Комбинированное тепловое воздействие в качестве средства получения сварного соединения с повышенными прочностными свойствами тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 01.02.04, кандидат наук Абашкин Евгений Евгеньевич

• Абашкин Евгений Евгеньевич
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Абашкин Евгений Евгеньевич

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1. Основные задачи повышения качества в промышленных технологиях получения неразъемных соединений и металлоконструкций

1.2. Средства математического моделирования в прогнозировании прочностных и деформационных свойств неразъемных соединений

1.3. Выводы

ГЛАВА 2. ОСНОВНЫЕ МЕТОДИКИ ИССЛЕДОВАНИЙ, ОПРЕДЕЛЯЕМЫЕ ПОСТАВЛЕННЫМИ ЗАДАЧАМИ

И ПРИМЕНЯЕМЫМИ МАТЕРИАЛАМИ

2.1. Постановка экспериментов и объекты исследований, определяющие выбор методик

2.2. Методы подготовки исходных материалов и получения порошковой проволоки с термитным наполнителем (химический состав и его подготовка, внешний вид, фракция, устранение сепарации перетиранием, упаковка)

2.3. Методы получения неразъемных соединений стальных элементов конструкций

2.4. Методы определения остаточных напряжений зоны термического влияния и деформаций неразъемного соединения

2.4.1. Теоретические методы определения остаточных напряжений зоны термического влияния

2.4.2. Экспериментальные методы определения остаточных напряжений зоны термического влияния

2.4.3. Методы регистрации геометрии неразъемного соединения

2.5. Методы определения физико-механических свойств неразъемного соединения

2.6. Методы определения химического состава и структуры образцов неразъемного соединения

2.7. Выводы

ГЛАВА 3. ОСОБЕННОСТИ ФОРМИРОВАНИЯ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ НЕРАЗЪЕМНОГО СТАЛЬНОГО СОЕДИНЕНИЯ

3.1. Влияние состава исходных компонентов порошковой алюмотермитной смеси на возможность получения неразъемного соединения

3.2. Влияние упаковки компонентов термитного наполнителя порошковой проволоки на процессы электродугового переплава

3.3. Моделирование процесса деформирования в зоне термического

влияния

3.4 Экспериментальные исследования остаточных напряжений в неразъемном соединении пластин из стали Ст3сп и Ст45

3.5. Выводы

ГЛАВА 4. ФОРМИРОВАНИЕ ФИЗИКО-МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ И СТРУКТУРЫ НЕРАЗЪЕМНЫХ СОЕДИНЕНИЙ, ПОЛУЧАЕМЫХ КОМБИНИРОВАННЫМ ТЕПЛОВЫМ ВОЗДЕЙСТВИЕМ

4.1. Влияние режимов локального теплового воздействия на формирование характеристик неразъемного соединения элементов из углеродистой стали обыкновенного качества

4.1.1. Роль режимов теплового воздействия на формирование физико-механических свойств зоны термического влияния неразъемного соединения элементов, выполненных из Ст3сп

4.1.2. Роль режимов теплового воздействия на формирование химического состава и структуры зоны термического влияния неразъемного соединения элементов, выполненных из Ст3сп

4.2. Влияние режимов комбинированного локального теплового воздействия на формирование характеристик неразъемного соединения элементов из

качественной углеродистой стали

4.2.1. Роль режимов комбинированного теплового воздействия на формирование физико-механических свойств зоны термического влияния неразъемного соединения элементов, выполненных из Ст45

4.2.2. Роль режимов теплового воздействия на формирование химического состава и структуры зоны термического влияния неразъемного соединения

элементов, выполненных из Ст45

4.3. Выводы

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЯ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Комбинированное тепловое воздействие в качестве средства получения сварного соединения с повышенными прочностными свойствами»

ВВЕДЕНИЕ

Предприятия, ориентированные на использование технологий с низкой ре-сурсоемкостью при получении металлоизделий, неразъемных соединений и конструкций из них обладают значительными конкурентными преимуществами. Важным критерием оценки качества такой продукции является эксплуатационная прочность.

Достижение высоких прочностных характеристик неразъемных соединений металлоконструкций возможно в процессе локального оплавления и последующего охлаждения зоны стыка соединяемых элементов в результате сварки. Быстрое и качественное получение сварного соединения обеспечивается квалификацией исполнителя работ, высокопроизводительным оборудованием и свойствами применяемых материалов. Среди материалов, широко используемых для получения неразъемных соединений, значительное место занимают покрытые электроды, предназначенные для дуговой сварки, проволока сплошного сечения и порошковые проволоки [1].

Получение сварного соединения с использованием порошковых проволок позволяет устранить недостатки, характерные для других сварочных материалов: низкую степень защиты сварочной ванны от взаимодействия с внешней средой, значительные потери на угар и разбрызгивание, необходимость подготовительных операций (сушки при использовании электродов), высокую вероятность неоднородности химического состава и неравномерности распределения легирующих элементов и примесей по сечению сплошной проволоки.

Порошковые проволоки представляют собой непрерывный электрод, в виде трубки, сердечник которой заполнен порошковой композицией, состоящей из минералов, химикатов, ферросплавов и т.д. [2] Химический и гранулометрический составы материала сердечника зависят от назначения и требуемых свойств неразъемного соединения и призваны обеспечить высокое качество формирующегося шва при снижении стоимости и трудоемкости процесса [3]. Однако при соединении элементов, выполненных из низкоуглеродистых и низколегированных ста-

лей, обеспечить одинаковое содержание химических элементов в зоне соединяемых элементов из основного металла не удается. Для достижения необходимой конструкционной прочности и объема наплавляемого металла требуется увеличение энергетических затрат и числа проходов электродом зоны стыка, что приводит к деформации конструкции.

Поиск ресурсоэффективного способа получения неразъемного соединения элементов, выполненных из низкоуглеродистых и низколегированных сталей с высокими прочностными характеристиками при обеспечении технологически приемлемых деформаций конструкции, вызванных тепловыми воздействиями, с получением металла в зоне соединения, идентичного по химическому составу с основным, определяет актуальность темы диссертационной работы. Решение отмеченных проблем видится в получении неразъемного соединения при осуществлении АДФ процесса порошковой проволокой с алюмотермитным наполнителем.

Ввиду отмеченного выше для сердечника проволоки, применяемой при соединения элементов из низкоуглеродистых или низколегированных сталей в автоматической сварке под слоем флюса, наиболее предпочтительным представляется использование порошка на основе термитной композиции, имеющей в своем составе смесь отходов металлургического комплекса: оксида железа, восстановителя и легирующих добавок. Такой химический состав сердечника обусловлен необходимостью сокращения энергозатрат за счет тепловыделения, образующегося в результате взаимодействия железной окалины с материалом восстановителя в ходе экзотермической реакции. Оксиды железа восстанавливаются до железа с ферритной структурой.

В настоящее время применяется несколько вариантов шихт для порошковой проволоки, в составе которых в качестве восстановителя используют алюминие-во-магниевый [4], либо алюминиевый [5] порошки в соотношениях, позволяющих повысить коэффициент расплавления трубчатого электрода. В качестве легирующих и раскисляющих компонентов в порошках таких проволок применяют различные добавки, среди которых ферромарганец и ферросилиций. Присутствие последних направлено на обеспечение требований соответствия марке и виду полу-

чаемого сплава, прочностным характеристикам соединения в зоне стыка. Расчет содержания добавок и ферросплавов в термитной шихте приведен в [6].

За счет компонентов алюмотермитной смеси такой порошковой проволоки, дополнительно выделяемая при совместном тепловом воздействии (экзотермическом и электродуговом) энергия расходуется на получение металла в стыковой зоне. Шлак, образующийся в результате алюмотермической реакции, препятствует отведению тепла, способствует равномерному затвердеванию материала ванны, получения структуры идентичной структуре соединяемого металла [7]. Это, в свою очередь, определяет сокращение остаточных напряжений в материале и, следовательно, меньшие деформации конструкции.

Однако идентичность структуры и свойств соединяемых металлических элементов и зоны термического влияния, как правило, не достигается, что приводит к искажению геометрических характеристик конструкции и определяет актуальность изучения тепловых процессов, происходящих в сварочной ванне, а также методов их регулирования, в том числе, посредством изменения параметров порошкового материала в проволочном электроде: химического и фракционного составов компонентов, плотности упаковки смеси и равномерности распределения компонентов смеси в ее объеме.

Среди критериев оценки качества стальных конструкций, элементы которых эксплуатируются в условиях значительных механических нагрузок или агрессивных сред, важным представляется не только высокий уровень их прочности, достигаемый при использовании новых технологий, но и возможность продления работоспособности. Значительным конкурентным преимуществом таких технологий должна быть их направленность на сбережение энергетических и материальных ресурсов, возврат в производство вторичного сырья. Применение металлотермии для получения жидкого металла из отходов машиностроительных предприятий соответствует основным принципам ресурсосбережения в производстве металлоизделий [8].

Серией предварительных теоретических исследований определено влияние зоны локального нагрева участка соединения наплавленного металла и неподго-

товленной поверхности детали, являющейся основой, в виде пластины, на картину ее деформации. В ходе исследований решалась одномерная задача теории температурных напряжений о локальном прямолинейном нагреве пластины со свободными краями, изготовленной из упругопластического материала [9]. Для решения необходимо принимать конечным поперечный размер пластины и бесконечным - продольный. При этом использованы квадратичная зависимость предела текучести однородного материала от температуры и линейная зависимость упругих модулей. В ходе изучения эволюции температурных напряжений при быстром возрастании температуры на продольной прямой в результате нагрева и охлаждения материала до температуры окружающей среды проведена оценка уровня распределения по пластине остаточных напряжений. В результате высокого градиента температуры, возникающего в зоне термического влияния, появляется пластическое течение, приводящее к росту необратимых деформаций, значения которых зависят от температуры. После остывания зоны термического влияния возможно повторное пластическое течение в области, где ранее развились необратимые деформации, медленно протекающее с обратным знаком. В результате медленного охлаждения необратимые деформации не могут исчезнуть полностью и приводят к возникновению нейтрального нагружения. В результате теоретических исследований определено, что наибольшие перемещения расположены в области упруго-пластической границы, на которой происходит падение напряжения. На основе этих расчетов можно прогнозировать деформацию всей детали, претерпевшей разогрев поверхности, полученный при равномерном последовательном автоматическом режиме наплавления металла под слоем флюса на протяженную поверхность стыка пластин из стали. Однако с определенной степенью достоверности просчитать прочностные характеристики наплавленного металла и конечную геометрию соединения, произошедшую в результате совместного электродугового и алюмотермического воздействий представляется затруднительным.

Указанные выше соображения легли в основу разрабатываемого технологического процесса, направленного на получение прочного неразъемного соединения стальных изделий за минимальное число тепловых воздействий. Посредством

совмещения энергий электродугового и алюмотермитного воздействий обеспечивается локальный разогрев расплавляемого материала и поверхности соединяемых стальных деталей. При этом интерес представляет осуществление процесса в наиболее неблагоприятных условиях: без подготовки поверхности детали, без подготовки материалов наплавки и т.д.

Таким образом, осуществление наплавления металла, в том числе на неподготовленную поверхность, представляется эффективным в условиях автоматического процесса под слоем флюса. В настоящее время не определен потенциал дополнительного вносимого экзотермической реакцией тепла при применении такого процесса в аспекте сокращения трудоемкости и стоимости получения неразъемного соединения стальных деталей. Изучение влияния режимов такого процесса на формирование остаточных напряжений в зоне термического влияния, определяющих геометрию получаемого неразъемного изделия, разработка оптимальных режимов теплового воздействия на зону контакта наплавляемого металла и основы также является важным в расширении использования данного технологического процесса и определяет актуальность проводимых в этом направлении исследований.

Цель диссертационной работы:

Посредством комплекса механических испытаний, включая средства математического моделирования, установить возможность и указать технологические режимы производства прочных неразъемных соединений элементов, изготовленных из углеродистых сталей, в операциях АДФ, с применением порошковой проволоки с алюмотермитным наполнителем.

