управлять термическим циклом сварки приЭШС достаточно сложно, поскольку данный про-цесс характеризуется большими погонными энер-гиями и объемами расплавленного шлака и ме-талла. Одним из методов, позволяющих снизитьпогонную энергию сварки и уменьшить ширинузоны термического влияния (ЗТВ), является свар-ка в узкий зазор. Такие исследования проводилив 1970-е годы в СССР, Англии, Японии, США,Канаде и других странах [6–8]. Было показано,что сварка в узкий зазор характеризуется сниже-нием объема шлаковой ванны, присадочного ма-териала и увеличением скорости сварки.

По принятым для ЭШС сталей стандартам за-зор между кромками в месте сварки для металлатолщиной 81…160 мм должен составлять 30 мм,в нижней части кромок и 33…49 мм в верхней[9]. Такие размеры зазора приняты исходя из ус-

© И. В. Протоковилов, В. Б. Порохонько, Д. А. Петров, 2013

1/2013 35

ловий гарантированного проплавления сваривае-мых кромок и исключения возможности корот-кого замыкания электродов (плавящегося мунд-штука) на основной металл. Аналогичные зазоры30…32 мм рекомендуют и при сварке титановыхсплавов [1].

Возможность снижения сварочного зазора приЭШС сталей до 19 ± 1 мм применительно к за-дачам мостостроения приведена в работе [8]. От-мечается, что новая технология ЭШС в узкий за-зор обеспечивает улучшенные усталостные харак-теристики и ударную вязкость металла шва и ЗТВ.Указанные эффекты достигаются за счет сниже-ний тепловложения, оптимизации формы метал-

лической ванны, применения сварочной проволо-ки, улучшающей структуру металла.

Цель настоящей работы заключалась в разра-ботке техники ЭШС в узкий зазор титановых за-готовок толщиной 120 мм плавящимся мундшту-ком, исследовании технологических и металлур-гических особенностей процесса и формированиясварного соединения. Полученные результатыпланируется использовать при проведении даль-нейших исследований по ЭШС с внешними элек-тромагнитными воздействиями.

Сварке подвергали заготовки из техническоготитана ВТ1 размером 120×120×270 мм. Экспери-менты проводили на установке А-1494, используятрансформатор ТШП-10000/1 (рис. 1). Применялиплавящиеся мундштуки из технического титанас двумя каналами для электродных проволок ди-аметром 5 мм. В качестве шлака использовалифлюс АН-Т4. Сварку осуществляли со стандар-тным зазором между кромками 30 мм и в узкийзазор 22 мм. В первом случае в качестве входногои выходного карманов использовали приварива-емые титановые накладки, во втором — медныеводоохлаждаемые формирующие планки. Для ис-следования термического цикла сварки исполь-зовали термопары типа ХА, которые размещалив свариваемых образцах на расстоянии 30, 40, 50,

Рис. 1. Схема сборки образцов под ЭШС: 1 — источникпитания; 2 — сварочная проволока; 3 — плавящийся мунд-штук; 4 — выводная водоохлаждаемая формующая планка;5 — свариваемый образец; 6 — входная водоохлаждаемаяформующая планка; 7 — поддон; 8 — боковое формирующееустройство; 9 — отверстия для термопар

Рис. 2. Конструкция и геометрия плавящихся мундштуков,используемых при стандартном способе ЭШС (а) и при ЭШСв узкий зазор (б)

Рис. 3. Конструкции электроизоляторов плавящегося мунд-штука для ЭШС титана: а — прикрепленный изолятор; б, в —впрессованные (литые) изоляторы; 1 — плавящийся мунд-штук; 2 — электроизолятор; 3 — титановая шайба

36 1/2013

60 мм от кромок. Горячие спаи термопар крепилив отверстиях в основном металле на глубине 20мм с применением конденсаторной сварки. Длярегистрации и обработки параметров процесса ис-пользовали программные пакеты LabView и Po-werGraph. Из полученных сварных соединений из-готавливали продольные и поперечные темплетыдля анализа структуры металла, параметров швови ЗТВ.

Как было отмечено выше, техника сварки вузкий зазор требует применения дополнительныхмер, направленных на предотвращение короткогозамыкания электродов на свариваемые кромки игарантированное проплавление основного метал-ла. С этой целью использовали плавящийся мун-дштук, конструкцию которого выбирали исходяиз условий равномерного проплавления сварива-емых кромок (рис. 2, б). Толщина мундштука былауменьшена до 12 мм, а каналы для электродныхпроволок смещены к краям мундштука для уве-личения тепловыделения в районе водоохлажда-емых формирующих планок. Для предотвращениязамыкания мундштука на свариваемые кромки,особенно при сварке протяженными швами, це-

лесообразно применение изоляторов, изготовлен-ных из материала, аналогичного используемомуфлюсу (рис. 3). По мере оплавления мундштукаизоляторы расплавляются, компенсируя расходшлака на формирование гарнисажной корки наповерхности шва. Изоляторы могут крепиться намундштуке с помощью привариваемых титановыхколец (рис. 3, а) или впрессовываться (заливаться)в специальные отверстия в нем (рис. 3, б, в).

Параметры сварки и основные результаты ис-следований приведены в таблице и на рис. 4–9.

В обоих случаях (стандартная ЭШС и ЭШСв узкий зазор) электрошлаковый процесс был ста-бильным, без выбросов шлаковой ванны, корот-ких замыканий и дуговых разрядов. Швы имелиблестящую, гладкую боковую поверхность(рис. 4). Макроструктура металла шва плотная,без шлаковых включений, пор, трещин и прочихдефектов (рис. 5, 6). Твердость НВ по высоте швараспределена равномерно. По ширине шва наб-людается увеличение твердости в зоне сплавленияв среднем на 10 %.

Проплавление кромок основного металла в по-перечном сечении при сварке в узкий зазор от-

Параметры ЭШС титановых заготовок (δо.м = 120 мм)

ПроцессРазмерзазора,мм

Сварочныйток, А

Напря-жение, В

Скоростьсварки,м/ч

Удельная по-гонная энер-гия сварки,кДж/см2

Величинапроплавле-ния кромок,

мм

Глубинажидкометал-лическойванны, мм

Ширинажидкометал-лическойванны, мм

Коэффи-циентформыванны

Угол пере-сечения

кристалли-тов шва (см.рис. 9), град

ТрадиционнаяЭШС 30 3000...4000

350023...25

24 2,2 93...135114

10...1412 22 54 2,5 120

ЭШС в узкийзазор 22 2500...3500

300024...26

25 2,5 70...10688

4...75,5 19 33 1,7 160

Рис. 4. Боковые поверхности сварных соединений, выполнен-ных стандартной ЭШС (а) и ЭШС в узкий зазор (б)

Рис. 5. Макроструктуры сварных соединений (продольноесечение), выполненных стандартной ЭШС (а) и ЭШС в узкийзазор (б)

1/2013 37

носительно равномерное (рис. 6). Наблюдаетсянезначительное снижение проплавления в цент-ральной части шва (4 мм) по сравнению с пери-ферийными участками (7 мм), что связано с теп-ловыделением в ванне, в месте плавления элек-тродных проволок.

Результаты экспериментов показывают, чтоснижение сварочного зазора с 30 до 22 мм при-водит к увеличению скорости сварки (произво-дительности процесса) на 13 % и снижениюудельной погонной энергии процесса в среднемна 23 %. При этом величина проплавления сва-риваемых кромок снижается в среднем с 12 до5,5 мм (на 54 %). Указанные эффекты преждевсего достигаются за счет уменьшения объеманаплавленного металла и оптимизации тепломас-сопереноса в ванне.

Анализ термических циклов сварки (рис. 7, 8)показывает, что при снижении сварочного зазорамаксимальная температура нагрева основного ме-талла на расстоянии 30 мм от свариваемой кромкиснижается с 1250 до 640 °С. Ширина зоны нагреваметалла выше температуры, например, 840 °С(минимальная температура начала полиморфныхпревращений для α + β титановых сплавов [10])при ЭШС в узкий зазор уменьшилась более чемв два раза (с 32 до 14,5 мм). Эффект суженияЗТВ достигается за счет ряда факторов, преждевсего снижения удельной погонной энергии свар-ки и уменьшения объемов шлаковой и жидкоме-таллической ванн, а также увеличения скоростисварки. Данное обстоятельство снижает вероят-ность протекания процессов нежелательныхструктурных превращений в основном металле.

Рис. 6. Макроструктура сварного соединения (поперечноесечение), выполненного ЭШС в узкий зазор

Рис. 7. Термические циклы стандартной ЭШС (а) и ЭШС вузкий зазор (б) для различных расстояний от свариваемойкромки: 1 — l = 30; 2 — 40; 3 — 50; 4 — 60 мм

Рис. 8. Максимальные температуры в сварочном образце (а)в зависимости от расстояния до свариваемой кромки пристандартной ЭШС (б) и ЭШС в узкий зазор (в); a–d (a′–d′) —точки, в которых расположены термопары

38 1/2013

Исследования параметров жидкометалличес-кой ванны показывают, что ширина ванны приЭШС в узкий зазор уменьшилась с 54 до 33 ммпри снижении глубины ванны с 22 до 19 мм. Со-ответственно коэффициент формы ванны снизил-ся с 2,5 до 1,7, а угол пересечения кристаллитовпо оси шва увеличился со 120 до 160° (рис. 9).Такие изменения коэффициента формы шва и нап-равления роста кристаллитов могут негативновлиять на механические свойства сварных сое-динений, особенно по оси шва. Поэтому для пе-реориентации направления роста кристаллитовнеобходимо снижать глубину металлической ван-ны, что может быть достигнуто, например, умень-шением напряжения сварки до 19…22 В.

Следует отметить, что одним только измене-нием режимов сварки невозможно управлятькристаллизацией наплавленного металла такимобразом, чтобы достичь формирования шва с од-нородной мелкозернистой структурой. Кроме то-го, чрезмерное снижение зазора и погоннойэнергии сварки может привести к нестабильностипроплавления основного металла и самого про-цесса сварки. Для этого необходимо использова-ние дополнительных механизмов воздействия натепломассоперенос в сварочной ванне и кристал-лизацию металла шва, в частности, путем исполь-зования внешних магнитных полей [2, 5]. Такиеисследования с применением импульсных элек-

тромагнитных воздействий планируется провестив дальнейшем.

Выводы1. Показано, что можно уменьшить сварочный за-зор до 22 мм при ЭШС плавящимся мундштукомтитановых заготовок толщиной 120 мм.

2. Разработаны техника и режимы ЭШС титанав узкий зазор, обеспечивающие стабильное про-текание электрошлакового процесса с хорошимформированием сварного соединения, без непро-варов, пор, трещин и прочих дефектов.

3. Установлено, что уменьшение сварочногозазора с 30 до 22 мм приводит к увеличению ско-рости сварки (производительности процесса) на13 % и снижению удельной погонной энергиисварки в среднем на 23 %. При этом ширина жид-кометаллической ванны снижается с 54 до 33 мм,а глубина — с 22 до 19 мм.

4. Снижение погонной энергии при ЭШС вузкий зазор приводит к уменьшению ширины ЗТВи снижает вероятность протекания нежелатель-ных структурных превращений в основном ме-талле.

5. Формирование при ЭШС грубой, крупно-зернистой структуры металла шва, снижающеймеханические свойства сварного соединения, тре-бует применения дополнительных механизмоввоздействия на кристаллизацию металла, которыемогут быть основаны на использовании внешнихмагнитных полей.

1. Электрошлаковая сварка титановых сплавов / Я. Ю.Компан, В. Ф. Грабин, М. А. Абралов и др. — Ташкент:Фан, 1975. — 84 с.

2. Компан Я. Ю., Щербинин Э. В. Электрошлаковая сваркаи плавка с управляемыми МГД-процессами. — М.: Ма-шиностроение, 1989. — 272 с.

3. Гуревич С. М. Справочник по сварке цветных металлов.— 2-е изд., перераб. и доп. — Киев: Наук. думка, 1990.— 512 с.

4. Замков В. Н., Лычко И. И., Топольский В. Ф. ЭШС плитиз титанового сплава Grade 5 // Автомат. сварка. — 1999.— № 9. — С. 73–75.

5. Протоковилов И. В., Порохонько В. Б. Управление фор-мированием сварных соединений при ЭШС (Обзор) //Там же. — 2012. — № 10. — С. 54–60.

6. Электрошлаковая технология за рубежом / Б. И. Медо-вар, А. К. Цыкуленко, А. Г. Богаченко, В. М. Литвинчук.— Киев: Наук. думка, 1982. — 320 с.

7. Berkovich I. Going up faster with narrow-gap electroslag //Weld. Eng. — 1971. — № 11. — P. 44–45.

8. Krishna K. Narrow-gap improved electroslag welding forbridges // Welding in the World. — 1996. — 38, № 11. —Р. 325–335.