Для достижения поставленной цели в диссертационной работе решаются следующие задачи:

- разработать состав алюмотермитного наполнителя непрерывного электрода, изучить влияние его гранулометрической подготовки на процесс упаковки в электрод, оценить влияние предварительной подготовки основных компонентов смеси для обеспечения наиболее полного их участия в экзотермической реакции,

указать иные, в том числе легирующие, добавки в состав стержня порошковой проволоки;

- провести серию направленных опытов по неразъемной сборке элементов, изготовленных из углеродистых сталей, установить перспективные режимы сборки в операциях АДФ, получить и подготовить образцы для последующих механических и металлографических исследований;

- поставить задачу теории температурных напряжений, моделирующую процесс сборки с помощью предложенного способа соединения, и рассчитать, в зависимости от комбинированного теплового воздействия, уровень и распределение остаточных напряжений по металлу зоны термического влияния с учетом его пластического течения, структурных и твердотельных фазовых превращений в нем;

- серией направленных экспериментов установить оптимальные режимы комбинированного теплового воздействия на формирование допустимых прочностных свойств, химического состава и металлографической структуры неразъемного соединения элементов, изготовленных из углеродистой стали обыкновенного качества;

- серией направленных экспериментов установить оптимальные режимы комбинированного теплового воздействия на формирование допустимых прочностных свойств, химического состава и металлографической структуры неразъемного соединения элементов, изготовленных из качественной трудносвариваемой углеродистой стали.

Все задачи решаются с учетом того, что объем наплавляемого металла, химический состав и структура, определяющие его физико-механические свойства являются результатом комбинированного теплового воздействия, состоящего из тепла одновременного поставляемого за счет электродугового и алюмотермитно-го процессов. Ввиду того, что результат такого комплексного воздействия на зону стыка стальных элементов трудно рассчитать и спрогнозировать теоретически, эмпирическая компонента в представленных в диссертационной работе исследованиях и выводах по ним является доминирующей.

На защиту выносятся следующие основные положения:

На защиту выносится результаты натуральных испытаний, теоретические и экспериментальные результаты, позволившие предложить технологию создания неразъёмного соединения элементов, выполненных из сталей Ст3сп и Ст45, в том числе:

- процентный химический и гранулометрический составы наполнителя алюмотермитной порошковой проволоки, особенности его упаковки в непрерывный электрод;

- режимы комбинированного теплового воздействия, приводящие к полному и равномерному заполнению сварочной ванны и обеспечивающие требуемые показатели формируемого шва;

- результаты механических, структурных и химических испытаний металла зоны термического влияния, включая уровень и распределение остаточных напряжений;

- результаты расчетов по специально созданной математической модели прочностных и деформационных параметров металла, сравнение прогнозных теоретических и опытно измеренных прочностных параметров металла шва и околошовной зоны, позволившие сделать выводы о качестве проведенной сборки.

Научная новизна работы:

- определено влияние параметров предварительной подготовки компонентов алюмотермитной смеси на ее упаковку в непрерывный электрод в форме порошковой проволоки и результаты переплава (интенсивность реакции, массовый выход восстановленного металла и др.);

- опытным путем установлены размеры зоны термического влияния, структура и механические свойства (предел прочности, предел текучести и др.) металла в зоне, металлографический и химический его состав, измерены уровень и распределение остаточных напряжений в зависимости от режима комбинированного теплового воздействия;

- на основании теории температурных напряжений предложена математическая модель эволюции температурных напряжений в околошовной зоне и рассчи-

таны термомеханические параметры процесса с учетом зависимостей предела текучести, упругих моделей и коэффициента вязкости пластического течения от температуры, включая их итоговые значения и остаточное распределение напряжений;

- теоретически предсказаны и экспериментально установлены режимы комбинированного теплового воздействия, формирующие минимальный уровень остаточных напряжений при повышении прочностных параметров металла шва и околошовной зоны в условиях предлагаемого способа сборки элементов, выполненных из углеродистой стали обыкновенного качества СтЗсп и трудносваривае-мой качественной стали Ст45.

Изобретательская новизна по теме работы подтверждается патентом РФ на изобретение №2675876 «Порошковая проволока», опубл. 25.12.2018.

Практическая значимость работы:

Практическая значимость диссертации обусловлена обоснованной возможностью использования технологической операции АДФ с непрерывным электродом в форме порошковой проволоки с алюмотермитным сердечником и рекомендациями по применяемым режимам данной операции. Установлена эффективность разработанного метода получения неразъемного соединения в ходе промышленного опробования в Испытательном центре «ДВГУПС-Материал».

Актуальность работы подтверждается тем, что исследования проводились в рамках планов НИР РАН, предусмотренных «Программой фундаментальных научных исследований государственных академий наук на 2008 - 2012 и 2013 - 2020 годы»; по грантам Президиума ДВО РАН (2009 - 2015 г.г.) № 12-1-П26-02 «Экзотермические реакции в твердотельных смесях в качестве основных созидательных технологий утилизации техногенных образований», № 10-Ш-В-03-043 «Исследование процесса формирования структур термитных сплавов», 14-Ш-В-03-046 «Необратимые деформации при сварке конструкций порошковой проволокой с алюмотермитным наполнителем».

По материалам диссертационной работы опубликовано 18 печатных работ, в том числе 6 входящих в перечень изданий рекомендованных ВАК РФ, а также

индексируемых в реферативных базах данных «Web of Science» и «Scopus» получен патент РФ.

Автор выражает глубокую признательность сотрудникам ИМиМ ДВО РАН к.т.н. доценту О.Н. Комарову, к.ф.-м.н. А.В. Ткачевой, к.т.н. В.В. Предеину, к.т.н. А.А. Соснину, А.В. Попову, С.В. Фирсову, отдельным сотрудникам Испытательного центра «ДВГУПС-Материал», сотрудникам ФГБОУ ВО «КнАГУ» к.т.н. доценту П.В. Бахматову, к.т.н. доценту О.Н. Клешниной за помощь, консультации и поддержку, оказанную при выполнении исследований, проводимых в рамках данной диссертационной работы. Отдельную искреннюю благодарность автор выражает д.т.н. профессору А.И. Евстигнееву за интерес и внимание, проявленные к данной диссертационной работе.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЙ

Основу потребительского спроса на стальную продукцию составляют металлоемкие производства предприятий машиностроительного комплекса, а также гражданского строительства. При получении неразъемных конструкций в промышленных процессах, осуществляемых на таких предприятиях, массово используют сварку для производства крупных газовых турбин, насосных агрегатов, энергоблоков, трансформаторов, металлургических печей, транспорта и т.д. [10]. В этих отраслях, как в России, так и за рубежом, процессы сварки являются, пожалуй, безальтернативными при производстве неразъемных узлов, конструкций и сооружений [11].

Суммарная металлоемкость производимых сваркой конструкций сопряжена с объемами потребления основных конструкционных материалов - стали и алюминия (в т.ч. для изготовления непосредственно оборудования). Таким образом, на производство сварных изделий, конструкций и инженерных сооружений приходится до 70 % суммарного объема потребления металлопроката [12], что свидетельствует о высоком спросе на объемы производства сварных конструкций, материалов и сварочной техники.

К ряду мер, направленных на повышение конкурентоспособности отмеченных выше производств, следует отнести сокращение производственных и энергетических затрат, определяющих стоимость конечной продукции. В этом аспекте достижение экономии можно прогнозировать за счет вовлечения в технологический цикл вторичных материалов, при соблюдении требований к качеству продукции. Вторичные материалы представляют собой отходы машиностроительных и металлургических предприятий (ОММП): железную окалину, стружку черных и цветных металлов и сплавов.

Таким образом, разработка технологий, направленных на обеспечение высокоэффективной и экономически целесообразной переработки ОММП, при получении неразъемных соединений и конструкций в настоящее время представляется востребованной и актуальной.

1.1. Основные задачи повышения качества в промышленных технологиях получения неразъемных соединений и металлоконструкций

Значительное большинство используемых в настоящее время методов получения неразъемного соединения металлических элементов конструкций основано на локальной концентрации нагрева зон их стыка до температур плавления или пластического течения [13]. Плавление обеспечивается, преимущественно, в результате использования сварочных процессов, к которым относятся дуговой, электрошлаковый и электронно-лучевой процессы. Местный нагрев стыковой зоны до температур, обеспечивающих пластическое состояние материала, реализуется приконтактной сваркой сопротивлением, газопрессовой сваркой и рядом других способов.

В источнике [14] приведены технологические процессы дуговой сварки, наплавки и резки металлов, рассмотрены материалы и оборудование, описаны металлургические процессы, протекающие при этом, дана классификация сварочных процессов, представленная на рисунке 1.1.

!Р

Рисисунок - 1.1 - Классификация сварочных процессов.

Из рисунка 1.1 видно, что принудительное или свободное формирование шва соединяемых элементов конструций осуществляется порошковой проволокой, позволяющей обеспечить импульсное тепловое воздействие при помощи электрической дуги. В таком процессе кромки соединяемых металлоизделий расплавляются дугой, горящей между ними и плавящейся электродной проволокой, которая непрерывно поступает в дугу и одновременно служит присадочным материалом. Дуга расплавляет проволоку и кромки изделия, образуя жидкую ванну. Дуга, металл сварочной ванны, плавящийся электрод и кристаллизующийся шов защищены от воздействия воздуха газом, подаваемым в зону сварки горелкой. По мере перемещения дуги расплав зоне стыка металлоизделий кристаллизуется и образуется сварной шов.

На повышение производительности направлено применение полуавтоматических процессов, при осуществлении которых, в отличие от ручной дуговой сварки, используется механизированная подача электродной проволоки в сварочную зону [15, 16]. Дуговой процесс осуществляют в среде защитных газов при помощи целого ряда различных по конструктивному исполнению агрегатов, при разработке которых используют унифицированные узлы. Это, в свою очередь, позволяет снизить затраты на наладку оборудования и процесс нагрева стыковой зоны. Унификация таких узлов, как прижимные и направляющие устройства, подающие механизмы, узлы подъема и перемещение, механизмы автоматической подачи присадочной проволоки, позволяет создать условия, при которых возможно повышение точности прогноза характеристик неразъемного соединения: величина деформации деталей, химический состав металла зоны соединения, прочность. Преследуя эти цели, производители создают полуавтоматы, в которых в качестве электрода для сварки используют проволоки, выполненные из стали и (или) алюминия. В сердечники проволок всех типов с целью увеличения производительности сварки и придания благоприятных технологических свойств вводят железный порошок. Из применяющихся конструкций порошковых проволок наиболее распространены трубчатые проволоки. Введение части оболочки внутрь

сердечника обеспечивает более равномерное плавление его и более эффективную защиту металла от воздуха.

Схематично наиболее распространенные варианты форм поперечного сечения порошковой проволоки представлены на рисунке1.2 [17, 18].

а 5 6

г А е

Рисунок 1.2 - Формы поперечного сечения порошковой проволоки: а, б, в - трубчатые конструкции проволок; г, д, е - с введением части оболочки внутрь сердечника ; 2 — порошковый наполнитель; 3 — замок; 4 — зиг; 5 — гофр; 6 — стопорящий порожек.

Качественные характеристики получаемого неразъемного соединения во многом зависят от режимов полуавтоматического процесса, применяемых материалов, способов охлаждения, скорости и методов подачи проволоки, обеспечивающиеся комплектацией полуавтоматического оборудования, включающего: выпрямитель (источник дуги); устройство подачи электрода; газовый клапан для регуляции давления.

Объемы производства обычной проволоки для газоэлектрической сварки углеродистых и низколегированных сталей отвечают потребностям промышленности. По данным компании «Thermadyne», рынок сварочной техники, включающий рынок материалов и сварочного оборудования претерпевает устойчивый рост и к концу 2009 г. составил 15 млрд дол. США [19].