9. ГОСТ 30482–97. Сварка сталей электрошлаковая. Требо-вания к технологическому процессу. — Изд-во стандар-тов, 2001.

10. Ильин А. А., Колачёв Б. А., Полькин И. С. Титановыесплавы. Состав, структура, свойства: Справочник. — М.:ВИЛС-МАТИ, 2009. — 520 с.

Поступила в редакцию 15.10.2012

Рис. 9. Схема жидкометаллической ванны при стандартнойЭШС (а) и ЭШС в узкий зазор (б)

1/2013 39

УДК 621.791.75

УСТРОЙСТВА ВВОДА ПОПЕРЕЧНОГО МАГНИТНОГО ПОЛЯДЛЯ ПРОЦЕССОВ ДУГОВОЙ СВАРКИ И НАПЛАВКИ (Обзор)

А. Д. РАЗМЫШЛЯЕВ, М. В. МИРОНОВА, С. В. ЯРМОНОВПриазовский государственный технический университет МОН Украины.Украина, г. Мариуполь, пер. Республики, 7. E-mail: gefest@pstu.edu

При дуговой сварке и наплавке перспективно применение управляющих продольных и поперечных магнитныхполей, позволяющих повысить производительность расплавления электродной проволоки, измельчить структуруметалла шва (наплавленного валика) и уменьшить глубину проплавления основного металла. При дуговой сваркеи наплавке в основном определяли влияние поперечных магнитных полей на геометрические размеры швов (валиков)и производительность расплавления электрода. При этом в работах либо не приводятся конструкции устройствввода, либо они даются без обсуждения вопроса об оптимальности принятых конструктивных решений, а такжеразмеров каждого элемента этих устройств. Целью настоящей работы явился анализ известных конструкций устройствввода для оценки эффективности применения их в процессах дуговой сварки и наплавки. Показано, что приведенныев работах устройства представляют собой электромагнит с П-образным ферросердечником с воздушным зазороми обмотками. В некоторых работах измеряли только поперечную компоненту магнитного поля Bx и не измерялипродольную компоненту индукции Bz, которую индуцировали применявшиеся устройства ввода. Однако на формуи размеры сечения швов и наплавленных валиков в этом случае могла влиять не только поперечная Bx, но ипродольная компонента магнитного поля Bz. Проанализированы особенности конструкций, а также распределениекомпонент индукций Bx, Bz, которые генерируют известные схемы устройства ввода поперечных магнитных полейв зоне сварочной дуги и ванны, отмечены их недостатки. Показана актуальность разработки новых схем, а такжецелесообразность оптимизации конструктивных размеров известных схем устройств для повышения эффективностидуговой сварки и наплавки с воздействием поперечных магнитных полей. Библиогр. 15, рис. 5.

К л ю ч е в ы е с л о в а : дуговая сварка и наплавка, продольное и поперечное магнитное поле, индукция магнитногополя, устройство ввода поперечного магнитного поля

Применение при дуговой сварке и наплавке про-дольных (ПРМП) и поперечных магнитных полей(ПОМП) в основном позволяет повышать произ-водительность расплавления электродной прово-локи, измельчать структуру металла шва (наплав-ленного валика) и уменьшать глубину проп-лавления основного металла. Следует отметить,что во всех работах, в которых при дуговой сваркеи наплавке используют ПРМП либо ПОМП при-нято, что продольная компонента индукции Bzнаправлена вдоль оси электрода, а поперечнаякомпонента индукции Bх (либо By) — перпенди-кулярно к оси электрода, т. е. расположена в плос-кости наплавляемого изделия (пластины).

В работах [1, 2] рассмотрены устройства ввода(УВ) ПРМП, представляющие собой соленоид сферромагнитным сердечником, наличие которогозначительно увеличивает продольную компонен-ту индукции в зоне сварочной дуги и жидкогометалла ванны. Применительно к режимам дуго-вой сварки и наплавки с воздействием ПРМП вработе [3] рассчитаны оптимальные размеры со-леноида с круглым ферромагнитным сердечникомс отверстием для прохождения сварочной прово-локи.

Данные о конструкциях УВ ПОМП для про-цессов дуговой сварки и наплавки немногочис-

ленны. В некоторых статьях, посвященных в ос-новном рассмотрению влияния ПОМП на геомет-рию швов (валиков) при дуговой сварке (наплав-ке), сведения об использованных конструкцияхУВ ПОМП не приводятся. Вопрос их оптимальногоприменения в большинстве работ не обсуждался.Рассмотрим более подробно существующие конс-трукции УВ ПОМП применительно к дуговой свар-ке и наплавке плавящимся электродом.

Следует отметить, что в работах [4–9] иссле-дованы различные аспекты процессов сварки инаплавки с воздействием ПОМП, но в них не при-ведены данные о применявшихся конструкцияхУВ ПОМП. В работах [10–15] рассмотрены УВПОМП, построенные по одной и той же схеме— электромагнит с П-образным ферросердечни-ком с воздушным зазором и обмотками.

В одной из первых работ, посвященной иссле-дованию влияния переменного ПОМП на геомет-рию стыковых швов при сварке стали Ст.3 прово-локой Св-08А под флюсом АН-348А, показано, чтодля создания ПОМП использован специальныйэлектромагнит, который крепился к автомату АДС-1000 [10]. Установлено, что при переходе от плас-тины без разделки к пластине с разделкой магнитнаяиндукция снижалась в 4…7 раз. Применение ПОМПпри дуговой наплавке под флюсом способствовалоснижению глубины проплавления на 10…50 % и© А. Д. Размышляев, М. В. Миронова, С. В. Ярмонов, 2013

40 1/2013

увеличению ширины шва на 20…25 %. Однаков этой работе не приведена конструкция приме-нявшегося УВ ПОМП.

В работе [11] рассмотрено УВ ПОМП в видеП-образного электромагнита с двумя катушками,размещенными на стержнях с постоянным (рис. 1,а) и переменным (рис. 1, б) сечением полюсов,применительно к сварке проволокой Св-08ГА пос-тоянным током под флюсом АН-348А кольцевыхповоротных стыков стальных труб (толщина стен-ки 11…12 мм).

Установлено, что качественное формированиешвов обеспечивалось при количестве 3000…7500ампер-витков и сечении магнитопровода 25×25 ммс воздушным зазором между полюсами 20…30 мм.Данное устройство с электромагнитами постоян-ного сечения обеспечивало при равных условияхбольшую индукцию магнитного поля, чем уст-ройство со стержнями переменного сечения, су-жающимися в направлении к полюсам. Заметим,что в этой работе в зоне стыка измеряли толькопоперечную компоненту магнитного поля Bx.Однако в этой же зоне значительна величина про-дольной компоненты индукции Bz, которая не из-

мерялась. На форму швов в этом случае моглавлиять не только поперечная, но и продольнаякомпонента индукции магнитного поля.

В работе [12] приведено УВ ПОМП для на-плавки цилиндрических образцов диаметром76 мм из стали 45, представляющее собой элек-тромагнит с П-образным сердечником (рис. 2),которое использовали при наплавке под флюсомпроволокой Нп-30ХГСА. Показано, что при воз-действии ПОМП изменяется коэффициент расп-лавления электродной проволоки. Однако данноеустройство применяется только при наплавке уз-лов цилиндрической формы и не применяется длянаплавки плоских изделий. Еще одним недостат-ком такого устройства ввода является ограничен-

Рис. 1. Схема электромагнитов с постоянным (а) и переменным (б) сечением полюсов [11]

Рис. 2. Схема УВ ПОМП в зону горения сварочной дуги [12]:1 — наплавляемый образец; 2 — электродная проволока; 3 —магнитные силовые линии; 4 — столб сварочной дуги; 5 —сердечник электромагнита; 6 — катушка

Рис. 3. Схема электромагнитного устройство ввода (а) и рас-пределение индукции между его полюсами (б): 1, 3 — Bx; 2,4 — Bz; 1, 2 — y = 0; 3, 4 — 10 мм

1/2013 41

ный диаметр изделий, восстанавливаемых путемнаплавки.

В работе [13] для воздействия на дугу ПОМПпри наплавке проволокой под флюсом применялиустройство, состоящее из П-образного магнитоп-ровода 1 (сталь 45) и катушки из изолированноймедной проволоки 2 (количество витков w = 120)(рис. 3, а). Наплавляемые пластины из немагнит-ной стали 1218H10T толщиной 15…20 мм укла-дывали на полюса этого П-образного магнитоп-ровода. При такой конструкции устройства вводапоперечная компонента индукции магнитного по-ля Bx вдоль центральной части между полюсами(у поверхности наплавляемой пластины) распре-делялась равномерно и была больше, чем нор-мальная компонента индукции Bz (рис. 3, б). По-казано, что воздействие знакопеременного ПОМПприводит к расширению наплавленных валиков.При частоте 50 Гц ПОМП расширение валика

происходит пропорционально индукции Bx. Од-нако такая конструкция УВ ПОМП может бытьиспользована для исследовательских целей итолько для сварки немагнитных материалов исплавов.

В работе [14] представлено устройство (рис. 4,а), состоящее из магнитопровода 7, собранногоиз листов электротехнической стали, каркаса ка-тушки 5 с количеством витков w = 480, распо-ложенной на магнитопроводе 6. Стержни магни-топровода 3 (сечение 25×25 мм) имели зазор ши-риной a, через который проходила электроднаяпроволока 1. Стержни магнитопровода соединеныболтами 2. Устройство крепили к мундштуку 4сварочного автомата с помощью хомутов (на рис.4, а не показаны).

Установлено, что тангенциальная компонентаиндукции Bx у поверхности ферромагнитнойпластины максимальна в центре системы и умень-

Рис. 4. Схема устройства для создания ПОМП (а), система координат при измерении индукции магнитного поля (б)(обозначения см. в тесте) и распределение компонент индукции Bz, Bx ПОМП в направлении оси Оx (в)[14]: 1, 2 — индукцияBz; 3, 4 — индукцияBx; 1, 3 — изделие–ферромагнетик; 2, 4 — изделие из немагнитного материала (y = 0; h = 20 мм; Iw == 1920)

42 1/2013

шается от оси электрода к полюсам электромаг-нита (рис. 4, в). Наличие ферромагнитного изде-лия значительно (примерно в 4-6 раз) снижаетBx и увеличивает нормальную составляющую ин-дукции Bz у поверхности ферромагнетика (см.рис. 4, в), что связано с ослабляющим действиемферромагнетиков на касательную (поперечную)компоненту индукции ПОМП.

В работе [15] для создания управляющегоПОМП разработано устройство, схема которогоприведена на рис. 5, а. Устройство представляетсобой магнитопровод 4, состоящий из трех учас-тков. Два наклонных участка, на которых разме-щены катушки 7, а также горизонтальный участок,соединенный с наклонными с помощью болтовыхсоединений 6. Магнитопровод собран из пластинэлектротехнической стали толщиной 0,5 мм. Се-чение набора 30×20 мм. Количество витков однойкатушки составляло w = 70. Устройство, генери-рующее ПОМП, крепилось к сварочному автоматутипа АДС-1002 с помощью хомутов. При этоммагнитопровод 4 был изолирован от автомата изо-лятором 5. С помощью автомата можно изменятьпараметр H (вылет электрода), т. е. расстояниемежду токоподводящими губками 2 и пластиной8, а также расстояние h от торцов магнитопровода4 до поверхности пластины 8. Конструкция ус-тройства позволяла изменять расстояние междунижними участками магнитопровода у торца элек-трода (параметр а). Электродная проволока 1 про-ходила через мундштук 3 (на рис. 5, а приведенасистема координат, принятая для исследованиямагнитного поля, при этом начало координат рас-полагалось на поверхности пластины под осьюэлектрода).

При измерениях индукции ПОМП выдержи-вали постоянными расстояние от торца электродадо поверхности пластины Δ = 5 мм, величину вы-лета электрода Н = 25 мм, параметр h = 25 мм,расстояние между нижними торцами магнитоп-ровода по горизонтали а = 35 мм. При исследо-вании индукции магнитного поля использовалипроволоку Св-12Х18Н10Т диаметром 4 мм, а вкачестве основного металла — пластины из стали12Х18Н10Т.

Распределение индукции Вz постоянного и пе-ременного ПОМП частотой 50 Гц носит возрас-тающий характер по мере удаления от оси Оz кполюсам устройства по оси Оx (рис. 5, б, кривые1, 3). Характерно, что в зоне под торцом электродакомпонента индукции Bz значительно меньше,чем компонента Bx (рис. 5, б, кривые 2, 4). Крометого, при протекании постоянного тока в катуш-ках УВ ПОМП компонента индукции Bx больше,чем при протекании переменного тока частотой50 Гц. Это, по-видимому, обусловлено тем, чтопри использовании переменного тока частотой50 Гц в магнитопроводе устройства имеют местопотери на токи Фуко и петлю гистерезиса.

Следует отметить, что приведенные на рис. 4,в и 5, б данные о характере распределении ин-дукции Bх вдоль оси Оx различны. Это связано,на наш взгляд, с влиянием формы концов стер-жней УВ ПОМП на распределение индукции Bхвдоль оси Оx. В рассмотренных статьях этот воп-рос не обсуждался и требует дальнейшего изу-чения.

Учитывая данные работы [14] о том, что приналичии изделия из ферромагнитной стали про-дольная компонента индукции Bz в зоне сварочной

Рис. 5. Схема устройства для создания ПОМП (а) (обозначения см. в тексте) и распределение компонент индукции Bz, BхПОМП вдоль оси Оx (z = 0, y = 0, Iк = 60 А) [15]: 1, 3 — индукция Bz; 2, 4 — индукция Bх; 1, 2 — постоянное ПОМП; 3, 4— переменное ПОМП частотой 50 Гц

1/2013 43

ванны практически на порядок больше, чем по-перечная компонента индукции Bx ПОМП (см.кривые 1, 3 на рис. 4, в), можно полагать, чтоустановленные в работах [10–12] эффекты влия-ния ПОМП на геометрические размеры сеченийшвов и наплавленных валиков обусловлены воз-действием не только поперечной, но и продольнойкомпоненты индукции ПОМП.

Таким образом, ранее опубликованные работыпо исследованию влияния ПОМП на геометри-ческие размеры швов при дуговой сварке и нап-лавке не учитывали особенности конструкции УВПОМП. Эта задача представляется актуальнойприменительно к процессам дуговой сварки и нап-лавки.

1. Сварка с электромагнитным перемешиванием / В. П.Черныш, В. Д. Кузнецов, А. Н. Брискман и др. — Киев:Техніка, 1983. — 127 с.

2. Черныш В. П., Кухарь С. Н. Оборудование для сварки сэлектромагнитным перемешиванием. — Киев: Вищашк., 1984. — 56 с.

3. Размышляев А. Д., Маевский В. Р., Сидоренко С. М. Рас-чет индукции магнитного поля соленоида с ферромаг-нитным сердечником применительно к дуговой наплав-ке // Автомат. сварка. — 2001. — № 8. — С. 22–24.

4. Демиинский Ю. А., Дятлов В. И. Магнитное управлениепри газоэлектрической сварке плавящимся электродом //Там же. — 1963. — № 4. — С. 82–83.

5. Акулов А. И., Копаев Б. В. Магнитное управление дугойпри сварке плавящимся электродом в аргоне // Там же.— 1972. — № 7. — С. 39–42.

6. Измельчение структуры металла шва при сварке дугой,колеблющейся в поперечном магнитном поле / А. М.Болдырев, Ю. С. Ткаченко, Н. П. Толоконников и др. //Там же. — 1975. — № 7. — С. 70–71.

7. Магнитное управление формированием шва при автома-тической сварке под флюсом / Ю. Г. Гаген, И. В. Перун,С. Т. Добровольский и др. // Там же. — 1975. — № 11.— С. 73–74.

8. Демянцевич В. П., Лебедев Г. А., Максимец Н. А. Влия-ние внешнего магнитного поля и параметров режимасварки на формирование сварных швов // Свароч. пр-во.— 1975. — № 11. — С. 7–9.

9. Размышляев А. Д. Управление геометрическими разме-рами шва при дуговой сварке и наплавке воздействиеммагнитных полей (Обзор) // Там же. — 1994. — № 9. —С. 28–31.

10. Шейнкин М. З., Шмелева И. А., Варяхов Н. Ф. Примене-ние магнитных колебаний при сварке под флюсом // Тамже. — 1969. — № 6. — С. 24–25.

11. Пацкевич И. Р., Зернов А. В., Иванцов В. Я. Распределениеиндукции наведенного магнитного поля в зоне горениясварочной дуги // Там же. — 1970. — № 2. — С. 9–10.

12. Влияние внешнего электромагнитного поля на скоростьплавления электродной проволоки при автоматическойнаплавке под флюсом / П. А. Иофинов, В. С. Ибрагимов,А. К. Дмитриенко и др. // Там же. — 1991. — № 1. —С. 34–35.

13. Размышляев А. Д., Маевский В. Р. Влияние управляю-щих магнитных полей на геометрические размеры швапри дуговой сварке под флюсом // Автомат. сварка. —1996. — № 2. — С. 17–19.

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

15. Размышляев А. Д., Миронова М. В. Производительностьрасплавления электродной проволоки при дуговой наплав-ке под флюсом с воздействием поперечного магнитногополя // Автомат. сварка. — 2011. — № 5. — С. 48–51.

Поступила в редакцию 24.10.2012

III Международная специализированная выставкаОБОРУДОВАНИЕ И ТЕХНОЛОГИИ

ДЛЯ ОБРАБОТКИ ЛИСТОВОГО МЕТАЛЛА

12–14 марта 2013 г. Санкт-Петербург, Россия

Выставка BLECH Russia — это единственная в России выставка, полностью посвященная обо-рудованию и технологиям для обработки листового металла.

Производство и обработка листового металла в XXI веке является необходимым элементомфункционирования автомобильной, судостроительной и аэрокосмической промышленности, про-изводства бытовой техники. Широко используется листовой металл в отоплении, вентиляции имногих других секторах гражданского строительства.

Выставка BLECH Russia входит во всемирно известный сетевой проект BLECH. Проект вклю-чает целое семейство специализированных мероприятий, крупнейшее из которых — EuroBlech (Гер-мания) — выставка номер один в мире по оборудованию и технологиям для обработки листовогометалла.

44 1/2013

УДК 621.793.7.669

ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ РЕЖИМАПЛАЗМЕННОГО НАПЫЛЕНИЯ ТОКОВЕДУЩЕЙ ПРОВОЛОКОЙ

НА ФРАКЦИОННЫЙ СОСТАВ РАСПЫЛЯЕМЫХ ЧАСТИЦГ. М. РУСЕВ1, А. Г. РУСЕВ1, В. В. ОВСЯННИКОВ1, О. Г. БЫКОВСКИЙ2, А. Н. ПАСЬКО2

1НПП «Плазматех». Украина, 69000, г. Запорожье, ул. Гоголя, 4;2Запорожский национальный технический университет МОН Украины.

Украина, 69063, г. Запорожье, ул. Жуковского, 64. E-mail: root@zstu.zaporizhe.ua

Установлена связь между параметрами режима плазменного напыления токоведущей проволокой и фракционнымсоставом распыляемых частиц, производительностью процесса и прочностными характеристиками покрытия. Рас-пыляли проволоку Нп65Г с помощью плазмотрона «Орнитоф-5М» в сосуд, наполненный водой, собранные каплипросеивали. Установлено, что при заглублении катода от 0 до 1,5 мм и расстоянии катод–анод от 8 до 14 мм, сварочномтоке 120...220 А, расходе аргона в пределах 15…37,5 л/ч, расходе воздуха в пределах 12…22,5 м3/ч плазменное покрытиев основном формируется из фракций размерами 0,315…0,1 мм. Распыляемые частицы движутся с различной скоростьюв центре и на периферии плазменного потока, так что преимущественное их количество переносится периферийнойчастью потока. Дистанция напыления изменялась в пределах 40…150 мм, на оптимальном расстоянии 100 мм содержаниеэлементов в поверхностном слое составило 0,4…0,43 % C, 0,7…0,77 % Mn, 0,17% Si, остальное — Fe. Производительностьпроцесса составляет 0,8…1,1 г/с, прочность сцепления покрытия на дистанции напыления 90…100 мм 80 МПа, твердостьНВ 220…240, пористость 1…2 %. Послойное удаление более мелких и пылевидных фракций быстровращающейсяметаллической щеткой повышает когезионную прочность на 25…30 %. Нa оптимальных параметрах режима: dз == 1,2…1,6 мм; Iсв = 170 А; Uд = 65 В; QAr = 30 л/мин; Qвозд = 16,5 м3/ч; дистанция напыления 100 мм, проволокамимарок Нп65Г, ПП-100Х15М2Г2Р напыляют износостойкие покрытия на детали энергетического и металлургическогооборудования. Библиогр. 2, табл. 1, рис. 2.

К л ю ч е в ы е с л о в а : плазменное напыление, распыляемые частицы, токоведущая проволока, фракционный состав,параметры режима, прочность сцепления, производительность

Плазменное напыление токоведущей проволокойможет выполняться в широких диапазонах тех-нологических параметров в зависимости от кон-струкции плазмотрона. Изменение параметроввлияет на фракционный состав напыляемых час-тиц и степень их окисления, количество перено-симого ими тепла, температуру подложки (изде-лия), термический цикл нанесенного покрытия,его прочность, плотность, а также производитель-ность самого процесса.

Исследования проводили с использованиемплазмотрона марки «Орнитоф-5М» [1] по схеме,приведенной в [2]. Проволоку марки Нп65Г ди-аметром 1,2 мм распыляли в наполненный водойсосуд диаметром 250 мм с дистанции 320 мм. Об-разовавшиеся капли (фракции) извлекали из со-суда, просушивали и просеивали в ситах с ячей-ками 2,5; 1,6; 1,0; 0,63; 0,4; 0,315; 0,2; 0,16; 0,1;0,063; 0,05 мм.

Важными параметрами плазмотрона, влияю-щими на режим плазменного напыления, явля-ются заглубление катода и расстояние катод–анод, определяющие напряжение на дуге. Пре-делы их изменения приведены на рис. 1.

Распыление производили при токах 160 и170 А, другие параметры принимали такими: рас-ход аргона QAr = 30 л/мин, расход воздуха Qвозд == 16,5 м3/ч. Время распыления составило 100 с.Установлено, что при изменении заглубления ка-тода от 0 до 1,5 мм напряжение на дуге возрастаетот 60 до 66 В при токе 170 А и от 59 до 63 Впри токе 160 А. Производительность распылениясоставляет 1 г/с при токе 170 А и 0,8…0,84 г/с

© Г. М. Русев, А. Г. Русев, В. В. Овсянников, О. Г. Быковский, А. Н. Пасько, 2013

Рис. 1. Схема вариантов межэлектродных промежутков: а —заглубление катода (катодный узел); б — расстояние катод–анод (анодный узел)

1/2013 45

при токе 160 А, а угар составляет соответственно18…22 и 15…20 %.

Фракционный состав капель почти не зависитот изменения тока и находится в определенныхпределах по мере возрастания параметров (таб-лица).

Для анодного узла плазмотрона установлено,что при изменении расстояния катод–анод от 8до 14 мм напряжение на дуге возрастает от 54до 69 В при токе 170 А и от 52 до 67 В притоке 160 А. Производительность распыления воз-растает от 0,83 до 1 г/с при токе 170 А, для тока160 А этот показатель несколько ниже и лежитв пределах 0,74…0,94 г/с, потери металла на угарвыше при токе 170 А (16…22 %), а при токе160 А они достигают 15…16 %. Фракционныйсостав изменяется мало и находится в тех же пре-делах, что и для заглубления катода (таблица).По результатам испытаний принято, что для токов160…170 А заглубление катода должно состав-лять 0,5 мм, а расстояние катод–анод рекомен-довано выбирать в пределах 9…11 мм, при этомсохраняется высокая стабильность процесса.

При этих параметрах исследовали влияние сва-рочного тока, который изменялся в пределах120...220 А.

Установлено, что по мере увеличения свароч-ного тока производительность и потери на угарвозрастают соответственно от 0,6 до 1,15 г/с иот 8 до 14 %. Твердость напыленного слоя наобразце-свидетеле снижается с НВ 278 до 222,что может быть связано с повышенным выгора-нием углерода и легирующих элементов. Фрак-ционный состав напыляемых частиц изменяетсяв ту или иную сторону (таблица), при этом со-держание фракции размером 0,315 мм имеет тен-денцию к снижению, хотя она остается самойкрупной составляющей.

При визуальном наблюдении плазменного по-тока было замечено, что частицы движутся с раз-личной скоростью в центре и на периферии, что,очевидно, связано с их разной массой. Для ис-следования этого явления использовали четырестеклянных сосуда, наполненных водой. Сосудыдиаметром 40, 65, 90 и 250 мм были вставленыодин в другой. Расстояние от плазмотрона до

уровня поверхности воды составило 320 мм, асварочный ток изменяли от 120 до 200 А. Уста-новлено, что масса фракций в центральной части(сосуд диаметром 40 мм) с повышением токавозрастает от 16 до 24 г или несколько снижается(сосуд диаметром 90 мм) от 20 до 11 г, а в пе-риферийной части (сосуд диаметром 250 мм) су-щественно возрастает — от 22 до 35 г.