Причем рынок материалов для сварки и наплавки в 2009 г. составлял более половины мирового рынка сварочной техники [20]. Несмотря на высокую стоимость, порошковые проволоки становятся все более востребованными на мировом рынке сварочных материалов. Ввиду расширения сферы применения технологий наплавления металла порошковыми проволоками в экономически развитых странах их потребление в промышленности и строительстве ежегодно растет. Так, 2011 г. объем продаж сварочных материалов достиг докризисного уровня (2008 -2009 гг.) и в следующие годы его превысил. Согласно оценке таких ведущих аналитических компаний, как BCC Research, Transparency Market Research, стоимость объема рынка сварочной техники в 2013 г. превышал 17 млрд дол. США. По прогнозу отмеченных выше компаний к 2020 г. объем рынка достигнет 24...25 млрд. дол. США, при ежегодном ожидаемом росте в период с 2014 г. по 2020 г. на уровне 4,5.5,3 % [21].

Среди сварочных материалов сегодня находят широкое применение покрытые электроды для ручной дуговой сварки, проволока сплошного сечения и различные порошковые проволоки [1].

Получение неразъемного соединения с использованием порошковых проволок позволяет устранить ряд недостатков, характерных для других материалов и способных заметно снизить производительность: низкую степень защиты получаемой ванны расплава от взаимодействия с внешней средой, значительные потери на угар и разбрызгивание, необходимость подготовительных операций, например, в виде сушки при использовании электродов; высокая вероятность неоднородности химического состава и неравномерности распределения легирующих элементов и примесей по сечению сплошной проволоки.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Абашкин Евгений Евгеньевич, 2019 год

с -

41 .8 5 0 44 ■ 4 лл

4 36 .4

к 40 а к 5 20 3, И £ 0

-

(1.1 1 2 Реж 3 им теп 4 5 лового возде 6 7 ЙСТВИЯ 8 9

Рисунок 4.4 - Влияние режима теплового воздействия на ударную вязкость КСи образцов неразъемных соединений пластин из СтЗсп.

Так, для образцов неразъемного соединения, полученных при режиме 7 теплового воздействия характерны следующие значения: бв = 255 МПа; бт = 188 МПа; 5 = 2,6%; НЯЛ = 59,4; КСи = 44,4 кДж/м . Следовательно,

получить достаточную эксплуатационную прочность наплавленного металла при режимах теплового воздействия 7 и 8 не представляется возможным.

Традиционный способ получения неразъемного соединения проволокой сплошного сечения производили по режиму 0.1 (таблица 2.1), согласно которого при скорости перемещения СЭ V0.1= 20 м/ч тепловая мощность составляла q0д = 2,08 ккал/с. При этом, значение бв = 376 МПа близко к нижнему значению предела прочности при растяжении СтЗсп (материала пластины) бСт3сп = 380^490 МПа, регламентируемому ГОСТ 535-2005 (Прокат сортовой и фасонный из стали углеродистой обыкновенного качества. Общие технические условия). Наплавленный при таком режиме материал отличает малое значение относительного удлинения 501 = 3,71% и малую ударную вязкость КСи01 = 34 кДж/м . Т.к. согласно табл.2 ГОСТ 535-2005 для проката из стали Ст3сп толщиной 5-10 мм в интервале температур +20°С^-20°С величина КСи должна укладываться в диапазон значений 108-

49 кДж/м , то формирование физико-механических характеристик, сопоставимых с материалом соединяемых при режиме 0,1 пластин, представляется затруднительным. С высокой долей вероятности при разрыве соединения разрушение пройдет по наплавляемому материалу. Увеличение скорости перемещения СЭ до значений V9=30 м/ч при получении неразъемного соединения по режиму 9 порошковой проволокой с термитным наполнителем приводит к снижению прочностных характеристик до следующих значений: бв = 304 МПа; бт = 227 МПа; 8 = 2,94%. Такая прочность также представляется неудовлетворительной.

Использование 4 режима теплового воздействия, равного по энергетическим затратам и скорости перемещения СЭ V4 = V0,1 = 20 м/ч режиму 0,1, приводит к формированию непрерывного соединения со следующими физико-

механическими характеристиками: бв = 471 МПа; бт = 355 МПа; 8 = 4,9%; НЯЛ =

2

55,5; КСи = 52 кДж/м . В

целом, такие физико-механические характеристики выше, чем у материала сформированного в результате СЭ в виде проволоки сплошного сечения, полученного при режиме 0,1.

Попытка повышения мощности теплового воздействия за счет силы тока позволяет, при использовании СЭ в виде проволоки с порошковым термитным наполнителем, достичь значений q5 = q6 = 2,27 ккал/с. Получение неразъемного соединения в режимах 5 и 6 проводилось при скоростях перемещения СЭ V5 = 10 м/ч, а V6 = 20 м/ч. Таким образом, максимум локального теплового воздействия на ванну расплава в зоне стыка пластин из Ст3сп достигается при использовании режима 5. Сравнивая результаты, полученных на режимах 5 и 6 физико-механических свойств наплавляемого материала, становится очевидным, что скорость перемещения СЭ (в данном случае) существенного влияния на предел прочности при растяжении не оказывает: бв5 = 397 МПа против бв6 = 405 МПа. Однако менее длительное пребывание материала шва в расплавленном состоянии приводит к росту предела его текучести: бт5 = 244 МПа против бт6 = 321 МПа. В итоге относительное удлинение и ударная вязкость материала, полученного по режиму 5 значительно выше, чем в случае с режимом 6 и составляет 85 = 7,4% и КСи5 = 102 кДж/м2.

Интерпретация результатов на основании отмеченных преимуществ и недостатков применения указанных режимов теплового воздействия представляется затруднительной и определяет необходимость получения зависимостей предела прочности при растяжении и предела текучести одновременно от двух переменных факторов: тепловой мощности, затрачиваемой на наплавление материала в зоне стыка пластин и скорости перемещения СЭ. Такие зависимости представлены на рисунке 4.5 и рисунке 4.6 соответственно.

Рисунок 4.5 - Зависимость предела прочности при растяжении от тепловой мощности дуги и скорости перемещения электрода с порошковым

термитным наполнителем.

Для проката толщиной до 10 мм, выполненного из материала СтЗсп, требованиями ГОСТ 535-2005 установлены следующие значения прочностных характеристик: бв = 380^490 МПа, бт = 255 МПа. Анализ данных, представленных на рисунке 4.5 и рисунке 4.6 показывает, что достижение прочностных характеристик

материала, наплавляемого электродом в виде проволоки с порошковым термитным наполнителем, сопоставимых по значениям с материалом соединяемых пластин из СтЗсп, достигается при использовании диапазона значений тепловой мощности дуги q = 1,8^2,1 ккал/с и скорости перемещения электрода V = 16^22 м/ч. При таких режимах теплового воздействия значения предела прочности на разрыв наплавляемого «за один проход» материала соответствуют диапазону бв = 360^470 МПа, а предела текучести - диапазону значений бт = 250^350 МПа.

Рисунок 4.6 - Зависимость предела текучести от тепловой мощности дуги и скорости перемещения электрода с порошковым термитным наполнителем.

Таким образом, дальнейшее рассмотрение влияния тепловых режимов на изменение геометрии неразъемного соединения рационально проводить для случаев, связанных с режимами 0,1; 1, 4, 5 и 6.

По завершении процесса и после охлаждения металла наплавки регистрировали изменение размеров и геометрии стальной пластины для определения деформационных отклонений от базовой поверхности, как показано на рисунке 2.6.

На рисунке 4.7 представлены поверхности деформационных отклонений пластины после наплавки металла за один проход при наиболее характерных тепловых режимах 0,1; 1; 4; 5 и 6.

а

б

в

г

д

Рисунок 4.7 - Деформационные отклонения Дь мм от базовой поверхности элементов заготовок сваренных при различных режимах: а - режим 0,1 (традиционный способ сварки проволокой сплошного сечения); б - режим 1; в - режим 4; г - режим 5; д - 6.

Функции отклонений заготовок Д1, мм, для рассматриваемых режимов теплового воздействия сварки имеют вид: Дод = 0,1126 - 0,0791-х + 0,0202 у + 0,0002 10-5 х2 + 3,3048 10-5 ху - 4,5235- 10-5у2 Д1 = - 0,2462 - 0,0066-х + 0,0205-у - 1,919710-5х2 + 2,414610-5ху - 4,5057 10-5 у2 Д4 = - 0,1912 - 0,0068 х + 0,0254-у - 1,8765 10-5 х2 + 2,351610-5ху - 4,3059 10-5 у2 Д5 = - 0,8032 - 0,0215-х + 0,0443-у + 5,0039 10-5 х2 + 4,3487 10-5 ху - 8,6465- 10-5у2 Д6 = - 0,7577 + 0,0003-х + 0,0156-у + 1,0898 10-5 х2 + 1,6450 10-5 ху + 5,771310-5у2 где Д01 - поверхность отклонений традиционного способа; Д1, Д4, Д5, Д7 - поверхности отклонений соответствующие режимам 1, 4, 5, и 6.

Из рисунка 4.7 видно, что геометрия пластины, полученной в результате применения проволоки сплошного сечения существенно отличается от остальных. Максимальные значения амплитуд деформационных отклонений от базовой по-

верхности элементов заготовок с металлом, наплавленным при различных режимах теплового воздействия, представлены на рисунок 4.8.

Тепловой режим

Рисунок 4.8 - Максимальные значения амплитуд деформационных отклонений (мм) от базовой поверхности элементов заготовок со слоем металла, наплавленным при различных тепловых режимах.

Из рисунка 4.8 видно, что минимальными значениями амплитуды деформационных отклонений по оси z, относительно базовой поверхности, обладают образцы, полученные при 1-ом и 4-ом тепловых режимах (см. таблицу 2.1). При этом характеристики теплового воздействия режимов 0,1 и 4 идентичны. Таким образом, при 4-ом режиме значение амплитуды максимальных отклонений в 1,47 раза меньше, чем при традиционном способе, осуществляемом при помощи режима № 0,1.

Площадь наплавленного металла и внешний вид неразъемного соединения, полученного за один проход СЭ1 по режиму 0,1 и СЭ2 по режиму 4 (для экспериментальных случаев, когда исследовалась прочность наплавляемого «за один проход» материала и разрушение осуществлялось по материалу наплавки) соответственно, а также места разрывов наплавленного металла представлены на рисунке 4.9. Полученные в ходе эксперимента данные по площади сечения образующегося

материала наплавки в зависимости от режима теплового воздействия сведены в таблица 4.1.

б

Рисунок 4.9 - Внешний вид торцевой части неразъемного соединения пластин из СтЗсп (слева) и разрыва в зоне наплавки (справа), полученного при различных режимах: а - режим 0,1; б - режим 4.

Таблица 4.1 - Площадь сечения наплавленного металла

Параметр Режим теплового воздействия

0,1 1 2 3 4 5 6 7 8 9

Площадь шва F, см2 0,44 0,45 0,33 0,48 0,39 0,96 0,44 0,27 0,28 0,3

На рисунок 4.9 визуально видны различия геометрии неразъемных соединений после наплавки, а также различия площади наплавки и макроструктур поверхностей в зоне разрыва. Из таблицы 4.1. видно, что на формирование площади сечения материала шва оказывает влияние тепловая мощность дуги, соответствующая каждому режиму. Так, наиболее энергозатратный процесс, соответствующий режиму 5, приводит к образованию максимальной площади наплавления «за один проход» F5 = 0.96 см . Площадь наплавляемого металла, полученного

при режиме 0,1 на 10% больше, чем при режиме 4 в виду большего объема металла, поставляемого с материалом электрода в зону стыка пластин.

Результаты распределения значений твердости, полученных методом Рок-велла согласно рисунок 2.8 п.2.5 по шкале HRA по 10 точкам представлено на рисунок 4.10. Каждому значению, представленному на рисунок 4.10, соответствует среднеарифметическая величина, получаемая по 3-м измерениям, характерным для отстояния точки от центра шва. R2 - величина достоверности аппроксимации.

Рисунок 4.10 - Распределение твердости НЯА по зоне термического влияния образцов, полученных при режимах теплового воздействия: 0,1; 1; 4; 5 и 6.