Это свидетельствует о преимущественном пе-реносе напыляемого материала периферийнойчастью плазменного потока. Фракционный составчастиц также изменяется по сечению плазменногопотока. Так, содержание крупных частиц 0,2 ммв центре составляет 33…37 %, а на периферии сни-жается до 17…24 %. Фракции размером 0,315; 0,16;0,1 мм составляют 15…18 % в центре потока, ана периферии их содержание снижается до11…14 %. С повышением тока количество фракции0,1 при 0,16 мм увеличивается до 18…25 %, а при0,315 мм снижается до 8…10 %. Крупные фракции0,4 мм, фракции менее 0,1 мм и пыль составляют1…6 % в центре потока и 6…9 % на периферии.С повышением сварочного тока содержание круп-ных фракций несколько снижается, а мелких воз-растает до 20…23 %.

Масса переносимых частиц существенно за-висит от расхода плазмообразующего и транспор-тирующего газов. Степень окисления распыляе-мых частиц, их скорость и фокусировка, напря-жение также будут зависеть от расхода этих газов.

Исследование проводили на токах 160…170 А,причем вначале изменяли расход воздуха при пос-тоянном расходе аргона, а потом расход аргонапри неизменном расходе воздуха.

При увеличении расхода воздуха напряжениевозрастает от 60 до 64 В, при этом производи-тельность достигает максимума 0,9 г/с.

При увеличении расхода воздуха в пределах12…22,5 м3/ч фракционный состав частиц меня-ется мало (таблица). При расходе воздуха менее12,5 м3/ч происходит повышенный нагрев сопла,что может привести к его быстрому выходу изстроя.

В качестве оптимального был принят расходвоздуха 15…17 м3/ч. При увеличении расхода ар-гона от 15 до 37,5 л/мин производительность про-

Результаты экспериментальной оценки влияния технологических параметров напыления на фракционный составраспыляемого металла, %

ПараметрРазмер фракции, мм

2,5…0,4 0,315 0,2 0,16 0,1 <0,1 и пыль

Заглубление катода 4...8 8...10 26…28 15…16 20…24 12…13

Расстояние катод–анод 5 6...8 24...26 18...19 22...23 12...13

Сварочный ток 5...8 34...23 18...13 18...22 10...15 7...9

Расход воздуха 5...4 9...10 30...29 16...17 19...20 7...12

Расход аргона 4...3 12...8 25...28 16...17 23...24 14...10

46 1/2013

цесса возрастает от 0,82 до 1,02 г/с, причем прирасходе аргона 30 л/мин снижается до 0,73 г/с(QAr = 37,5 л/мин при токе 160 А). При сварочномтоке 170 А производительность возрастает с 0,96до 1,09 г/с при расходе аргона 20 л/мин, послечего снижается до 0,85 г/с при расходе аргона37,5 л/мин.

Замечено, что при расходе аргона менее30 л/мин имеет место более интенсивный нагревсопла и повышенный расход вольфрамового элек-трода, что определило в качестве оптимального зна-чения расход аргона 30 л/мин. Стабильность плаз-менного процесса оказалась выше при сварочномтоке 170 А. Фракционный состав частиц практи-чески не изменяется (см. таблицу). Производитель-ность при этом составляет 0,98…1,0 г/с.

Поскольку при плазменно-дуговом напылениичастицы разогреваются до температур, значитель-но превышающих температуру плавления, а ихдвижение происходит в аргонно-воздушной среде,они непрерывно взаимодействуют с кислородоми азотом воздуха, в результате чего состав ис-ходного материала, нанесенного на подложку, из-меняется. Степень взаимодействия металла с га-зовой средой в значительной степени будет за-висеть от дистанции напыления.

Дистанцию напыления изменяли в пределахот 40 до 150 мм, остальные параметры режимаплазменного напыления были постоянными: ди-аметр электрода 1,2 мм, сварочный ток 170 А,напряжение на дуге 65 В, расход аргона 30 л/мин,расход воздуха 16,5 м3/ч.

Установлено, что наибольшая прочность покры-тия, определенная методом штифтовой пробы, быладостигнута на дистанции напыления 90…100 мм исоставила 80 МПа при толщине покрытия 0,5 мм.При этом содержание элементов в поверхностномслое равнялось, %: 0,4…0,43 C, 0,7…0,77 Mn, 0,17Si, остальное — Fe.

Твердость покрытия составила HВ 220…240,а пористость напыленного слоя находилась в пре-делах 1…2 %.

Важным технологическим приемом являетсяобработка каждого напыленного слоя поверхнос-ти стальной быстровращающейся щеткой, котораяотделяет плохо прикрепившиеся к поверхностичастицы. Их фракционный состав представлен нарис. 2, из которого следует, что основной сост-авляющей (84 %) является мелкая и пылевиднаяфракции, препятствующие полноценному коге-зионному сцеплению частиц. В результате пос-лойной механической обработки можно повыситькогезионную прочность сцепления покрытия на27 %.

Выводы1. Увеличение сварочного тока и расхода аргонаприводит к возрастанию напряжения на дуге.

2. Параметры режима плазменного напыления,рассмотренные в данной работе, не оказывают су-щественного влияния на фракционный состав на-пыляемых частиц, которые имеют преимущест-венно размер 0,1…0,315 мм.

3. Частицы размером менее 0,1 мм и пыле-видные фракции имеют низкую когезионную спо-собность, а их послойное удаление быстровра-щающейся стальной щеткой позволяет повыситькогезионную прочность сцепления покрытия на27 %.

1. Пат. 45253 Україна, 7 Н05Н1/100, 1/24, Н05В7/18В23К10/00. Електродуговий плазмотрон / Г. М. Русєв,С. М. Кисельов, В. В. Овсяніков, М. П. Галюк. —№ 2001074789; заявл. 10.07.2001; опубл. 15.10.2003,Бюл. № 10.

2. Технология восстановления и упрочнения наружных ивнутренних поверхностей тел вращения и плоских по-верхностей плазменным напылением / Г. М. Русев, В. В.Овсянников, С. М. Киселев, Н. Ф. Галюк // Автомат.сварка. — 2000. — № 12. — С. 61–62.

Поступила в редакцию 06.09.2012

Рис. 2. Фракционный состав напыленных частиц, послойноудаленных с поверхности изделия

1/2013 47

УДК 621.791.052:539.43

ПОВЫШЕНИЕ ЦИКЛИЧЕСКОЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИТАВРОВЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ

С НЕПРОВАРАМИ В КОРНЕ ШВА ВЫСОКОЧАСТОТНОЙМЕХАНИЧЕСКОЙ ПРОКОВКОЙ

С. А. СОЛОВЕЙИнститут электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины.

03680, г. Киев, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua

Приведены результаты усталостных испытаний тавровых сварных соединений низколегированных сталей 09Г2С,10ХСНД и 15ХСНД, при изготовлении которых закладывался конструктивный непровар корня шва поперечнымсечением 3×3 мм по всей длине сварного соединения. Целью данных исследований являлась экспериментальнаяоценка влияния протяженных непроваров на циклическую долговечность упрочненных технологией высокочастотноймеханической проковки тавровых сварных соединений из низколегированных сталей, которые используются приизготовлении ответственных сварных металлоконструкций. Испытания сварных образцов проводили при отнулевомцикле нагружения с частотой 5 Гц. Показано, что циклическая долговечность высоконагруженных упрочненныхданной технологией тавровых сварных соединений низколегированных сталей, содержащих протяженные конст-руктивные непровары корня шва поперечным сечением 3×3 мм, находится в пределах разброса экспериментальныхданных упрочненных сварных соединений, выполненных с полным проплавлением. При этом разрушение образцовпроисходит от непровара корня шва по ребру, а их циклическая долговечность повышается до 10 раз по сравнениюс циклической долговечностью неупрочненных образцов с полным проплавлением. Установлено, что наличие конст-руктивного непровара в неупрочненных высоконагруженных тавровых сварных соединениях, поперечные ребра которыхне передают основной нагрузки, не оказывает влияния на циклическую долговечность, поскольку образование трещини их развитие происходит по зоне перехода металла шва к основному металлу. Библиогр. 13, рис. 4.

К л ю ч е в ы е с л о в а : сварные металлоконструкции, низколегированные стали, тавровое соединение, циклическаядолговечность, высокочастотная механическая проковка, усталость

Значительная часть сварных металлоконструкцийинженерного назначения (мосты, путепроводы,морские стационарные платформы) изготавлива-ется из низколегированных сталей. Как правило,до 70 % сварных соединений в таких конструк-циях составляют тавровые сварные соединения.Одним из наиболее вероятных дефектов при при-варке элементов металлоконструкций угловымишвами является непровар корня шва. Известно,что непровары являются причиной появления зна-чительных концентраций напряжений и вызываютрезкое снижение предела выносливости сварныхсоединений, особенно стыковых [1–3]. В меньшейстепени наличие непровара в корне шва сказы-вается на циклическую долговечность тавровыхсварных соединений, поперечные ребра которыхне передают основной нагрузки. При невысокихуровнях переменных нагрузок непровары в такихсоединениях могут не проявлять себя на протя-жении всего срока службы, а усталостное разру-шение будет происходить в зоне перехода швана основной металл.

В настоящее время актуальной является задачаповышения несущей способности эксплуатируе-

мых сварных металлоконструкций с помощьюразличных ремонтно-восстановительных работ сприменением упрочняющих послесварочных тех-нологий. Для повышения сопротивления усталос-ти сварных соединений все более широкое при-менение находит высокочастотная механическаяпроковка (ВМП), известная в литературе такжекак ультразвуковая ударная обработка [4–9]. При-менение данного способа обработки сварных со-единений хорошо изучено применительно к тав-ровым сварным соединениям с полным проплав-лением как в исходном состоянии после сварки,так и после наработки определенного количествациклов перемен напряжений [8, 10–12]. Показано,что упрочнение технологией ВМП позволяет су-щественно повысить характеристики сопротивле-ния усталости таких соединений, а соответственнои уровни прикладываемых к ним напряжений. Ввыполненных исследованиях отсутствуют данныео сопротивлении усталости упрочненных ВМПтавровых сварных соединений с технологически-ми или конструктивными непроварами корня шва,в том числе при повышенных уровнях прикла-дываемых напряжений, отвечающих упрочнен-ным сварным соединениям.

© С. А. Соловей, 2013

48 1/2013

Целью данной работы являлась оценка влия-ния непроваров на циклическую долговечностьтавровых сварных соединений низколегирован-ных сталей, упрочненных технологией ВМП.

Испытания на усталость проводили на образцахтавровых сварных соединений низколегированныхсталей 09Г2С (σт = 375 МПа, σв = 510 МПа),10ХСНД (σт = 420 МПа, σв = 610 МПа) и15ХСНД (σт = 400 МПа, σв = 565 МПа). Заго-товки под образцы из этих сталей вырезали излистового проката так, чтобы длинная сторонабыла ориентирована вдоль проката. Поперечныеребра приваривали угловыми швами с двух сторонручной дуговой сваркой электродами марки УО-НИ-13/55. Непровар корня шва поперечным се-чением 3×3 мм по всей ширине образца (длинесварного шва) формировали путем увеличения за-зора между пластиной и привариваемым ребром,а также увеличением ширины кромки притупле-ния. Форма и геометрические размеры образцас непроваром в корне шва приведены на рис. 1.Толщина образца обусловлена широкой приме-нимостью в сварных конструкциях про-ката толщиной 12 мм, а ширину рабочейчасти образца выбирали исходя из мощ-ности испытательного оборудования. Уп-рочнение сварных соединений проводиликомпактным ручным оборудованием US-TREAT-1.0. Образцы испытывали на ус-талость на машине УРС-20 при отнуле-вом переменном растяжении с частотой5 Гц при регулярном и нерегулярном наг-ружениях (рис. 2). Каждый образец ис-пытывали до полного разрушения.

Для определения места зарождениятрещины (по линии сплавления или отнепровара) в образцах тавровых сварныхсоединений с непроваром корня шва приповышенных уровнях прикладываемыхнапряжений испытывали два образца изстали 10ХСНД. Зоны перехода шва наосновной металл 1 и 2 (рис. 1) подвер-гали обработке ВМП в исходном состо-янии после сварки. Испытания проводилипри уровнях прикладываемых макси-мальных напряжений 290 МПа. Посленаработки 102,3 и 119 тыс. циклов пе-ремен напряжений в неупрочненных зо-нах (соответственно зона 4 образца № 1и зона 3 образца № 2) появились уста-лостные трещины глубиной до 0,5 мм(длиной до 3 мм). После обработки ВМПповрежденных усталостными трещинамизон испытания продолжили при тех жеуровнях нагружения. В процессе дальней-ших испытаний аналогичные трещины внеупрочненных зонах 3 образца № 1 и

Рис. 1. Форма и размеры образцов тавровых соединенийназколегированных сталей

Рис. 2. Схема нагружения образцов таврового сварного соединения стали09Г2С при многоступенчатом (а) и блочном нагружениях с убывающей(б) и квазислучайной (в) последовательностями приложения нагрузок

1/2013 49

4 образца № 2 появились после наработки 232,5и 152,8 тыс. циклов перемен напряжений соот-ветственно. После обработки ВМП поврежденныхусталостными трещинами зон испытания продол-жили. Разрушения образца № 1 произошло после858,9 тыс. циклов, а образца № 2 — после 1832,4тыс. циклов перемен напряжений. В обоих слу-чаях усталостные трещины развивались от неп-роваров, разрушение произошло по привареннымребрам, которые не передают основного усилия.Разрушенные образцы представлены на рис. 3,рис. 4.

Полученные результаты испытаний свидетель-ствуют о том, что непровар в неупрочненных тав-ровых сварных соединениях, поперечные ребракоторых не передают основной нагрузки, можетне проявить себя на протяжении всего срока служ-бы, поскольку разрушение будет происходить позоне перехода шва к основному металлу. Исходяиз кривой усталости упрочненных ВМП тавровыхсварных соединений, выполненных с полнымпроплавлением [10], их долговечность при уров-нях прикладываемых максимальных напряжений290 МПа находится в диапазоне 600...1100 тыс.

циклов, при этом разрушение происходит по зонеперехода шва к основному металлу. Таким об-разом, после упрочнения технологией ВМП цик-лическая долговечность сварных соединений по-вышается в 5…10 раз по сравнению с циклическойдолговечностью неупрочненных образцов с пол-ным проплавлением [10], а разрушение происхо-дит от непроваров по ребру. Проведенные иссле-дования также подтверждают высокую эффектив-ность упрочнения технологией ВМП сварных со-единений с усталостными трещинами незначи-тельной глубины (≈ 0,5 мм).

На образцах № 3, 4 тавровых сварных соеди-нений с непроварами соответственно из сталей09Г2С и 15ХСНД, упрочненных технологиейВМП, проводили оценку влияния уровня прик-ладываемых напряжений на место зарождениятрещины (по линии сплавления или от непровара).Упрочнение технологией ВМП всех зон сварногосоединения проводили в исходном состоянии пос-ле сварки. Образец из стали 09Г2С испытывалипри уровне прикладываемых максимальных нап-ряжений 260 МПа. Разрушение от непровара поребру произошло после 1127,2 тыс. циклов переменнапряжений (рис. 4, в). Сварные образцы с полнымпроплавлением, упрочненные технологией ВМП висходном состоянии, при нагружении максималь-ными напряжениями цикла 260 МПа при анало-гичных испытаниях разрушались в диапазоне1150…1950 тыс. циклов перемен напряжений полинии сплавления [11]. Образец из стали 15ХСНДиспытывали при уровне прикладываемых макси-мальных напряжений 300 МПа. Разрушение от неп-ровара по ребру произошло после 830,7 тыс. цикловперемен напряжений (рис. 4, г). Упрочненные тех-нологией ВМП сварные образцы с полным проп-лавлением при нагружении максимальными нап-ряжениями 300 МПа при аналогичных испытанияхразрушались в диапазоне 600…900 тыс. циклов пе-ремен напряжений по линии сплавления. Таким об-разом, в диапазоне прикладываемых максимальныхнапряжений 260…300 МПа, характерных для мно-гоцикловой области упрочненных тавровых свар-ных соединений из низколегированных сталей,разрушение исследуемых образцов происходит отнепровара по ребру. При этом циклическая дол-говечность сварных соединений повышается до10 раз по сравнению с циклической долговеч-ностью неупрочненных образцов с полным проп-лавлением [11].

Известно, что металлоконструкции инженер-ного назначения в процессе эксплуатации, какправило, подвергаются сложным нерегулярнымрежимам нагружения [13]. Для оценки влияниявида нагружения (многоступенчатое или блочное)на эффективность упрочнения технологией ВМПизготовили четыре образца тавровых сварных со-единений стали 09Г2С с непроваром. Схемы наг-

Рис. 3. Общий вид упрочненных технологией ВМП образцовтаврового сварного соединения с непроварами в корне швапосле испытаний на усталость

50 1/2013

ружения образцов с указанием уровней прикла-дываемых максимальных напряжений, их после-довательности и количества циклов на каждомуровне приведены на рис. 2. Все образцы упроч-няли технологией ВМП в исходном состояниипосле сварки. Аналогичные испытания образцовтавровых сварных соединений с полным проп-лавлением, упрочненных технологией ВМП, приданных схемах нагружения проводили ранее, аих результаты представлены в работах [11, 12].

Образец № 5, который испытывали в условияхмногоступенчатого нагружения (см. рис. 2, а), раз-

рушился после наработки 119,4 тыс. циклов натретьем уровне нагружения (рис. 4, д). Общая на-работка на трех уровнях нагружения составила566,9 тыс. циклов. Упрочненные технологиейВМП сварные образцы с полным проплавлениемпри аналогичных испытаниях разрушались в ди-апазоне 565,8…1079,8 тыс. циклов перемен нап-ряжений по линии сплавления [11].

Образцы № 6 и 7 испытывали в условиях блоч-ного нагружения с убывающим порядком прило-жения нагрузок в каждом блоке (см. рис. 2, б).Разрушение образцов произошло соответственно

Рис. 4. Усталостные изломы тавровых сварных соединений с непроварами в корне шва: а–з — соответственно образцы № 1–8

1/2013 51

после 26,3 тыс. циклов на второй ступени чет-вертого блока нагружения (суммарное количествоциклов до разрушения на всех уровнях нагруже-ния 781,2 тыс. циклов) и после 76,8 тыс. цикловна четвертой ступени второго блока нагружения(суммарное количество циклов до разрушения навсех уровнях нагружения — 461,8 тыс. циклов).Фотографии усталостных изломов приведены нарис. 4, е, ж соответственно. Упрочненные свар-ные образцы с полным проплавлением при ана-логичных испытаниях разрушались в диапазоне492,3…775,6 тыс. циклов перемен напряжений полинии сплавления [12]. Как видно из рис. 4, ж,высокая долговечность образца с непроваромобусловлена развитием трещины в ребре и вы-полнением приварки одного ребра фактически сполным проплавлением.

Образец № 8 испытывали в условиях блочногонагружения с квазислучайным порядком прило-жения нагрузок в каждом блоке (см. рис. 2, в).Разрушение образца произошло после 54,4 тыс.циклов на второй ступени третьего блока нагру-жения (суммарное количество циклов до разру-шения на всех уровнях нагружения — 58,26 тыс.циклов). Упрочненные технологией ВМП сварныеобразцы с полным проплавлением при аналогич-ных испытаниях разрушались в диапазоне578,2…737,8 тыс. циклов перемен напряжений полинии сплавления [12].

Визуальный анализ усталостных изломов тав-ровых сварных соединений (см. рис. 4) показал,что при изготовлении образцов удалось заложитьнепровары по всей их ширине (длине сварногошва) с двух сторон непосредственно под прива-ренными ребрами, за исключением образца № 7.Выдержано также постоянство геометрическихразмеров непроваров во всех образцах в пределах2…3 мм (как по высоте, так и по ширине) прак-тически по всей длине сварного шва.

Полученные результаты показывают, что дол-говечность упрочненных технологией ВМП тав-ровых сварных соединений с протяженными неп-роварами (поперечное сечение 3×3 мм) находитсяв пределах разброса экспериментальных данныхобразцов с полным проплавлением. Это можнообъяснить следующим образом.

Результаты фрактографического анализа уста-лостных изломов испытанных образцов показы-вают, что развитие трещины в образцах с неп-роварами происходит как в основном металле, таки в металле ребра (см. рис. 4), а в образцах сполным проплавлением — только в основном ме-талле по линии сплавления. Несмотря на то чтозарождение усталостной трещины от непровараможет происходить раньше, чем в зоне переходашва на основной металл, ее развитие проходитпри меньших напряжениях от внешней нагрузки,вследствие большего поперечного сечения плос-

кости ее развития (учитывая высоту приваренныхребер). При этом одна из ее вершин развиваетсяв слабонагруженном ребре. Поэтому разрушениев зоне непровара проходит менее интенсивно,практически не снижая долговечность соединенийв сравнении с долговечностью бездефектных со-единений до полного разрушения. В сварных со-единениях с непроварами значительная доля отустановленной циклической долговечности при-ходится на рост усталостной трещины в основномметалле и в металле приваренного ребра (см.рис. 4). Так, в сварных соединениях с полнымпроплавлением, упрочненных технологией ВМП,критическая глубина трещины в зоне переходашва на основной металл находится в пределах4…8 мм, а в упрочненных сварных соединенияхс непроваром в момент хрупкого долома глубинаусталостной трещины достигает 12…20 мм.

Такая особенность кинетики усталостного раз-рушения упрочненных ВМП тавровых сварныхсоединений с непроварами, поперечные ребра ко-торых не передают основной нагрузки, позволяетс помощью ВМП существенно повышать их цик-лическую долговечность. При этом показателисопротивления усталости упрочненных техноло-гией ВМП сварных соединений с непровараминаходятся на уровне показателей упрочненныхсварных соединений, выполненных с полнымпроплавлением.

Выводы1. Установлено, что наличие протяженного (повсей ширине образца) непровара корня шва по-перечным сечением 3×3 мм в неупрочненных вы-соконагруженных тавровых сварных соединени-ях, поперечные ребра которых не передаютосновной нагрузки, не оказывает влияния на цик-лическую долговечность, поскольку образованиетрещин и их развитие происходит по зоне пере-хода металла шва к основному металлу.

2. Показано, что циклическая долговечность вы-соконагруженных упрочненных технологией ВМПтавровых сварных соединений низколегированныхсталей, содержащих конструктивные или техноло-гические протяженные непровары корня шва по-перечным сечением 3×3 мм, находится в пределахразброса экспериментальных данных упрочненныхсварных соединений, выполненных с полным проп-лавлением. При этом циклическая долговечностьупрочненных сварных соединений с непроварамиповышается до 10 раз по сравнению с циклическойдолговечностью неупрочненных образцов с полнымпроплавлением.

1. Труфяков В. И. Усталость сварных соединений. — Киев:Наук. думка, 1973. — 216 с.

2. Прочность сварных соединений при переменных наг-рузках: В 2-х т. / Под ред. В. И. Труфякова. — Киев: На-ук. думка, 1990. — 256 с.

52 1/2013

3. Несущая способность сварных соединений с технологи-ческими дефектами / В. И. Труфяков, В. И. Кирьян, В. В.Кныш, А. В. Бабаев: Учеб. пособие для слушателей заоч-ных курсов повышения квалификации ИТР по техно-логии и оборудованию сварочного производства. — М.:Машиностроение, 1988. — 48 с.

4. Xiaohui Zhao, Dongpo Wang, Lixing Huo. Analysis of theS–N curves of welded joints enhanced by ultrasonic peeningtreatment // Materials & Design. — 2011. — 32, № 1. —P. 88–96.

5. Abston S. The technology and applications of ultrasonic im-pact technology // Australas. Welding J. — 2010. — 55. —P. 20–21.

6. The effects of ultrasonic peening treatment on the ultra-longlife fatigue behavior of welded joints / Danqing Yin, DongpoWang, Hongyang Jing, Lixing Huo // Materials & Design.— 2010. — 31, № 7. — P. 3299–3307.

7. Gary Marquis. Failure modes and fatigue strength of impro-ved HSS welds // Eng. Fract. Mech. — 2010. — 77. —P. 2051–2062.

8. Rehabilitation and repair of welded elements and structuresby ultrasonic peening / Y. Kudryavtsev, J. Kleiman, A. Lu-govskoy et al. // Welding in the Word. — 2007. — 51,№ 7/8. — P. 47–53.

9. Verlоеngerung der lebensdauer von schweiβkonstruktion aushoеher festen baustaеhlen durch Anwendung der UIT-technolo-gie / U. Kuhlmann, A. Durr, P. Gunther et al. // Schweiβen undSchneiden. — 2005. — 57, № 8. — S. 384–391.

10. Сопротивление коррозионной усталости сварных соеди-нений, упрочненных высокочастотной механическойпроковкой / В. В. Кныш, И. И. Вальтерис, А. З. Кузьмен-ко, С. А. Соловей // Автомат. сварка. — 2008. — № 4. —С. 5–8.

11. Кныш В. В., Кузьменко А. З., Соловей С. А. Накоплениеусталостных повреждений в тавровых сварных соедине-ниях стали 09Г2С в исходном и упрочненном высоко-частотной механической проковкой состояниях // Тамже. — 2008. — № 10. — С. 12–18.

12. Кныш В. В., Кузьменко О. З., Соловей С. О. Накопиченнявтомних пошкоджень в таврових зварних з’єднаннях впочатковому і зміцненому високочастотним проковуван-ням станах при блоковому навантаженні // Машинознав-ство. — 2009. — № 9. — С. 27–31.

13. Трощенко В. Т., Сосновский Л. А. Сопротивление уста-лости металлов и сплавов: Справочник. Ч. 1. — Киев:Наук. думка, 1987. — 521 с.