Анализ данных, представленных на рисунка 4.10, показывает, что образцы, имеющие меньшие значения относительного удлинения и ударной вязкости, представленные на рисунке 4.2 и 4.4 соответственно, отличаются большей твердостью. В целом, твердость зоны термического влияния для всех образцов, по мере удаления от центра шва к периферии, снижается, достигая к 12 мм твердости

материала основы СтЗсп, которой соответствует значение НЯА = 45,6 ед (НУ=131).

4.1.2. Роль режимов теплового воздействия на формирование химического состава и структуры зоны термического влияния неразъемного соединения

элементов, выполненных из СтЗсп.

Компоненты алюмотермитного наполнителя (железной окалины, алюминия, ферросплавы, лигатуры и модификаторы) в совокупности с режимом теплового воздействия определяют химический состав и структуру зоны термического влияния, получаемого неразъемного соединения. В данном пункте представлены результаты определения возможности управления структурой зоны термического влияния (ЗТВ) неразъемного соединения, формируемой разным тепловым воздействием. Химический состав металла в зоне локального нагрева неразъемных соединений, полученных по режимам 0.1, 4, 5 и 6, осуществляемый согласно методикам, описанным в п.2.6, представлен в таблице 4.2. Ввиду того, что ряд физико-механических характеристик (предел прочности, относительное удлинение, ударная вязкость) образцов, полученных по режиму 1 уступает образцам 4, 5 и 6 (кроме традиционного 0.1), то в последующем сравнении данными по режиму 1 пренебрегаем.

Таблица 4.2 - Химический состав образцов в зоне локального нагрева

Режим Содержание, % (по массе)

С Si Мп № S Р Сг

0.1 0,20 0,22 0,52 0,24 0,039 0,033 0,25

4 0,21 0,28 0,6 0,26 0,032 0,029 0,28

5 0,14 0,20 0,41 0,21 0,031 0,030 0,20

6 0,20 0,25 0,54 0,23 0,033 0,030 0,25

Анализ данных, представленных в табл. 4.2 определяет соответствие химического состава полученных образцов наплавляемого металла значениям диапа-

зона содержания основных элементов для Ст3сп по ГОСТ 380-2005. Содержание легирующих добавок в наплавочном материале электрода в виде проволоки сплошного сечения несколько выше, чем в экспериментальных случаях. Совокупное влияние режимов теплового воздействия и компонентов, поступающих в зону плавления, привели к ряду отличий в значениях физико-механических характеристик наплавленного металла. Отмеченное выше в совокупности с временем пребывания металла в жидком состоянии в зоне стыка пластин из Ст3сп определило ряд существенных отличий в размерах сформированного шва. На рисунке 4.11 представлен внешний вид наплавленного металла шва, получаемого при режимах теплового воздействия 0.1; 4, 5 и 6.

Рисунок 4.11 - Внешний вид наплавляемого на неразъемное соединение металла, получаемого при режимах теплового воздействия: а - 0.1; б - 4; в - 5; г - 6.

Из рисунка 4.11 видно, что наибольшей визуально определимой шириной поверхности металла наплавки обладает образец неразъемного соединения, полученный по режиму 5. Внешний вид поверхности металла шва, наплавленного по режимам 4 и 6, существенных визуальных отличий от шва, полученного традиционным способом (по режиму 0,1), не имеет.

На определение реальных размеров зоны термического влияния направлено исследование структур торцевых частей неразъемных соединений, методика которого описана в п.2.6. На рисунок 4.12 представлено визуальное сравнение наиболее характерных для режимов 0.1, 4, 5 и 6 структур.

Рисунок 4.12 - Структура металла образцов неразъемных соединений, полученных при различных режимах теплового воздействия (*100): 1 - металл шва; 2 -зона сплавления и участок перегрева; 3 - участок перекристаллизации и рекристаллизации; 4 - основной металл.

Анализ данных, представленных на рисунке 4.12, показал, что размер зоны термического влияния (от центра шва, приходящегося на стык соединяемых пластин из Ст3сп, в периферийном направлении) неразъемного соединения, полученного по режиму 5, составляет 20 мм. Видно, что увеличенное время пребывания в жидком состоянии наплавляемого металла, характерное для режима 5, при-

водит к двукратному увеличению зон сплавления и перегрева, а также участка перекристаллизации, в сравнении не только с традиционным режимом получения наплавляемого металла (режим 0.1), но и с режимом 4. Увеличение мощности теплового воздействия на зону стыка пластин из Ст3сп (без изменения скорости перемещения электрода), характерное для режима 6, приводит к росту зон рекристаллизации и перекристаллизации.

Тепло, выделяемое источником нагрева при наплавке металла, посредством теплопроводности распространяется на прилегающие к расплаву участки стальной пластины - основы, которые, в свою очередь, нагреваются до наиболее высоких температур. При удалении от источника нагрева температура металла снижается. В участках металла основы, контактирующих с материалом наплавки, происходят наиболее резкие изменения его структуры и, следовательно, свойств. Меньшая ширина участка основного металла, прилегающего к материалу наплавке, претерпевает тепловые условия, характеризуемые значительным перепадом температур [104, 131].

В связи с этим структура получаемого при указанных взаимодействиях металла, является фактором, определяющим совокупность прочностных характеристик и картину его возможного разрушения. Оценить характер разрушения образцов можно при помощи фрактограмм, представленных на рисунок 4.13. Фракто-граммы отсняты с поверхностей мест разрывов в зонах наплавления неразъемных соединений.

Анализ изображений, представленных на рисунке 4.13 показывает, что для неразъемного соединения, полученного порошковым электродом с алюмотермит-ным наполнителем, характерно вязкое разрушение. Вязкому излому соответствует большая энергия (значительная работа, затрачиваемая на распространение трещин). Поэтому при таком разрушении скорость распространения трещин мала. При хрупком разрушении скорость распространения трещины возрастает и становится близкой к скорости звука [13, 137]. Образец, представленный на рисунке 4.13,б, характеризуется хрупким изломом. Энергия такого разрушения значительно меньше, чем в первом случае (работа, затраченная на распространение трещи-

ны, стремится к нулю). Исходя из от меченого выше, режим 4 представляется более благоприятным для формирования наплавки металла, чем при условиях теплового воздействия на стык стальных пластин, характерных для режима 0.1.

а б

Рисунок 4.13 - Фрактограммы образцов неразъемных соединений в местах разрывов (*100), полученных при АДФ-процессе: а - с использованием СЭ2 при режиме 4; б - с использованием СЭ1 при режиме 0.1.

Таким образом, применение электрода в виде порошковой проволоки с сердечником из алюмотермитной шихты, позволяет получить более вязкую структуру наплавляемого металла, чем при использовании традиционного электрода выполненного в виде проволоки сплошного сечения. Более вязкий излом благоприятно сказывается на прочности материала наплавки.

Поскольку при малом увеличении в результате визуального сравнения экспериментальных структур со структурами, полученными традиционным способом, выявлен ряд отличий, то представляется целесообразным сравнить микроструктуры различных зон. При получении наплавляемого материала электродом СЭ2 зона сплавления наплавки со стальной пластиной-основой находится преимущественно в твердо-жидком состоянии. Такой участок шириной 0,1- 0,4 мм отличается от участков основного металла. Это вызвано диффузией элементов, протекающей в зоне сплавления [104]. В участок крупного зерна (участок пере-

грева) шириной 1-3 мм входит металл, который, нагревается, как правило, от температуры 1200° С до температуры плавления металла основы. Участок перекристаллизации имеет ширину 0,1-3,0 мм, состоит из мелких и крупных зерен, характеризуется пониженными механическими свойствами и включает металл, нагретый до температур 720-880° С. Металл зоны неполной перекристаллизации отличается ферритным зерном с дроблением и сфероидизацией участков перлита. По завершении термических циклов феррито-перлитная структура Ст3сп после перекристаллизации не изменяется.

В ходе серии экспериментов было установлено, что протяженность зоны термического влияния при использовании СЭ2 больше на 10-12 %, чем при использовании традиционного электрода в виде проволоки сплошного сечения. Сравнение микроструктур зон термического влияния, полученных при использовании СЭ1 с экспериментальными СЭ2, позволяет установить причины различий в значениях прочностных характеристик наплавляемого металла.

На рисунке 4.14 представлено сравнение микроструктур металла, полученного при АДФ - процессе в зоне сплавления пластин из Ст3сп с применением СЭ1 по режиму 0.1 (слева) и СЭ2 по режиму 4 (справа), на участке перегрева, в зонах перекристаллизации и рекристаллизации при увеличении х200.

Анализом рисунка 4.14 установлено, что зоны сплавления и участки перегрева характеризуются феррито-перлитной структурой с укрупненным размером зерен. Размеры зерен образцов, полученных с СЭ1 отличны от размеров зерен, полученной при СЭ2. Структура зон перекристаллизации и рекристаллизации фер-рито-перлитная, но с меньшим размером зерен. В целом, структуры образцов, полученных при СЭ2 сопоставимы со структурами традиционных образцов, полученных при СЭ1. На рисунке 4.15 представлено сравнение размеров зерен зон локального нагрева (наплавления), перегрева, перекристаллизации и основного металла образцов, полученных при режимах теплового воздействия 0.1 и 4 электродами СЭ1 и СЭ2 соответственно. Анализ данных представленных на рисунке 4.15 показывает, что размер зерна металла в зоне наплавления, полученный в результате теплового воздействия СЭ2 на 20% меньше, чем при традиционном АДФ

процессе с СЭ1. Размеры зерен зон перегрева и основного металла сопоставимы, а зерно образца, полученного в зоне перекристаллизации при режиме 4 на 15 % меньше, чем у образца, полученного СЭ1 при режиме 0.1.

а3 б3

Рисунок 4.14 - Микроструктура металла образцов неразъемных соединений (х400) в центре шва (1), в зоне сплавления и перегрева (2), в зоне перекристаллизации и рекристаллизации (3): а - образец, полученный при СЭ1; б - образец,

полученный при СЭ2.

Рисунок 4.15 - Средний размер зерен.

4.2. Влияние режимов комбинированного локального теплового воздействия на формирование характеристик неразъемного соединения элементов из качественной углеродистой стали

К качественным углеродистым относят стали, содержащие 0,26 - 0,45% углерода. Качественные углеродистые стали могут иметь повышенное содержание марганца (0,7-1,0%). Углеродистые стали используют в нормализованном состоянии. Основным легирующим элементом, определяющим механические свойства углеродистых сталей, является углерод. С повышением углерода увеличивается прочность и снижается пластичность. Чувствительность к перегреву и закаливаемости повышается, что снижает свариваемость. Марганец, кремний, сера, фосфор, кислород, водород и азот попадают в металл при производстве. Из них активными раскислителями являются марганец и кремний. Сера образует низкотемпературную эвтектику Fe - FeS по границам зерен, что приводит к горячим трещинам при сварке. Фосфор, растворяясь в феррите, резко снижает пластичность стали и повышает хладноломкость. Содержание серы и фосфора в сталях для сварных изделий не должно превышать 0,035 - 0,040%. Кислород, образуя оксидные включения, охрупчивает сталь. Азот, образуя нитриды, также способствует охрупчива-нию стали. Азот и кислород при сварке способствуют образованию пористости.

Содержание этих элементов не должно превышать предела растворимости в данной стали. Водород при высоком содержании вызывает образование внутренних надрывов - флокенов. При охлаждении стали ниже 200° С водород выделяется из твердого раствора и создает внутренние напряжения, приводящие к появлению трещин.

Свариваемость качественной углеродистой стали можно определить как ее способность реагировать на различные режимы тепловых воздействий без образования в соединении участков металла с пониженными пластическими свойствами, способствующими возникновению трещин при сварке конструкций или разрушению сварных соединений при их эксплуатации. Качественные углеродистые стали относится к закаливающимся. В неразъемных соединениях из них под действием термического цикла сварки могут образовываться хрупкие и малопластичные зоны в участках, где металл нагревается до температур выше 810 - 910 °С Распад аустенита при охлаждении в условиях сварочного термического цикла начинается при более низких температурах и, в некоторых случаях, полностью не заканчивается даже при остывании до 20 °С. При этом в структуре металла, наряду с мартенситом, присутствует нестабильный остаточный аустенит.