Поступила в редакцию 14.11.2012

Международная конференция «Алюминий-21/СВАРКА И ПАЙКА» Вторая международная конференция и выставка «Алюминий-21/СВАРКА И ПАЙКА» состоялась с 20 по 22

ноября 2012 г. в гостинице «Sokos Palace Bridge», г. Санкт-Петербург.Проведение конференции официально поддержали: Международный сварочный институт (Франция),

Российское научно-техническое сварочное общество (Россия), Институт электросварки им. Е.О. Патона НАНУкраины, ЦНИИ КМ «Прометей» (Россия) и Ассоциация прессовщиков алюминия АПРАЛ (Россия).

Пленарную сессию конференции открыл доклад президента РНТСО, д-ра техн. наук, профессора ОлегаСтеклова. Он рассказал о проблемах и тенденциях развития сварочного производства в России.

На конференции обсуждались успехи последних лет и современные проблемы получения сварных и паяныхсоединений в конструкциях из алюминиевых сплавов и легких металлов.

В работе конференции приняли участие 78 представителей 53 компаний из 9 стран мира, включая Австрию,Германию, Китай, Нидерланды, Россию, США, Украину, Финляндию, Швецию.

В ходе пленарного и сессионных заседаний было заслушано 33 доклада. По итогам опроса участниковнаиболее интересными докладами были признаны следующие:

• современное развитие сварки трением с перемешиванием в Китае — Guohong Luan, BAMTRI (Китай);• сварка трением с перемешиванием в производстве крупногабаритных изделий из алюминиевых сплавов— Петр Васильев, Чебоксарское предприятие «Сеспель» (Россия);• технологии роботизированной сварки алюминиевых деталей скоростных поездов с большими допус-ками — Martin Wihsbeck, igm Robotersysteme AG (Австрия);• лазерно-лучевая сварка высокопрочных алюминиевых сплавов — Jens Standfuss, Fraunhofer IWS Dresden(Германия);• высококачественные сварочные проволоки для MIG и TIG сварки алюминиевых сплавов производстваЭСАБ-Алкотек — Сергей Чамов, ЭСАБ (Швеция);• современные способы сварки алюминия плавлением — Israel Stol, Alcoа (США);• свойства и структура сварных соединений из нового свариваемого сплава 1565ч системы Al–Mg —А. Дриц, Алкоа-Россия (Россия).

На пути к новому поколению коррозионно-стойких алюминиевых листов для пайки — Farid Norouzi Afshar,Tu Delft (Нидерланды).

Официальный партнер конференции компания «Алкоа-Россия» учредила специальный приз за инновационныетехнологии и наиболее значимые достижения, представленные в докладах и на экспозиции.

На выставке материалов, технологий и оборудования свою продукцию и услуги представили такие ведущиекомпании, как ООО «ВКС», ООО «Технологический центр ТЕНА», ООО «Опытный завод «Авиаль» (Россия), ESABи Sapa Heat Transfer AB (Швеция).

22 ноября состоялись эксклюзивные экскурсии на кафедру сварки факультета «Технологии и исследованияматериалов» Санкт-Петербургского государственного политехнического университета и производственнуюплощадку компании «Алюарт».

Участники конференции были проинформированы о том, что 8-й Международный конгресс «Алюминийдве тысячи» состоится в Милане, Италия, 14–18 мая 2013. http://www.aluminium2000.com/.

Пресс-релиз

1/2013 53

ДИССЕРТАЦИЯ НА СОИСКАНИЕ УЧЕНОЙ СТЕПЕНИИнститут электросварки им.Е. О. Патона НАН УкраиныЮ. В. Фальченко (ИЭС им.Е. О. Патона НАН Украины)защитил 19 декабря 2012 г.докторскую диссертацию натему «Исследование влиянияструктуры промежуточныхпрослоек на свойства сварныхсоединений труднодеформи-

руемых материалов и разработка на этой основетехнологии их диффузионной сварки».

Диссертация посвящена изучению закономер-ностей формирования структуры и механическихсвойств сварных соединений при диффузионнойсварке в вакууме композиционных материалов наалюминиевой основе, интерметаллидных сплавовγ-TiAl и разнородных металлов с применением вкачестве промежуточных слоев вакуумных кон-денсатов.

Изучено влияние толщины прослоек из алюми-ния на формирование структуры и механическиесвойства сварных соединений из композиционныхматериалов Al + 4 % C, АМг5 + 23 % SiC, АМг5 ++ 27 % Al2O3. Показано, что сварка композицион-ных материалов в свободном состоянии не обес-печивает формирование бездефектных соедине-ний. Применение схемы сварки с принудитель-ным деформированием позволяет локализоватьпластическую деформацию в стыке при увеличениистепени пластической деформации прослойки изалюминия с 13 до 33 %, что также способствуетувеличению содержания магния в зоне соединенияс 3…3,8 до 4…4,5%. Микротвердость зоны соеди-нения составляет 600…700 МПа.

Однако химическая и структурная неоднород-ности зоны соединения, вызванная применениеммягких промежуточных прослоек, обусловливаютпрочностные свойства соединений на уровне50…60 % уровня прочности основного материала.

Повышение скорости пластической дефор-мации до ε = 102 с–1 при применении ударнойсварки в вакууме способствует увеличению сте-пени деформации прослойки до 70…80 %, однакоповышает неоднородность в распределении хи-мических элементов в стыке.

Применение при сварке композиционного ма-териала многослойных фольг системы Al–Cuобусловливает дисперсное упрочнение стыка час-тицами интерметаллида CuAl2. Установлено, что

применение более тонких фольг с периодом че-редования слоев от 40 до 100 нм (при содержании10 мас. % Cu) приводит к формированию в стыкедиффузионной зоны толщиной 7… 10 мкм, обед-ненной по содержанию меди. Применение прос-лоек Al — 26,8 мас. % Cu общей толщиной20 мкм с периодом чередования слоев меди иалюминия 2000 нм способствует формированиюв стыке структуры с дисперсными включениямиCuAl2 размером 3…10 мкм. Определено, что фор-мирование такой структуры в стыке обеспечиваетполучение сварных соединений с прочностью нарастяжение на уровне 325 МПа, что составляет96 % уровня прочности исходного материала.

Установлено, что применение при диффузион-ной сварке интерметаллидного сплава γ-TiAl мно-гослойных фольг Al/Ti сопровождается протека-нием в стыке реакции самораспространяющегосявысокотемпературного синтеза, которая приводитк увеличению исходного размера фольги вследс-твие образования волнообразного рельефа и по-ристой структуры. Последующая выдержка притемпературе сварки под давлением обеспечиваетзалечивание пор и формирование в стыке безде-фектной мелкозернистой структуры с микротвер-достью HV 3500…4200 МПа, соответствующеймикротвердости основного материала. Определе-ны оптимальные параметры режима сварки: тем-пература T = 1200 °С, давление P = 10…40 МПа,время t = 20 мин, толщина многослойной фольгиδ = 20 мкм, которые обеспечивают получение свар-ных соединений с прочностью на срез на уровне290 МПа, что соответствует 91 % уровня прочностиисходного материала. Проведение дополнительногоотжига при 1200 °С в течение 2 ч позволяет уве-личить прочность до 314 МПа (98 %).

Применение при диффузионной сварке интер-металлидного сплава γ-TiAl со сплавом титанаВТ8 или сталью 12Х18Н10Т многослойных фольгсистемы Al–Ti обеспечивает получение в зоне со-единения равномерного распределения химичес-кого состава элементов и микротвердости.

Показано, что применение пористых конден-сатов из никеля при диффузионной сварке хромас медью способствует снижению температуры идавления процесса сварки.

Сформулированы рекомендации по практичес-кому применению вакуумных конденсатов придиффузионной сварке в вакууме труднодеформи-руемых материалов.

54 1/2013

Б. А. МОВЧАНУ — 85

Исполнилось 85 лет известному ученому в областиматериаловедения и электронно-лучевой технологииакадемику НАН Украины Борису Алексеевичу Мов-чану.

Борис Алексеевич Мовчан родился 9 января1928 г. в селе Макиевка Носовского района (ранееЛосиновский район) Черниговской области. В1944 г. окончил Макиевскую неполную среднююшколу, в 1946 г. — два курса Киевского судост-роительного техникума, а в 1951 г. — физическийфакультет Киевского государственного университе-та им. Т. Г. Шевченко по специальности «Метал-лофизика».

С 1951 г. и по настоящее время Б. А. Мовчанработает в Институте электросварки им. Е. О. Па-тона НАН Украины: сначала научным сотрудникоминститута, с 1960 по 1994 гг. — заведующим от-делом электронно-лучевых технологий, а с 1994 г.возглавил основанный им «Международный центрэлектронно-лучевых технологий ИЭС им. Е. О. Па-тона» (МЦ ЭЛТ). Начиная с 2003 г. и по настоящеевремя Б. А. Мовчан работает главным научнымсотрудником отдела парофазных технологий неор-ганических материалов Института электросваркиим. Е. О. Патона и научным сотрудником-консуль-тантом МЦ ЭЛТ.

В 1954 г. Б. А. Мовчан защитил диссертациюна присвоение ученой степени кандидата техничес-ких наук, в 1961 г. стал доктором технических на-ук. В июне 1964 г. его избрали членом-корреспон-дентом Академии наук УССР, а в марте 1978 г. —

академиком Академии наук УССР по специальнос-ти «Материаловедение и прочность материалов».

Б. А. Мовчан по праву считается основателемнаучной школы получения новых материалов имногофункциональных покрытий способом элект-ронно-лучевой технологии испарения и конден-сации в вакууме. На протяжении многих лет ос-новным направлением его научной деятельностиявляется изучение структуры и свойств конденси-рованных неорганических материалов.

Технология электронно-лучевого испарения (ато-мизации) и последующего физического осажденияпаровой фазы в вакууме для получения материалови покрытий с заданными структурой и свойстваминачала разрабатываться в ИЭС им. Е. О. Патонапод руководством Б. А. Мовчана в начале 60-х го-дов прошлого столетия. Созданные в период 1975–1991 гг. электронно-лучевые технологии и обору-дование для нанесения защитных покрытий на ло-патки газовых турбин были внедрены на многихпредприятиях министерств авиационной, судостро-ительной и газовой промышленности СССР.

Под его руководством в МЦ ЭЛТ разработана изапатентована одностадийная технология с исполь-зованием композиционного слитка для нанесенияградиентных защитных покрытий, продолжаютсясистематические научные исследования и разработ-ки новых материалов и защитных покрытий, вклю-чая аморфные, нанокристаллические, дисперсноуп-рочненные, микрослойные, пористые и градиент-ные. Ведутся разработки вариантов гибридныхэлектронно-лучевых технологий, объединяющихфизические и химические процессы осаждения не-органических веществ в вакууме. Конкретные тех-нологии и новые образцы электронно-лучевогооборудования, получившие международное призна-ние, защищены многочисленными патентами(США, Европы, России, КНР), в том числе совмес-тными патентами с заказчиками.

Б. А. Мовчан опубликовал более 370 научныхработ, семь монографий, получил более 100 патен-тов. Им подготовлено 56 кандидатов и шесть док-торов наук, в настоящее время он руководит нес-колькими молодыми аспирантами. Он является чле-ном редколлегии ряда научных журналов и науч-ных советов.

Научная деятельность Б. А. Мовчана отмеченарядом государственных наград. В 1974 г. ему при-суждена Государственная премия УССР в областинауки и техники, в 1976 г. — орден ТрудовогоКрасного Знамени, в 1981 г. — второй орден Тру-

НАШИ ПОЗДРАВЛЕНИЯ!

1/2013 55

дового Красного Знамени, в 1984 г. — Ленинскаяпремия за работу в области электронно-лучевойтехнологии, в 1988 г. — орден Ленина, 1989 г. —Премия Е. О. Патона НАН Украины, в 1998 г. —орден «За заслуги» III степени. В 2004 г. БорисуАлексеевичу присуждено почетное звание «Заслу-женный деятель науки и техники Украины». РаботаБ. А. Мовчана отмечена также почетными дипло-мами Американского вакуумного общества (1983,

1988) и Почетным дипломом Министерства авиа-ционной промышленности Китая (1988).

Свое 85-летие академик НАН Украины Б. А.Мовчан встречает полным творческих сил, разви-вая новое инновационное направление: электронно-лучевую технологию простых и композиционныхнанопорошков и наножидкостей (коллоидов) длямедицины, экологии и сельского хозяйства.

Д. М. КАЛЕКО — 80В январе 2013 г. ведущемунаучному сотруднику отделасварочных материалов и род-ственных технологий в меди-цине и экологии лауреату Го-сударственной премии УССРв области науки и техникиДавиду Михайловичу Калекоисполнилось 80 лет.

В 1955 г. Давид Михайло-вич закончил Киевский по-

литехнический институт по специальности «Техно-логия и оборудование сварочного производства».Работал на Николаевском судостроительном заводе«Океан», затем перешел в ИЭС им. Е. О. Патона.С 1959 г. основным направлением его деятельностив институте стала конденсаторная сварка. Глубокиеисследования физических процессов при разрядахконденсаторов послужили научной основой длясоздания оборудования и технологии микросваркимногих металлов дугой, горящей от разряда конден-саторов. Эта работа нашла применение при изготов-лении деталей электротехнического оборудования,электронных приборов, изделий для вычислительнойтехники, систем управления и др. В то же время раз-работанная им техника нашла применение для термо-обработки поверхности деталей.

Значительный объем исследований, выполнен-ных при участии Д. М. Калеко, посвящен решению

проблем, возникших в ракето-, авиа-, судостроениии других отраслях техники, где для ответственныхизделий потребовалось крепление обшивки, соеди-нение узлов из разнородных материалов и т. п. Сэтой целью разработаны способы приварки шпилекиз различных металлов, в том числе ударно-кон-денсаторный и дугоконтактный алюминиевых шпи-лек для аэрокосмической техники и стальных подводой для деталей трубчатой формы. Им разрабо-тана техника торцевой сварки стержней арматур-ной стали. За эту работу в 1991 г. творческий кол-лектив, в состав которого входил Д. М. Калеко,был отмечен Государственной премией УССР в об-ласти науки и техники.

Последнее десятилетие Д. М. Калеко работаетнад медицинскими проблемами. Им под руководс-твом Б. Е. Патона созданы на основе титана и ни-келя сплавы с эффектом памяти формы, удовлет-воряющие требованиям биоинертности и биосов-местимости, которые, будучи деформированнымипри низких температурах, восстанавливают формупри температуре человеческого тела. Созданы им-плантаты и инструменты из новых сплавов, в томчисле стенты с регулируемыми размерами и фор-мой, используемые в качестве протезов; экстракто-ры для удаления камней из трубчатых органов че-ловека и обломков костей при переломах.

На счету Д. М. Калеко около двухсот публика-ций и изобретений, три монографии.

П. А. КОСЕНКО — 70Директору ГП «Опытный за-вод сварочных материалов»ИЭС им. Е. О. Патона, зас-луженному машиностроите-лю Украины, дважды лауре-ату Премии Совета Минист-ров СССР Петру Алексееви-чу Косенко исполнилось 70лет. Юбилейная дата именин-ника совпала с другим юби-

леем — 35-летием его руководства заводом.Трудовая деятельность Петра Алексеевича свя-

зана с Киевским сеточно-электродным заводом, кудаон в 1969 г. пришел после окончания Киевского по-литехнического института. В период 1972–1977 гг.он был главным инженером завода, а в 1977 г., ког-да это предприятие было перепрофилировано в ГП«Опытный завод сварочных материалов» ИЭС им.Е. О. Патона, был назначен его директором.

Глубокие знания, большой организаторский та-лант — все было направлено на развитие завода и

56 1/2013

реализовалось в модернизации производства сва-рочных материалов. В содружестве со специалис-тами института на заводе были созданы новые про-изводственные мощности по изготовлению порош-ковой проволоки, керамических флюсов и другихматериалов для сварки, наплавки и пайки; освоеноизготовление 32 марок сварочных электродов, 40марок порошковой проволоки, 25 марок плавленыхи керамических флюсов. Сегодня в цехах заводауспешно эксплуатируется технологическое обору-дование, разработанное и изготовленное на предп-риятии.

Благодаря внедрению нового и постоянной мо-дернизации действующего технологического обору-дования по производству всех видов сварочных ма-териалов, а также высокой квалификации рабочих,инжнерно-технического персонала, умелому руко-водству П. А. Косенко ОЗСМ сохранил высокийуровень производства в период становления рыноч-ной экономики в СССР и в период независимойУкраины. Завод продолжал осваивать новейшиеразработки научных отделов ИЭС им. Е. О. Патона,сохраняя ведущую роль в выполнении заказовпредприятий машиностроения, промышленногостроительства. Вся продукция, выпускаемая ГП«ОЗСМ ИЭС им. Е. О. Патона», в том числе элек-

троды для ручной сварки, порошковая проволока,плавленые и керамические флюсы, сертифицирова-на. Ряд марок электродов имеет разрешение Рос-сийского Морского Регистра.

В настоящее время П. А. Косенко руководит на-учно-технической, производственной и хозяйствен-ной деятельностью завода, определяет направленияразвития производства, обеспечивает ритмичнуюработу и выполнение планов технических разрабо-ток, изготовление образцов, выпуск опытных ипромышленных партий продукции. Эти разработкиблагодаря своему высокому техническому уровнюнашли применение в тяжелом и транспортном ма-шиностроении, энергетике, мостостроении, строи-тельстве трубопроводов и других отраслях про-мышленности. Под руководством П. А. Косенко за-вод стал одним из ведущих в СНГ предприятий попроизводству сварочных материалов.

Деятельность Петра Алексеевича отмечена пра-вительственными наградами. Он награжден ордена-ми «Знак Почета» и «За заслуги» II и III степени.В 2001 г. за развитие наукоемких технологий ипроизводство сварочных материалов он удостоенпочетного звания «Заслуженный машиностроительУкраины».

П. П. ПРОЦЕНКО — 60В январе исполнилось 60 летПетру Прокофьевичу Процен-ко — кандидату техническихнаук, директору Межотрасле-вого учебно-аттестационногоцентра ИЭС им. Е. О. ПатонаНАН Украины.

Окончив с отличием Кие-вский политехнический инс-титут и получив квалифика-цию инженера-механика по

специальности «Оборудование и технология сва-рочного производства», защитил кандидатскуюдиссертацию, получил квалификацию международ-ного инженера-сварщика.

П. П. Проценко является ведущим специалистомв сфере профессиональной подготовки, переподго-товки, повышения квалификации, аттестации и сер-тификации персонала сварочного производства.

Он прошел путь от мастера производственнойучебы Межреспубликанских курсов инструкторовпо сварке до директора Межотраслевого учебно-ат-тестационного центра Института электросварки им.Е. О. Патона. При его участии подготовлено боль-ше 30 тысяч специалистов-сварщиков для разныхотраслей экономики.

П. П. Проценко приложил много усилий дляформирования в Украине современной системыпрофессиональной подготовки сварщиков на уров-не международных требований. Он является авто-ром модульных технологий профессиональной под-готовки сварщиков, разработанных в соответствиис требованиями Международной организации тру-да, которые и внедрены в Украине. Под его руко-водством в рамках украинско-немецкого проекта«Поддержка реформ профессионально-техническо-го образования в Украине» разработаны принципи-ально новые подходы к определению широкопро-фильных профессий в области сварки. Разработаныи утверждены Межотраслевая квалификационнаяхарактеристика и Государственный стандарт про-фессионально-технического образования на интег-рированную профессию «Сварщик».

В 1994 г. по инициативе и при непосредствен-ном участии П. П. Проценко был создан Украин-ский аттестационный комитет сварщиков как глав-ный координационный центр по аттестации персо-нала сварочного производства в соответствии с на-циональными и международными требованиями.Сегодня этот комитет объединяет свыше 250 аттес-тационных центров разного ведомственного подчи-нения во всех регионах Украины.

1/2013 57

П. П. Проценко входит в авторский коллективпо гармонизации международных и европейскихстандартов в области сварки. С его участием раз-работаны и внедрены в качестве национальныхмеждународные стандарты (серии ДСТУ ISO 9606,ДСТУ EN 287, ДСТУ ISO 14731), которые регла-ментируют требования к уровню квалификациисварщиков и координаторов (руководителей) сва-рочных работ.

П. П. Проценко одним из первых среди украин-ских специалистов-сварщиков подтвердил своюмеждународную квалификацию, получив в 1998 г.диплом Европейского (международного) инженерапо сварке (IWE). Он представляет Украину в ра-бочих группах по профессиональной подготовке и

квалификации персонала в области сварки Евро-пейской сварочной федерации и Международногоинститута сварки.

В 2001 г. возглавляемый П. П. Проценко Ме-жотраслевой учебно-аттестационный центр ИЭСим. Е. О. Патона получил аккредитацию от Меж-дународного института сварки на подготовку пер-сонала с присвоением международных квалифика-ций в области сварки (международный инженер,международный технолог, международный специа-лист, международный инспектор, международныйсварщик), которая способствует повышению конку-рентоспособности украинских предприятий на меж-дународном рынке.

Сердечно поздравляем юбиляров,от всей души желаем им крепкого здоровья и бодрости,творческой энергии и новых достижений в развитии

сварочной науки и сварочного производства!

58 1/2013

ПАМЯТИ В. И. МАХНЕНКО

2 января 2013 г. на 82-м году ушел из жизни доктортехнических наук, профессор, академик НАН Укра-ины, заслуженный деятель науки и техники Укра-ины, лауреат Государственной премии УкраиныВладимир Иванович Махненко.

Родился В. И. Махненко в г. Черкассы. Послеокончания Одесского института инженеров морско-го флота в 1955 г. он начал трудовую деятельностьна судоремонтном заводе в Архангельске. Работалмастером, потом — старшим технологом корпус-но-сварочного цеха завода «Красная Кузница».

В 1959 г. поступил в аспирантуру Одесского ин-ститута инжнеров морского флота и успешно за-щитил в 1963 г. кандидатскую диссертацию. В1964 г. был приглашен на работу в ИЭС им. Е. О.Патона, где непосредственно с его участием и поинициативе Б. Е. Патона был создан отдел мате-матических методов исследования физико-химичес-ких процессов при сварке и спецэлектрометал-лургии, который он возглавлял до последних днейжизни. Задачей отдела было широкое использова-ние вычислительной техники и численных методов,активно развивающихся во всем мире, для эффек-тивной обработки и анализа результатов сложныхэкспериментальных исследований явлений, возни-кающих при сварке, а также их математическоеописание с целью получения оптимальных техно-логических и конструктивных параметров.

В 1973 г. он защитил докторскую диссертацию,в 1978 г. был избран членом-корреспондентом, в1990 г. — академиком АН УССР. Жизненный путьВ. И. Махненко тесно связан со сварочной наукой.Это годы плодотворных фундаментальных исследо-ваний, когда в полной мере проявились его неис-сякаемое трудолюбие, целеустремленность, чувствонового, научная интуиция. В. И. Махненко вместес учениками создана хорошо известная в стране иза рубежом школа по математическому моделиро-ванию тепловых, диффузионных, деформационных,

электромагнитных и других физических явлений всварке и родственных технологиях.

Всемирное признание получили работы В. И.Махненко по прогнозированию комплекса физи-ческих параметров при сварке современных конст-рукционных материалов, которые определяют ка-чество сварного оединения и работоспособностьсварной конструкции: размеры, форма, химическийсостав и структура зоны проплавления, термичес-кие циклы, микроструктура и свойства металлазоны термического влияния, кинетика напряжений,деформаций и перемещений в процессе сварочногонагрева, риск возникновения горячих и холодныхтрещин, распределение остаточных напряжений иих влияние на предельное состояние сварных узловпри статических или переменных внешних нагруз-ках. На основе этих теоретических работ совместнос различными отраслевыми НИИ и промышлен-ными предприятиями разработаны оптимальные ва-рианты конструктивных и технологических реше-ний для ряда новых сварных конструкций.

В последние годы В. И. Махненко активно ра-ботал над актуальной проблемой оценки работос-пособности и ресурса безопасной эксплуатациисварных конструкций и сооружений, в том числеобъектов энергетики Украины и магистральныхтрубопроводов. Разработанные под его руководст-вом методы оценки допустимости выявленных де-фектов в рамках идеологии «прогнозирования ипредупреждения» в целом ряде случаев дали воз-можность отказаться от преждевременных ремон-тов сварных конструкций ответственного назна-чения. В частности, им обоснована возможностьремонта сварочными технологиями магистральныхтрубопроводов без выведения их из эксплуатации.Итогом плодотворных разработок в этом направ-лении является монография «Ресурс безопасной эк-сплуатации сварных соединений и узлов современ-ных конструкций», опубликованная в 2006 г., а так-же Государственная премия Украины по науке итехнике за 2008 г.

Под руководством В. И. Махненко в течениемногих лет проводились международные конфе-ренции «Математическое моделирование и инфор-мационные технологии в сварке и родственныхпроцессах», в которых принимали участие специа-листы из разных стран мира.

В. И. Махненко является автором более 370 пе-чатных работ, 112 из которых опубликованы в жур-нале «Автоматическая сварка», 12 монографий.Многие его работы опубликованы в США, Англиии ФРГ. Владимир Иванович щедро делился своимизнаниями с молодежью и постоянно уделял внима-ние подготовке научных кадров. С момента обра-

1/2013 59

зования в 1988 г. кафедры физической металлургиии материаловедения Московского физико-техничес-кого института профессор В. И. Махненко читалстудентам курс лекций «Прочность сварных конс-трукций и соединений». Под его руководством под-готовлены 5 докторов и 24 кандидата техническихнаук.