Углеродистые стали, склонные к резкой закалке, имеют в результате термического цикла сварки структуру мартенсита и остаточного аустенита. При повышенной концентрации водорода и воздействии внутренних напряжений они чувствительны к образованию холодных трещин. Наиболее часто холодные трещины образуются в швах и околошовной зоне качественных углеродистых сталей перлитного и мартенситного классов, свариваемых проволокой, состав которой близок к составу основного металла. Холодные (закалочные) трещины возникают как в интервале температур образования мартенсита (250 °С и ниже), так и после полного остывания сварного изделия, спустя некоторое, иногда значительное, время после сварки (через 24 - 48 часов). Чем ниже температура распада аустенита, грубее структура мартенсита, выше уровень внутренних сварочных и структурных напряжений, тем вероятнее образование холодных закалочных трещин.

Стали с содержанием углерода в количестве ~ 0,45 % склонны к образованию трещин при сварке. Образование холодных трещин, спустя некоторое время после полного остывания сварного соединения, является наиболее неприятным, так как качество изделия теряется после его контроля. Замедленное разрушение связано с фиксированием нестабильного остаточного аустенита в структуре мартенсита при быстром остывании участков сварных соединений, нагревающихся при сварке выше 810 - 910 °С Остаточный аустенит с течением времени распадается при 20 °С. Интенсивность этого процесса усиливается при охлаждении ниже 0 °С. При сварочном процессе создаются благоприятные условия для образования остаточного аустенита вследствие повышенной гомогенизации твердого т-раствора при нагреве до высоких температур и высокой скорости охлаждения. Кроме того, объемные напряжения сжатия, возникающие в шве и прилегающей зоне основного металла при образовании мартенсита, затормаживают процесс мартенситного превращения и могут способствовать сохранению еще большего количества остаточного аустенита, чем это наблюдается на свободных образцах, равномерно нагреваемых по всему объему. При распаде остаточного аустенита с увеличением объема образуется хрупкая структура не отпущенного мартенсита, что вызывает дополнительные структурные напряжения, кроме сварочных, в области хрупких структур шва и околошовной зоны. Вследствие увеличения микрообъемов металла при распаде остаточного аустенита происходит зарождение и развитие трещин в ранее образовавшемся мартенсите. Чем грубее структура первичного мартенсита, тем она более хрупка, и образование трещин более вероятно. [138.]

Из представленного выше следует необходимость соблюдения ряда мер, направленных на сокращение образования холодных трещин и повышение физико-механических свойств неразъемных соединений, получаемых из качественной углеродистой стали:

- выбор технологий сварки и теплового режима, позволяет минимизировать перегрев зоны термического влияния, способствует сокращению числа закалочных структур в металле шва;

- снижение скорости охлаждения зоны стыка, что приведет к равномерному распределению температуры;

- использование качественной углеродистой стали при производстве неразъемных соединений, применяя материалы, позволяющие снизить содержание углерода в металле шва.

Для решения отмеченных выше задач необходимо изучить варианты применения разрабатываемой технологии получения неразъемного соединения при использовании комбинированного теплового воздействия для производства металлоконструкций из качественной углеродистой стали, а также исследовать влияние режимов локального теплового воздействия на физико-механические свойства и структурные особенности формирования зоны температурного влияния получаемых соединений.

4.2.1. Роль режимов комбинированного теплового воздействия на формирование физико-механических свойств зоны термического влияния неразъемного соединения элементов, выполненных из Ст45

Целью этапа исследований является определение эффективного теплового режима воздействия на зону контакта наплавляемого металла с углеродистой стальной пластиной, получаемого совмещением электродугового и алюмотерми-ческого воздействий, на формирование геометрии получаемого изделия, физико-механических свойств, химического состава и структуры зоны термического влияния.

Для реализации цели этапа исследований решались следующие задачи:

- получение стыкового соединения пластин из Ст45 наплавкой СЭ металла под флюсом, механизированным способом при различных значениях тепловой мощности электрической дуги;

- определение физико-механических свойств металла в зоне соединения (предела прочности на разрыв бв, предела текучести бт, относительного удлинения 8, величины ударной вязкости КСи, твердости НЯА);

- определение влияния тепловой мощности наплавления металла на изменение геометрии получаемого неразъемного соединения стальных пластин из Ст45%.

Исследования проводились с применением оборудования и материалов, указанных в п. 4.1.1. Для получения неразъёмного соединения из стали марки Ст45 использовали экспериментальный СЭ с алюмотермитным наполнителем, указанным в п. 2.2.

Основной задачей при получении неразъемного соединения из углеродистых стальных деталей является достижение физико-механических свойств металла наплавки, сопоставимым по значениям со свойствами соединяемого материала.

Параметры пластины из стали марки Ст45 приведены в п. 2.3, а физико-механические свойства Ст45 регламентированы ГОСТ 1050-2013 (Металлопродукция из нелегированных конструкционных качественных и специальных сталей).

Оценку прочности неразъемного соединения пластин из качественной углеродистой стали производимой автоматической сваркой под слоем флюса проводилась сопоставлением со значениями прочности неразъемных соединений предоставленных в справочной литературе [138]. Для соединения деталей из стали марки Ст45, выполняемого автоматической сваркой применяется понижающий коэффициент прочности сварного шва, составляющий 0,9 от прочности основного металла. Исходя из этого, удовлетворительной можно признать прочность наплавляемого металла, которая укладывается в интервалы значений, соответствующие временному сопротивлению на разрыв бв = 549-630 МПа и пределу текучести бт = 319 МПа.

Предварительные исследования выявили, что при сварке в один проход деталей из стали Ст45 без подготовки сварочных материалов и последующей термообработки, полученные соединения традиционным способом АДФ проволокой сплошного сечения не отвечают предъявленным требованиям (бв = 490 МПа). При аналогичных условиях соединения, полученные экспериментальным СЭ,

имеют значения бв = 621 МПа. Следовательно, провести адекватный сравнительный анализ традиционной технологии с новой технологией представляется затруднительным. Для решения этой проблемы применили второй проход СЭ с параметрами теплового воздействия, соответствующими режиму, выбранному при формировании неразъемного соединения из деталей Ст45. Повторное тепловое воздействие производит отпуск, что скажется на улучшения физико-механических свойств при сварке. Физико-механические свойства наплавленного металла, полученного при различных режимах теплового воздействия СЭ на зону соединения пластин из Ст45, представлены на рисунках 4.16 - 4.19. Методики определения бв - предела прочности на разрыв; бт - предела текучести; 8 - относительного удлинения; КСи - ударной вязкости; НКЛ - твердости приведены в п. 2.5.; значения тепловой мощности q i и скорости перемещения СЭ V - согласно данным в таблице 2.1.

Рисунок 4.16 - Диаграммы пределов прочности и текучести, при растяжении образцов неразъемных соединений из Ст45, полученных СЭ при различных режимах теплового воздействия.

Рисунок 4.17 - Влияние режима теплового воздействия на относительное удлинение образцов неразъемных соединений из Ст45, подвергающихся испытанию на разрыв.

Рисунок 4.18 - Влияние режима теплового воздействия на среднее значение твердости НКЛ центра шва образцов неразъемных соединений пластин из Ст45.

Рисунок 4.19 - Влияние режима теплового воздействия на ударную вязкость КСи образцов неразъемных соединений пластин из Ст45.

При анализе представленных на рисунках 4.16 - 4.19 данных, выявлено следующее. Временное сопротивление на разрыв неразъемных соединений, полученных при режимах 1 и 3 не отвечает требованиям, регламентированным ГОСТ 1050-2013 к стали марки Ст45 с понижающим коэффициентом 0.9 для сварных соединений. Однако предел прочности соответствует предъявляемым требованиям.

Изучение образцов, полученных при режиме 1 с тепловой мощностью q1=1,89 ккал/с, показало, что такой режим позволяет добиться прочностных характеристик металла шва, значения которых выше значений требуемого предела текучести на 12% и составляет бт = 365 МПа. Полученный металл наплавки имеет удовлетворительную величину относительного удлинения 8 = 7,65% при значении ударной вязкости КСи = 109,2 кДж/см2. Но вследствие незначительной тепловой мощности требуемый прогрев расплавленного металла не достигается, что определяет рост скорости кристаллизации металла шва и приводит к снижению значения предела прочности на 9% (бв = 500 МПа). Твердость наплавленного метала составила НЯЛ =45 ед.

Повышение силы тока до I = 350 А (режим 3) приводит к увеличению тепловой мощности до значения qз = 2,65 ккал/с. При этом наблюдается резкое снижение прочностных характеристик. Так, для образцов неразъемного соединения, полученных при теплового воздействии, соответствующим режиму 3, характерны следующие значения: бв = 433 МПа; бт = 320 МПа; 8 = 2,5%; НЯА = 49; КСи = 57,2 кДж/см2. Такое негативное влияние оказывает значительный локальный перегрев зоны соединения и насыщение углеродом металла шва, приводящего к увеличению его хрупкости.

Следовательно, получить достаточную эксплуатационную прочность неразъемных соединений металлоконструкций из стали марки Ст45 при режимах теплового воздействия 1 и 3 не представляется возможным.

Применяемый режим 2 с показателем тепловой мощности q2 =2,27 ккал/с, позволил получить образцы с лучшими физико-механическими свойствами среди прочих. Наплавляемый СЭ с алюмотермитным наполнителем металл полностью соответствуют требованиям, предъявляемым ГОСТ 1050-2013 при понижающем коэффициенте 0.9 для неразъемного соединения пластин из стали марки Ст45. Режим позволил добиться прочностных характеристик металла шва со значениями, превышающими значения требуемого предела текучести основного металла на 14 %, что составило бт = 417 МПа. При этом значение бв = 598 МПа близко к нижнему значению предела прочности при растяжении Ст45 (материала пластины) бСт45 = 610^750 МПа. Наплавленный при таком режиме материал имеет следующие характеристики: относительное удлинение 8 = 7,8% и ударную вязкость КСи = 116,2 кДж/см2.

Для апробации технологий сварки с использованием экспериментального СЭ и сравнения результатов использования экспериментальной технологии с традиционной, в качестве такового применялся способ получения неразъемного соединения (соответствующий режиму 0.2) проволокой сплошного сечения марки Св-08А. Наплавку производили с применением вольтамперных характеристик и скорости перемещения СЭ, идентичных режиму 2. Режим 0.2 (таблице 2.1), входит в диапазон выбора традиционно применяемых на производстве при автомати-

ческой электродуговой сварке под флюсом режимов для получения неразъемных соединений деталей из стали марки Ст45. Тепловая мощность при использовании такого режима составила q0,2 = 2,49 ккал/с, что привело к формированию неразъемного соединения со следующими физико-механическими характеристиками: бв = 571 Мпа; бт = 319 МПа; 8 = 8,3%; НЯА = 47; КСи = 98,8 кДж/см2. Данные значения соответствуют регламентированным ГОСТом 1050-2013 значениям с понижающим коэффициентом 0.9. Сравнивая полученные результаты режимов 0,2 и 2 можно видеть, что значения физико-механических характеристик ниже, чем у материала, сформированного при комбинированном тепловом воздействии в результате применения экспериментального СЭ в виде порошковой проволоки с алюмотермитным наполнителем.

На основании экспериментальных данных получена зависимость предела прочности при растяжении и предела текучести от различных режимов комбинированного теплового воздействия, использованного при наплавлении материала экспериментального СЭ в зоне стыка пластин, представлена на рисунке 4.20.

Для проката толщиной до 12 мм, выполненного из материала Ст45, требованиями ГОСТ 1050-2013 установлены следующие значения прочностных характеристик: бв = 600 МПа, бт = 355 МПа. По исследованиям, результаты которых представлены в п. 4.1 и анализу полученных данных можно сделать вывод, что достижение прочностных характеристик материала, наплавляемого электродом в виде проволоки с порошковым алюмотермитным наполнителем, сопоставимые со значениями, характерными для материала соединяемых пластин из Ст45, достигается при использовании тепловой мощности дуги q = 2,27 ккал/с и скорости перемещения электрода V = 20 м/ч. При таком режиме теплового воздействия значения предела прочности на разрыв наплавляемого материала соответствуют предъявляемым требованиям.

По завершении процесса и после охлаждения металла неразъемного соединения деталей регистрировали изменение размеров и геометрии стальной пластины для определения деформационных отклонений от базовой поверхности, как показано на рисунке 2.6. Максимальные значения амплитуд деформационных от-

клонений от базовой поверхности элементов заготовок с металлом, наплавленным при различных режимах теплового воздействия, представлены на рисунке 4.21.

650 -1

к 600

и

Е 550

18

Н и 500

О

я

Т 450

а

а 400

ч

& 350

а

300

250 -

Г К* \ « ч

V ч

650 600 550 500 450 400 350 300 250

« И

8 Н и

V

т

^

а н

п «

ч а И

1.89

2.65

2.27

Тепловая мощность q, ккал/с -НИ— Предел прочности, Мпа ♦ Предел текучести, Мпа

Рисунок 4.20 - Зависимость предела прочности при растяжении и предела текучести от режима комбинированного теплового воздействия.

Из рисунка 4.21 видно, что минимальными значениями амплитуды деформационных отклонений по оси, относительно базовой поверхности, обладают образцы, полученные при 1-ом и 2-ом тепловых режимах (см. таблица 2.1). При этом вольтамперные характеристики теплового воздействия режимов 0,2 и 2 одинаковы. Таким образом, при 2-ом режиме значение амплитуды максимальных отклонений на 6% меньше, чем при традиционном способе, осуществляемом при помощи режима № 0,2.

Результаты распределения значений твердости, полученных методом Рок-велла согласно рис.2.8 п.2.5 по шкале НЯА по 10 точкам представлено на рис.4.22. Каждому значению, представленному на рисунке 4.22, соответствует среднеарифметическая величина, получаемая по 3-м измерениям, характерным

129

2

для расстояния точки от центра шва. R - величина достоверности аппроксимации.

Рисунок 4.21 - Максимальные значения амплитуд деформационных отклонений (мм) от базовой поверхности элементов заготовок со слоем металла, наплавленным при различных тепловых режимах.

Анализ данных, представленных на рисунке 4.22, показывает, что все образцы в зоне наплавки имеют низкую твердость по сравнению с основным металлом. Это обусловлено спецификой получения неразъёмного соединения элементов из стали марки Ст45 и напрямую связано со снижением содержания углерода в зоне соединения. От центра наплавляемого металла шва по направлению к основному металлу твердость возрастает и принимает в конце зоны термического влияния, требуемые значения твердости материала основы Ст45, которые соответствует значением НЯА=56 ед. (НВ=180).

Ввиду того, что неразъемные соединения из стали Ст45 склонны к самозакаливанию и образованию горячих трещин, необходимо провести механические испытания на трехточечный изгиб по методике, приведенной в п.2.5. При испытании определялась способность соединения принимать заданный по размеру и

форме изгиб. Эта способность характеризуется углом изгиба, при котором в растянутой зоне образца образуется первая трещина, развивающаяся в процессе испытания.

Расстояние от центра шва, мм

Рисунок 4.22 - Распределение твердости НЯА по зоне термического влияния образцов, полученных при режимах теплового воздействия: 0,2; 1; 2; 3.

Определялось также место образования трещины или разрушения (по металлу шва, металлу околошовной зоны или основному металлу). Образцы, полученные на режимах 0.2, 1, 2 соответствуют предъявляемым требованиям: угол изгиба в 1400 достигнут без разрастания и образования трещин. Механическими испытаниями образцов, полученных на режиме 3 с показателем тепловой мощности q3 =2,65 ккал/с, установлено, что при достижении угла загиба в 1240, происходит образование трещин в зоне металла наплавки и в зоне сплавления с основным металлом, рисунке 4.23.

Рисунок 4.23 - Внешний вид образца полученного на режиме 3 при испытании на трехточечный изгиб.

4.2.2. Роль режимов теплового воздействия на формирование химического состава и структуры зоны термического влияния неразъемного соединения

элементов, выполненных из Ст45

В неразъемных соединениях из качественной углеродистой стали образуются зоны литой структуры наплавленного металла с химическим составом, как правило отличным от химического состава основного металла, зоны закалки с частично перегретой крупнозернистой структурой, а также зона отпуска. Механические свойства перечисленных зон и соединений могут изменяться в широких диапазонах для одного и того же свариваемого материала в зависимости от структуры металла перед сваркой, химического состава СЭ, метода и режима теплового воздействия.

Компоненты алюмотермитного наполнителя в совокупности с режимом комбинированного теплового воздействия определяют химический состав и структуру зоны термического влияния (ЗТВ), получаемого неразъемного соединения из стали марки Ст45. В данном пункте представлены результаты определения возможности управления структурой зоны термического влияния неразъемного соединения, формируемой при различных тепловых воздействиях. Химический состав металла в зоне локального нагрева неразъемных соединений, полу-

ченных по режимам 0,2, 1, 2 и 3, осуществляемым согласно методикам, описанным в п.2.6, представлен в таблице 4.3.

Таблица 4.3 - Химический состав образцов в зоне локального нагрева

Режим Содержание, % (по массе)

С Si Мп № S Р Сг

0.2 0,29 0,3 0,63 0,24 0,039 0,033 0,25

1 0,21 0,20 0,53 0,20 0,032 0,029 0,18

2 0,32 0,20 0,7 0,26 0,031 0,030 0,25

3 0,4 0,4 0,59 0,1 0,033 0,030 0,14

Анализом данных, представленных в таблице. 4.2, определяем, что химический состав образцов наплавляемого металла не полностью соответствует значениям диапазона содержания основных элементов для Ст45 по ГОСТ 1050-2013 (содержание углерода ниже диапазона требуемых значений). Это обусловлено технологическим процессом получения неразъемного соединения из сталей с повышенным содержанием углерода ввиду образования холодных трещин и снижения прочностных характеристик. Для этого случая применялись СЭ с содержанием углерода не более 0,20%, при котором наблюдалось увеличение содержания углерода, что происходило вследствие поступления его части в металл наплавки из основного металла в соответствии с увеличением мощности теплового воздействия.

Для определения влияния режимов комбинированного теплового воздействия на размер ЗТВ рассматривались структуры торцевых частей неразъемных соединений, по методике, представленной в п.2.6. На рисунке 4.25 представлено визуальное сравнение размеров зон ЗТВ режимов 0.2, 1, 2 и 3.

Анализ данных, представленных на рисунке 4.25, показал, что размер зоны термического влияния неразъемного соединения, с увеличением мощности теплового воздействия на зону стыка пластин из Ст45 приводит к увеличению ЗТВ, размеры которой достигают 22 мм при режиме 3. Видно, что повышенное время

пребывания в жидком состоянии наплавляемого металла и перегреве основного металла пластины приводит увеличению размеров зон сплавления и перегрева, а также участка перекристаллизации. Сравнение традиционного режима получения наплавляемого металла (полученного при режиме 0.2) с режимом 2 показало, что зона температурного влияния больше на 2 мм.

Рисунок 4.25 - Структура металла образцов неразъемных соединений, полученных при различных режимах теплового воздействия (*100): 1 - металл шва; 2 -зона сплавления и участок перегрева; 3 - участок перекристаллизации и рекристаллизации; 4 - основной металл.

Поскольку при малом увеличении в результате визуального сравнения экспериментальных структур со структурами, полученными традиционным способом, выявлен ряд отличий, то представляется целесообразным сравнить микроструктуры различных зон. Сравнение микроструктур зон термического влияния, полученных при использовании СЭ1 с экспериментальными СЭ2, позволяет установить причины различий в значениях прочностных характеристик наплавляемого металла.

На рисунке 4.26 представлено сравнение микроструктур металла, полученного при АДФ - процессе в зоне сплавления пластин из Ст45 с применением СЭ1

по режиму 0.2 (слева) и СЭ2 по режиму 2 (справа), на участке перегрева, в зонах перекристаллизации и рекристаллизации при увеличении х200.

а1

б1

• ..; -V V' • Ч ' ' • -* ' ' " . - .• Л • »••

. . ^ Л -Л

а2

б2

ттттщ

шштштъ

а3 б3

Рисунок 4.26 - Микроструктура металла образцов неразъемных соединений (х200) в центре шва (1), в зоне сплавления и перегрева (2), в зоне перекристаллизации и рекристаллизации (3): а - образец, полученный при СЭ1; б - образец, полученный при СЭ2.

Анализом рисунка 4.26 установлено, что зоны сплавления характеризуются феррито-перлитной структурой с группированными зонами перлита. Участки перегрева имеют перлитно-ферритную структуру с преобладанием перлита. Размеры зерен образцов, полученных с СЭ1 отличны от размеров зерен зоны термического влияния, полученной при СЭ2. Структура зон перекристаллизации и рекристаллизации перлитно-ферритная, но с заметно меньшим размером зерен. В целом, структуры образцов, полученных при СЭ1 сопоставимы со структурами традиционных образцов, полученных при СЭ2.

На рисунке 4.27 представлено сравнение размеров зерен зон локального нагрева (наплавления), перегрева, перекристаллизации и основного металла образцов, полученных при режимах теплового воздействия 0.2 и 4 электродами СЭ1 и СЭ2 соответственно.

Рисунок 4.27 - Средний размер зерен.

Анализ данных представленных на рисунке 4.27 показывает, что размер зерна металла в зоне наплавления, полученный в результате теплового воздействия СЭ2 на 18% меньше, чем при традиционном АДФ процессе с СЭ1., а зерно образца, полученного в зоне при режиме 2 на 9 % меньше, чем у образца, полу-

ченного СЭ1 при режиме 0.2. Размеры зерен зон перекристаллизации и основного металла сопоставимы.

Оценить характер разрушения образцов можно при помощи фрактограмм, представленных на рисунке 4.26. Фрактограммы отсняты с поверхностей мест разрывов в зонах наплавления неразъемных соединений.

Рисунок 4.26 - Фрактограммы образцов неразъемных соединений в местах разрывов (х100), полученных при АДФ-процессе: а - с использованием СЭ1 при режиме 0.2; б - с использованием СЭ2 при режиме 2.

Анализ изображений, представленных на рисунке 4.26 показывает, что при сваривании образцов из Ст45 экспериментальным СЭ2 на изломе наблюдается смешанная структура разрушения, на 60% состоящая из волокнистого излома и на 40% из кристаллического. При этом традиционная сварка проволокой сплошного сечения обеспечивает структуру разрушения на 20% состоящую из волокнистого излома и на 80% из кристаллического. Следовательно, для неразъемного соединения, полученного порошковым электродом с алюмотермитным наполнителем, характерно вязкое разрушение. Вязкому излому соответствует большая энергия (значительная работа, затрачиваемая на распространение трещин). Поэтому при таком разрушении скорость распространения трещин мала.

Образец, представленный на рисунке. 4.27,а, характеризуется хрупким изломом. Исходя из отмеченного выше, режим 2 (рисунок 4.27,б) представляется

более благоприятным для формирования наплавки металла, чем при условиях теплового воздействия на зону соединения, характерных для режима 0.2 [139]. Таким образом, применение электрода в виде порошковой проволоки с сердечником из алюмотермитного наполнителя позволяет получить более вязкую структуру наплавляемого металла, чем при использовании традиционного электрода, выполненного в виде проволоки сплошного сечения. Более вязкий излом благоприятно сказывается на прочности материала наплавки.

Рисунок 4.26 - Фрактограммы образцов неразъемных соединений в местах разрывов (*1000), полученных при АДФ-процессе: а - с использованием СЭ1 при режиме 0.2; б - с использованием СЭ2 при режиме 2.

4.3. Выводы

1. В ходе серии направленных опытов по неразъемной сборке элементов, изготовленных из углеродистой стали обыкновенного качества на примере Ст3сп и углеродистой трудносвариваемой качественной стали на примере Ст45 выявлены перспективные режимы комбинированного теплового воздействия при получении неразъемных соединений в АДФ процессе порошковой проволокой с алюмотер-митным наполнителем.