Плодотворную научную работу В. И. Махненкоуспешно совмещал с научно-организационной и об-щественной деятельностью, являясь руководителемсекции Научно-координационного совета по вопро-сам ресурса и безопасной эксплуатации конструк-ций, сооружений и машин НАН Украины, членомдвух специализированных советов, членом редкол-легии журнала «Автоматическая сварка».

В. И. Махненко награжден орденами Дружбынародов, «За заслуги» III и II степеней, а также ме-далями. Международное признание заслуг В. И.Махненко в сварочной науке нашло отражение визбрании его членом Американского общества

сварщиков (AWS) и членом Международной феде-рации количественных неразрушающих методовопределения (QNDE). За значительный вклад в раз-витие отечественной науки и техники в направ-лении создания современных сварных конструкцийи обеспечения ресурса их эксплуатации В. И. Мах-ненко в 2004 г. присвоено почетное звание «Зас-луженный деятель науки и техники Украины».

Талант ученого, душевная теплота и отзывчи-вость, доброжелательность и скромность снискалиВ. И. Махненко авторитет и уважение сварочнойобщественности. Многочисленные ученики, друзьяи коллеги с глубокой скорбью переживают эту по-терю, выражают искреннее соболезнование родными близким Владимира Ивановича, всем, кто знал,любил и уважал его. Светлая память об этом че-ловеке навсегда останется в их сердцах.

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

60 1/2013

КАЛЕНДАРЬ ВЫСТАВОК И КОНФЕРЕНЦИЙ в 2013 г.(сварка и родственные процессы)

Времяпроведения

Местопроведения Название выставки/конференции

22 января Украина, Киев, ИЭС Конференция «Проблемы ресурса и безопасной эксплуатации кон-струкций, сооружений и машин»

22–25 января Украина, Киев Украинская индустриальная выставка

Середина февраля Украина, Карпаты,п. Плавье

13-я Международная конференция «Материалы. Методы. Техно-логии»

18–22 февраля Украина, Карпаты,Свалява

13-й Международный научно-технический семинар «Современныепроблемы производства в промышленности и на транспорте»

19–21 февраля Россия,Набережные Челны

«Машиностроение. Металлообработка. Сварка-2013», проводимыев рамках восьмого Камского промышленного форума-2013

28 февраля–02марта Россия, Красноярск Международная выставка «Литье и сварка»

26–29 марта Россия, Новосибирск Международная специализированная выставка «Машиностроение.Металлообработка. Сварка. Металлургия-2013»

26–29 марта Украина, Киев Международная специализированная выставка «Металлообработ-ка. Инструмент. Пластмасса»

09–12 апреля Россия, Пермь Международная выставка «Металлообработка. Сварка-2013»

09–12 апреля Беларусь, МинскЗАО «МинскЭкспо»

13-я Международная специализированная выставка «Сварка и рез-ка-2013»

16–19 апреля Россия,С.-Петербург

15-я Международная научно-практическая конференция «Техно-логии упрочнения, нанесения покрытий и ремонта: теория ипрактика»

23–25 апреля Украина, КиевКиев ЭкспоПлаза

Выставка «Сварка и родственные технологии»

12–14 марта Россия,С.-Петербург

Международная выставка по обработке листового металла «BеchRussia 2013»

15–17 мая Россия, ПермьМеждународная научно-техническая конференция «Сварка и кон-троль-2013» (посвящается 125-летию изобретения Н. Г. Славяно-вым электродуговой сварки правящимся электродом)

21–24 мая Украина, Запорожье Международная выставка «Машиностроение. Металлургия. Сварка»

22–24 мая Украина, Киев Международная научно-техническая конференция «Новые и нетра-диционные технологии в ресурсо- и энергосбережении»

22–25 мая Украина, Ворзель,ИЭС

7-я научно-техническая конференция молодых ученых «Сварка иродственные технологии»

28 мая–1 июня Украина, Крым,пос. Кацивели

6-я Международная конференция «Лазерные технологии в сварке иобработке материалов»

03–07 июня Украина, Ялта

13-я Международная научно-техническая конференция «Инжене-рия поверхности и реновация изделий» с семинаром «Сварка, нап-лавка и другие реновационные технологии на предприятиях горно-металлургической и машиностроительной промышленности»

17–21 июня Россия, пос. АгойКраснодарский край

7-я Международная научно-техническая конференция «Дуговаясварка. Материалы и качество»

1/2013 61

Времяпроведения

Местопроведения Название выставки/конференции

25–27 июня С.-Петербург, Россия«Алюсил МВиТ»

Третья международная конференция и выставка «Алюминий-21/Покрытия»

25–28 июняРоссия, МоскваООО «МессеДюссельдорф»

Schweiβen&Schneiden Russia 20135-я Международная специализированная выставка сварки, резки инаплавки

26–28 июня

Россия,Нижний Новгород,

ЗАО«Нижегородская

ярмарка»

12-я Специализированная выставка «Машиностроение. Станки.Инструмент. Сварка-2013»

11–17 сентября Германия, ЭссенМИС

66-я Ассамблея Международного института сварки

16–21 сентября Германия, ЭссенМессе Эссен

Международная выставка сварки, резки, обработки поверхностей«Schweissen und Schneiden 2013»

23–27 сентября Украина, Ялта 13-я Международная научно-практическая конференция «Качество.Стандартизация. Контроль: Теория и практика»

29–30 сентября Украина, Донецк 10-я Международная специализированная выставка «Металлургия-2013»

Начало октября Украина, Крым,пос. Даниловка

21-я Международная конференция и блиц-выставка «Методы и сред-ства неразрушающего контроля и технической диагностики»

02–05 октября Украина,Краматорск

3-я Международная научно-техническая конференция «Сварочноепроизводство в машиностроении: перспективы развития»

08–10 октября Россия, МоскваКВЦ «Сокольники»

Международная выставка «Weldex/Россварка»

16–18 октября Россия, Челябинск Международная выставка «Металлообработка. Сварка. Машиностро-ение»

19–22 ноября Украина, Киев 12-й Международный промышленный форум-2013 с разделомУкрсварка (технологии, оборудование и материалы)

25–26 ноябряУкраина, Киев

ИЭСим. Е. О. Патона

Международная конференция «Сварка и родственные технологии —настоящее и будущее»

коней ноября–начало декабря Украина, Киев, ИЭС

Восьмая международная научно-практическая конференция «Сваркаи термическая обработка живых тканей. Теория. Практика. Пер-спективы»

03–05 декабряРоссия,

ЕкатеринбургУральские выставки

Выставка «Сварка. Контроль и диагностика»

62 1/2013

ПРАВИЛА ДЛЯ АВТОРОВ ЖУРНАЛА«Автоматическая сварка» издается ежемесячно

с 1948 г. на русском языке, ISSN 005-111X;«The Paton Welding Journal» издается с 2000 г.

на английском языке, ISSN 0957-798X(перевод на английский язык журнала «Автоматическая сварка»)

Публикация статей в журнале бесплатная, гонорар не выплачивается.

1. Стандартный объем статьи 8–10 страниц текста (включая таблицы, библиографическийсписок, реферат, 5-6 рисунков (объем обзорной статьи может быть увеличен до 12–14 стра-ниц). Текст печатается через 1,5 интервала шрифтом Times New Roman, 12 кегль.

Материал должен быть изложен кратко, без повторений данных таблиц и рисунков втексте. На литературу, таблицы и рисунки следует давать ссылки в тексте.

Рисунки не следует перегружать второстепенными данными. Физические единицы и обоз-начения необходимо давать в Международной системе единиц СИ.

Публикацию статьи ускорит представление ее в электронном виде по e-mail в форматеWord for Windows. Иллюстрации представляются в отдельных файлах в формате *.tif (300dpi) для растровой графики или *.cdr (версии не выше 11.0, 600 dpi) для векторной.

2. В статье должно быть не более 5 авторов (других, принимавших участие в работе,можно указать в сноске). В сведениях об авторах следует указывать место работы и адрес,должность, ученую степень, адрес, телефон. Кроме того, следует указать почтовый адресорганизации на русском и английском языках (лучше взять с официального сайта) и адресэлектронной почты одного из авторов (организации).

3. Статья должна быть дополнена рефератом и ключевыми словами (от 7 до 10). Реферат(объем 1400–1600 знаков с одним пробелом между словами) должна достаточно полно рас-крывать содержание статьи. В ней должны быть отражены цели и задачи, методы, резуль-таты, область применения, выводы.

4. Каждая статья должна быть снабжена библиографическим списком, включающим неменее 8–10 ссылок (собственные работы авторов должны составлять не более четвертисписка; ссылки на источники от 2000 г. обязательны).

Цитируемая в статье литература должна быть оформлена в следующем порядке: для книг — фамилия, инициалы автора(ов), полное название, город, издательство, год

издания, общее количество страниц;для журнальных статей — фамилия, инициалы автора(ов), название статьи, журнал,

год издания, номер, том, номер или выпуск, страницы; иностранные издания приводятсяна языке оригинала;для статей в сборнике — название статьи, авторы, название сборника, номер выпуска

(или тома), место издания, издательство (или издающая организация), страницы начала иконца статьи; для интернет-ссылок: название ресурса, режим доступа.

5. Рукопись статьи должна быть подписана всеми авторами (или одним автором от имениавторского коллектива). К рукописи прилагается лицензионный договор по передаче ав-торских прав редакции журнала на публикацию статьи. Форма договора на сайтеwww.paton.kiev.ua или может быть выслана редакцией по электронной почте (по запросу).Несоответствие материалов указанным требованиям (пп. 1–5) может служить поводом дляотказа в публикации.

6. Авторы статьи получают без оплаты по одному экземпляру сответствующих номеровжурналов «Автоматическая сварка» и «The Paton Welding Journal» (по запросу).

Контакты редакции журналов «Автоматическая сварка» и «The Paton Welding Journal»:тел.: (38044) 200-63-02, 200-82-77.

E-mail: journal@paton.kiev.ua; www.paton.kiev.ua; www.rucont.ru.

1/2013 63

ПОДПИСКА — 2013 на журнал «Автоматическая сварка»

Украина Россия Страны дальнего зарубежья

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

480 грн. 960 грн. 2700 руб. 5400 руб. 90 дол. США 180 дол. США

В стоимость подписки включена доставка заказной бандеролью.

РЕ КЛАМА в ж у р н а л е «Ав т ом а т и ч е с к а я с в а р к а »Реклама публикуется наобложках и внутренних вклей-ках следующих размеров• Первая страница обложки(190×190 мм) 700$• Вторая (550$), третья (500$) ичетвертая (600$) страницыобложки (200×290 мм)• Первая, вторая, третья, четвер-тая страницы внутреннейобложки (200×290 мм) 400$• Вклейка А4 (200×290 мм) 340$• Разворот А3 (400×290 мм) 500$• 0,5 А4 (185×130 мм) 170$

Технические требования крекламным материалам• Размер журнала после обрези200×290 мм• В рекламных макетах, для текс-та, логотипов и других элементовнеобходимо отступать от краямодуля на 5 мм с целью избе-жания потери части информацииВсе файлы в формате IBM PC• Corell Draw, версия до 10.0• Adobe Photoshop, версия до 7.0• QuarkXPress, версия до 7.0• Изображения в формате TIFF,цветовая модель CMYK, разре-шение 300 dpi

Стоимость рекламы и оплата• Цена договорная• По вопросам стоимости разме-щения рекламы, свободной пло-щади и сроков публикации прось-ба обращаться в редакцию• Оплата в гривнях или рубляхРФ по официальному курсу• Для организаций-резидентовУкраины цена с НДС и налогомна рекламу• Для постоянных партнеров пре-дусмотрена система скидок• Стоимость публикации статьина правах рекламы составляет

© Автоматическая сварка, 2013

Подписано к печати 26.12.2012. Формат 60×84/8. Офсетная печать.Усл. печ. л. 8,69. Усл.-отт. 8,94. Уч.-изд. л. 9,04 + 4 цв. вклейки.Печать ООО «Фирма «Эссе».03142, г. Киев, просп. Акад. Вернадского, 34/1.

Контакты:тел./факс: (38044) 200-82-77; 200-54-84E-mail: journal@paton.kiev.ua

Подписка на электронную версию журнала «Автоматическая сварка» на сайте:http://www.rucont.ru. По подписке доступны выпуски журнала, начиная с 2009 г. в формате *.pdf. Подписка возможна на отдельные выпуски и на весь архив,включающий все выпуски за 2009–2011 гг. и текущие выпуски 2012 г.Подписка доступна физическим и юридическим лицам.

Подписку на журнал «Автоматическая сварка» можно оформить непосредственно черезредакцию или по каталогам подписных агенств «Пресса», «Идея», «Саммит», «Прессцентр»,KSS, «Блицинформ», «Меркурий» (Украина) и «Роспечать», «Пресса России» (Россия).

64 1/2013