2. Экспериментально установлено, что достижение прочностных характеристик материала, наплавляемого электродом в виде проволоки с порошковым алю-

мотермитным наполнителем, сопоставимых по значениям с материалом соединяемых пластин из Ст3сп, достигается при использовании диапазона значений тепловой мощности дуги q = 1,8+2,1 ккал/с и скорости перемещения электрода V = 16+22 м/ч (режим 4 для соединения из Ст3сп), что позволило получить значения предела прочности на разрыв, соответствующего диапазону бв = 360+470 МПа,

предела текучести - диапазону значений бт = 250+350 МПа.

3. Установлено, что при режиме комбинированного теплового воздействия №4 значение амплитуды максимальных отклонений геометрии неразъемного соединения из Ст3сп в 1,47 раза меньше, чем у традиционных образцов, полученных при использовании проволоки сплошного сечения в указанных диапазонах значений тепловой мощности и скорости перемещения электрода.

4. Установлено, что твердость зоны термического влияния для образцов неразъемных соединений из Ст3сп, полученных при режиме комбинированного теплового воздействия №4, по мере удаления от центра шва к периферии, снижается с НЯА = 56 ед до HRA = 45,6 ед на протяжении длины зоны термического влияния, составляющей 12 мм.

5. Экспериментально определено, что характер разрушения образцов, полученных при режиме комбинированного теплового воздействия №4 (для соединений Ст3сп) - вязкий, химический состав ЗТВ соответствует Ст3сп, а структура характеризуется преимущественно как феррито-перлитная, с размером зерна меньшим на 4 - 20 %, чем у образцов, полученных в результате АДФ процесса электродом в виде проволоки сплошного сечения.

5. В ходе серии экспериментов установлено, что достижение прочностных характеристик материала, наплавляемого электродом в виде проволоки с порошковым термитным наполнителем, сопоставимых по значениям с материалом соединяемых пластин из Ст45, достигается при использовании диапазона значений тепловой мощности дуги q = 2,27 ккал/с и скорости перемещения электрода V = 20 м/ч (режим 2 для Ст45), что позволило получить значения предела прочности на разрыв, соответствующего значению бв = 598 МПа, предела текучести - значению б = 417 МПа.

т

6. Экспериментально определено, что при режиме комбинированного теплового воздействия №2 (для соединений из Ст45) значение амплитуды максимальных отклонений геометрии неразъемного соединения из Ст45 на 6% меньше, чем у традиционных образцов, полученных при использовании проволоки сплошного сечения в указанных диапазонах значений тепловой мощности и скорости перемещения электрода.

7. Установлено, что твердость зоны термического влияния для таких образцов неразъемных соединений из Ст45, по мере удаления от центра шва к периферии, увеличивать с НЯА = 47 до HRA = 56 ед на протяжении длины зоны термического влияния, составляющей 19 мм.

8. Экспериментально определено, что характер разрушения образцов, полученных при режиме комбинированного теплового воздействия №2 (для соединения Ст45) - вязкий, химический состав ЗТВ соответствует Ст45, а структура характеризуется преимущественно как феррито-перлитная, с размером зерна меньшим на 4 - 18 %, чем у образцов, полученных в результате АДФ процесса электродом в виде проволоки сплошного сечения.

140

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Разработан состав алюмотермитного наполнителя непрерывного электрода с коэффициентом заполнения 37%, содержащий компоненты в следующем соотношении, мас.%: железная окалина 54-73,9, алюминиевый порошок 18,9-25,9, графит 0,1-4, ферросилиций 0,01-10, ферромарганец 0,01-10, никель 0,01-3; экспериментально определено, что для обеспечения наиболее полного участия компонентов алюмотермитной смеси в экзотермической реакции необходимое время их обработки в шаровой мельнице составляет 30-40 минут, что обеспечивает дости-

3

жение значений плотности смеси 2,5-2,52 г/см , интенсивности ее горения 21 г/сек, выхода восстановленного металла 50 % от массы веществ, вступающих в экзотермическую реакцию.

2. В ходе серии направленных опытов по неразъемной сборке элементов, изготовленных из углеродистой стали обыкновенного качества на примере Ст3сп и углеродистой трудносвариваемой качественной стали на примере Ст45 выявлены перспективные режимы теплового воздействия при получении неразъемных соединений в АДФ процессе порошковой проволокой с алюмотермитным наполнителем.

3. Расчеты по предлагаемой математической модели процесса эволюции температурных напряжений показали: возможность прогнозирования средствами численных расчетов по соотношениям модели итоговых механических свойств металла зоны термического влияния, уровня и распределения остаточных напряжений в нем; существенное влияние на итоговые значения упругих модулей, предела текучести, уровня остаточных напряжений, учета в расчетах теплоизоляционных свойств флюса и шлака экзотермической реакции; снижение уровня остаточных напряжений за счет учета вязкопластических свойств металла при его пластическом течении, особенно в областях повторного пластического течения; заметное влияние упрочнения металла при его пластическом течении (эффект Ба-ушингера) на возрастание итогового значения предела текучести. Значения остаточных напряжений в пластинах образцов, полученных в результате комбинированного теплового воздействия при использовании порошковой проволоки с

алюмотермитным наполнителем, на 30-35% меньше, чем у значений образцов, полученных в традиционном АДФ процессе проволокой сплошного сечения. Важно, что сопоставимость экспериментальных значений с теоретическими пределами отклонений подтверждает работоспособность расчетной математической модели. Невозможным представляется упрощение данной модели в предположении, что пластическое течение идеально или отток тепла от пластины по ее ширине постоянный. Теплоизоляция околошовной зоны, учет вязких свойств металла и его упрочнения в процессе необратимого деформирования задают итоговые механические свойства металла околошовной зоны и уровень остаточных напряжений в нем, что находится в соответствии с экспериментальными данными.

4. Установлено, что достижение прочностных характеристик материала, наплавляемого электродом в виде проволоки с порошковым термитным наполнителем, сопоставимых по значениям с материалом соединяемых пластин из Ст3сп, достигается при использовании диапазона значений тепловой мощности дуги q = 1,8+2,1 ккал/с и скорости перемещения электрода V = 16+22 м/ч, что позволило получить значения предела прочности на разрыв, соответствующего диапазону бв = 360+470 МПа, предела текучести - диапазону значений бт = 250+350 МПа. Установлено, что при этом режиме комбинированного теплового воздействия значение амплитуды максимальных отклонений геометрии неразъемного соединения из Ст3сп в 1,47 раза меньше, чем у традиционных образцов, полученных при использовании проволоки сплошного сечения в указанных диапазонах значений тепловой мощности и скорости перемещения электрода. Установлено, что твердость зоны термического влияния для таких образцов неразъемных соединений из Ст3сп, по мере удаления от центра шва к периферии, снижается с НЯА = 56 ед до НЯА = 45,6 ед на протяжении длины зоны термического влияния, составляющей 12 мм. Характер разрушения образцов - вязкий. Химический состав ЗТВ соответствует Ст3сп. Образуется феррито-перлитная структура, с размером зерна меньшим на 4 - 20 %, чем в традиционном случае.

5. Установлено, что достижение прочностных характеристик материала, наплавляемого электродом в виде проволоки с порошковым термитным наполните-

лем, сопоставимых по значениям с материалом соединяемых пластин из Ст45, достигается при использовании диапазона значений тепловой мощности дуги q = 2,27 ккал/с и скорости перемещения электрода V = 20 м/ч, что позволило получить значения предела прочности на разрыв, соответствующего значению бв = 598 МПа, предела текучести - значению бт = 417 МПа. Установлено, что при этом

режиме комбинированного теплового воздействия значение амплитуды максимальных отклонений геометрии неразъемного соединения из Ст45 на 6% меньше, чем у традиционных образцов, полученных при использовании проволоки сплошного сечения в указанных диапазонах значений тепловой мощности и скорости перемещения электрода. Установлено, что твердость зоны термического влияния для таких образцов неразъемных соединений из Ст45, по мере удаления от центра шва к периферии, увеличивать с НЯА = 47 до HRA = 56 ед на протяжении длины зоны термического влияния, составляющей 20 мм. Характер разрушения образцов -вязкий. Химический состав ЗТВ соответствует Ст45. Образуется феррито-перлитная структура, с размером зерна меньшим на 4 - 18 %, чем в традиционном случае.

143

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Рыбин, В. А. Исследование влияния конструктивных особенностей и химического состава наполнителя, порошковых проволок на режимы электродуговой сварки / В. А. Рыбин, В. А. Иванов // Экспозиция Нефть Газ. - 2013. - № 7(32). - С. 55-59.

2. Яковлев, Д. С. Анализ технологических особенностей сварки порошковой проволокой / Д. С. Яковлев // Вестник Южно-Уральского государственного университета. Серия: Металлургия. - 2014. - Т. 14. - № 2. - С. 92-95

3. Порошковые и композиционные проволоки для сварки и наплавки: учеб. пособие / Г. Н. Соколов, Ю. Н. Дубцов, И. В. Зорин, А. А. Артемьев. - Волгоград: ВолгГТУ, 2015. - 128 с

4. А. с. СССР № 835682. Шихта порошковой проволоки / А. В. Зареченский, А. А. Колечко, Н. А. Шепель, А. С. Суржиков, М. П. Муратова; заявл. 15.06.1979; опубл. 07.06.1981. Бюл. № 21. - 2 с.

5. Пат. РФ № 2454309. Порошковая проволока // И. Г. Сапченко, Е. Е. Абашкин; заявл. 30.06.2010; опубл. 27.06.2012. Бюл. № 18.

6. Новохацкий, В.А. Малоотходная технология производства стальных отливок с экзотермическими прибылями/ В.А. Новохацкий, А.А. Жуков, Ю.И. Ма-карычев. - М. : Машиностр., 1986. - 64с.

7. Комаров, О.Н. Получение литья повышенной размерной точности по комбинированным литейным моделям из алюмотермитных и воскообразных смесей / С.Г. Жилин, О.Н. Комаров, А.А. Соснин, В.В. Предеин // Заготовительные производства в машиностроении. 2016. - № 11. - С. 6-11

8. Абашкин, Е. Е. Получение слябовых заготовок из кипящей стали для прокатного производства методом металлотермии / О. Н. Комаров, С. Г. Жилин, В. В. Предеин, Е. Е. Абашкин, А. В. Попов // Заготовительные производства в машиностроении, 2017. - Т. 15. - № 3. - С. 136-140.

9. Абашкин, Е.Е. Температурные напряжения пластины / Е. Е. Абашкин, М. Каинг, А. В. Ткачева // Вестник ЧГПУ им. И.Я. Яковлева Серия: Механика предельного состояния, 2016. - № 4 (30). - С. 24-33.

10. Лопухов, Г. А. Краткосрочный прогноз потребления стали в мире / Г. А. Лопухов // Электрометаллургия. - 2004. - № 7. - С. 40-42.

11. Вернадский, В. Н. Современное состояние и прогноз развития сварочного производства в Китае / В. Н. Вернадский, О. К. Маковецкая // Сварочное производство. - 2005. - № 4. - С. 47-53.

12. Вернадский, В. Н. Сталь и алюминий - основные конструкционные материалы сварочного производства / В. Н. Вернадский, О. К. Маковецкая // Сварочное производство. - 2004. - № 1. - С. 3-18.

13. Лившиц, Л.С. Металловедение сварки и термическая обработка сварных соединений / Л. С. Лившиц, А. Н. Хакимов - 2-е изд. Перераб. и доп. - М. : Машиностроение, 1989. - 336 с.; ил.

14. Фоминых, В. П. Электросварка: учебник для проф.-техн. училищ. / В. П.Фоминых, А. П. Яковлев. - изд. 4-е, перераб. и доп. М. : «Высш. школа», 1976. - 288 с; ил.

15. Лупачев, А. В. Оборудование и технология механизированной и автоматической сварки: учебное пособие / А. В. Лупачев, В. Г. Лупачев. -Минск : Республиканский институт профессионального образования (РИПО), 2016. - 388 с.

16. Chigarev, V.V. Magnetic field in electric arc welding/ Chigarev V.V., Shchet-inina V.I., Shthetinin S.V. // Welding International. - 2016. - Т. 30. - № 4. - С. 319324.

17. Дзудза, М.В. Анализ видов металлургической порошковой проволоки / М. В. Дзудза // Известия высших учебных заведений. -Машиностроение. - 2011. -№ 5. - С. 43-48.

18. Походня, И.К. Производство порошковой проволоки / И. К. Походня, В. Ф. Альтер, В. Н. Шлепаков и др. - Киев: Вища школа, 1980. - 231 с.

19. Маковецкая, О. К. Современный рынок сварочной техники и материалов / О. К. Маковецкая // Автоматическая сварка. - 2011. - № 6 (698). - С. 23-38.

20. Middeldorf K. The economic importance of welding and joining in wurope production values, values added and employees: Rep. / K. Middeldorf // DVS, July 24.

- 2009. - 12 p;

21. Мазур, А.А. Порошковые проволоки на мировом и региональных рынках сварочных материалов / А. А. Мазур, О. К. Маковецкая, С. В. Пустовойт, Н. С. Бровченко // Автоматическая сварка. - 2015. - № 5-6 (742). - С. 68-74.

22. Вишняков, Н. Проблемы выполненных термитной сваркой стыков железнодорожных рельс / Вишняков Н., Щчекатуровене Д. // Прогрессивные технологии и системы машиностроения. - 2005. - № 2 (31). - С. 44-48.

23. Lahnsteiner, R. Welding of railway tracks by a high efficiency narrow gap MAG process. / R. Lahnsteiner // Welding Review International. - vol.1. -№ 4. - 1993.

- p.200-202.

24. Dahl, B. Repair of rails on-site by welding./ Dahl B., Mogard B., Ggetoft B., Ulander B. // Svetsaren, - vol.50. - № 2. - 1995. - p.10-14.

25. Key, A. The Thermit process for rail welding / A. Key // Metal Construction. - vol. 16. - № 7. - 1984. - p. 419-422.

26. Kuchuk-Yatsenko, S. Solid-phase welding of high-strength pearlitic, austen-itic and martensitic steels / S. Kuchuk-Yatsenko // Advanced Materials Science: 21st Century. Great Abington, Cambridge International Science Publishing. - 1998. - p.65-78.

27. Генкин И. З. Сварка рельсов с термической обработкой стыков на индукционных установках с компьютерной техникой. / И. З. Генкин // Вестник ВНИИЖТ, Всероссийский научно-исследовательский институт железнодорожного транспорта Министерства путей сообщения Российской Федерации. - 2002. -№ 3. - С.7-10.

28. Сапченко, И. Г. Экологические аспекты применения термитных смесей в машиностроении/ И. Г. Сапченко, С. Г. Жилин, О. Н. Комаров, В. В. Предеин, Н. Г. Зиновьев // Безопасность жизнедеятельности. - 2010. - № 8 (116). - С. 31-35.

29. Sapchenko, I.G. Features of steel mouldings production in graphitic shell molds / I. G. Sapchenko, O. N. Komarov, S. G. Zhilin // Advanced Materials Research. - 2014. - Т 1040. - С. 854-857.

30. Махов, М.С. Опыт применения алюмотермитной сварки на приволжской ж.д. и анализ причин образования дефектов в сварных стыках. / М. С. Махов // Внедрение современных конструкций и передовых технологий в путевое хозяйство. - 2014. - Т. 7. - № 7 (7). - С. 182-191.

31. Mutton P. Failure modes in aluminothermic rail welds under high axle load conditions / P. Mutton, E. Alvarez // Engineering Failure Analysis. - 2004. - № 11. - p. 151-166.

32. Sergienko, Y. Improving repair technology of railway rails by arc welding / Y. Sergienko, B. Novovskij, V. Chigarev // Paton Welding Journal. - 1998. - vol.10. -№ 3.-p.154-156.

33. Slepakovas, O. Besandurio kelio tiesimo ir prieziuros instrukcija / Slepakovas O., Dulinskas E. 145/K. - Vilnius. : Gelspa, 2003. - p.89.

34. Saarna M. Rail and rail weld testing. / M. Saarna, A. Laaansoo // Proceedings of the 4TH International Conference Industrial engineering - New challenges of SME. -Tallin. : Estonia, 2004. - p. 223-225.

35. K. Sakalauskas Gelezinkelio kelio prieziuros taisykles / Sakalauskas K., Povilanskas A. // K/111. - Vilnius Leidybos centras, 2000. - p. 213.

36. ТУ 0921-127-01124323-2005 «Сварка рельсов алюминотермитная методом промежуточного литья». - Введ 1.04.2005 - ВНИИЖТ.

37. Блажко, Л. С. Обоснование причин и разработка способа ранней диагностики возможного излома рельса в зоне алюмотермитных стыков / Л. С. Блажко, Е. В. Ермолаев // Известия Петербургского университета путей сообщения. -2005. - № 2 (4). - С. 60-64.

38. Manakov, A.L. Improvement of aluminothermic welding on the basis of the experimentally-theoretical research of welding seam cooling process / A. L. Manakov, A. D. Abramov, A. S. Ilinykh, M. S. Galay, J. S. Sidorov // Journal of Physics: Confer-

ence Series Сер. «Mechanical Science and Technology Update, MSTU 2018». - 2018.

- p. 012051.

39. Ильиных, А. С. Воздействие нормализации на формирование свойств и структуры рельсовых стыков, полученных алюминотермитной сваркой / А. С. Ильиных, М. С. Галай, Э. С. Сидоров // сборник Политранспортные системы материалы IX Международной научно-технической конференции. Сибирский государственный университет путей сообщения. - 2017. - С. 383-387.

40. Abramov, A.D. Investigation of thermal conditions of the aluminothermic welding and their influence on the structure and properties of metal rails/ A. D. Abramov, A. S. Ilinykh, M. S. Galay, J. S. Sidorov // Materials Science Forum. - 2017.

- Т. 906. - С. 50-55.

41. Тихомирова, Л. Б. Исследование структуры и механических свойств алюминотермитных сварных соединений рельсов / Л. Б. Тихомирова, А. С. Ильиных, М. С. Галай, Э. С. Сидоров // Вестник Южно-Уральского государственного университета. Серия: Металлургия. - 2016. - Т. 16. - № 3. - С. 90-95.

42. Алехин А. Л. Параметры твёрдости стыков рельсов, сваренных алюми-нотермитным способом / А. Л. Алехин // Известия ЛГУ ПС Общетехнические и социальные проблемы. - 2010. - № 2. - С.60-64

43. Пат. 2017575 Россия, МПК 5 B22D27/06, С21С5/54. Состав экзотеплои-золяционной смеси для обогрева прибылей / В.Н. Смирнов, И.И. Ярополов; заявитель и патентообладатель предприятие «Знамя Октября». - № 4865670/02; заявл. 12.07.90; опубл. 15.08.94, Бюл. № 15.

44. Пат. 2356689 Россия, МПК B21 D27/06. Экзотермическая смесь для обогрева прибылей стальных и чугунных отливок/ В.И. Швецов, Б.А. Кулаков, Ю.А. Кожевников, А.В. Махетов, Л.И. Маковкин, А.В. Карпинский, А.М. Каркарин, А.Ю. Кожевников; заявитель и патентообладатель ГОУ ВПО Южно Уральский государственный университет. - № 2007139667/02; заявл. 25.10.2007; опубл. 27.05.2009, Бюл. № 15.

45. Пат. 6360808 США, МПК 7 B22D23/00. Экзотермические композиции для вставок прибылей, содержащие алюминиевый шлак. Exothermic sleeve compo-

sitions containing aluminum dross/ H. Twardowska; заявитель и патентообладатель Ashland Inc., Aufderheide. - № 09/596620; заявл. 19.06.2000; опубл. 26.03.2002; НПК 164/53.

46. Комаров, О. Н. Особенности получения металлошихты из отходов машиностроительных предприятий / О. Н. Комаров, С. Г. Жилин, И. Г. Сапченко, А. В. Попов // Фундаментальные исследования. - 2015. - № 12-5. - С. 914-918.

47. Пат. RUS 2206437, МПК В23К23/00, В23К35/02. Сварочный карандаш «Сварк» для термитной сварки или резки / Бережной С.В., Бриндаров Б.Я., Гарбуз А.В. - заявл. 26.04.2002; опубл. 20.06.2003

48. Карандаш термитный для резки металлов "Резак-Т" // патент на промышленный образец RUS 82262 09.11.2010;

49. Пат. RUS 2139174, МПК В23К23/00, В23К35/02. Сварочный карандаш / Хайретдинов Р., Бережной С.В., Блиндаров Б.Я., Гарбуз А.В., Машков В.В., Котов Е.П., Осипов М.С. -заявл. 05.05.1998; опубл.10.10.1999.

50. Карасев, М. А. Термитная сварка. Справочник сварщика / М. А. Кара-сев - М. : Оргмсталл, 1937. - 157 с.

51. Хомяков, М. В. Термитная сварка многопроволочных линий электропередач и подстанций / М. В. Хомяков, И. А. Якобсон - Госэнергоиздат, 1960. - 146 с.

52. Михеев, Д. А. Восстановление замковых соединений бурильных труб методом наплавки / Д. А. Михеев // Вестник Самарского государственного технического университета. Серия: Технические науки. - 2016. - № 1 (49). - С. 143-149.

53. Титова, Т. И. Исследование качества однослойной антикоррозионной наплавки, выполненной в условиях ОАО «Ижорские заводы» / Т. И. Титова, Н. А. Шульган, С. А. Бочаров, Е. Г. Старченко, В. Ю. Мастенко, А. В. Воронов, Д. И. Шибаев // Вопросы материаловедения. - 2007. - № 3. - С. 89-95.

54. Казаков, Ю.Н. Формообразование рабочих элементов изделий при электродуговой наплавке с использованием экзотермических смесей / Ю.Н.Казаков, К.Г. Бутовский // Восстановление и управление качеством ремонта деталей машин. - Саратов : Сарат.политехн.ин - т, 1991. - С.51 - 59.

55. Рыкалин, Н. Н. Расчет тепловых напряжений при сварке / Н. Н. Рыкалин.

- М. : Машгиз, 1951. - 296 с.

56. Талыпов, Г.Б. Сварочные деформации и напряжения / Г. Б. Талыпов. -Ленинград Машиностроение, 1973. - 280 с.

57. Ломакин, В. А. Теоретическое определение остаточных напряжений при термической обработке металлов / В.А. Ломакин // Проблемы прочности в машиностроении. - 1959. - № 2. - С. 72-83.

58. Слепцова, Е. А. Определение остаточных сварочных напряжений и деформаций при стыковой сварке тонких пластин / Е. А. Слепцова, А. Р. Павлов // Вестник СамГУ - Естественнонаучная серия. - 2008. № 2 (61). - 273 с.

59. Биленко, Г. А. Компьютерное моделирование напряженного состояния сварного соединения из нержавеющей стали 03Х18Н9М3, выполненного многопроходной орбитальной сваркой / Г. А. Биленко, Е. А. Моргунов, Ю. С. Коробов // Сварка и диагностика : сборник докладов международного форума (Екатеринбург, 25-27 ноября 2014 г.). - Екатеринбург : УрФУ, 2015. - С. 35-41.

60. Галанин, М. П. Разработка и реализация вычислительного алгоритма для расчета температурных напряжений, возникающих при нагреве металла, с учетом фазовых переходов / М. П. Галанин, М. А. Гузев, Т. В. Низкая // Препринты ИПМ им. М. В. Келдыша. - 2005. - № 139. - С.19.

61. Кректулева, Р.А. Численное решение квазистатической задачи расчета остаточных напряжений в сварных швах с учетом фазовых превращений / Р.А. Кректулева, О.И. Черепанов, P.O. Черепанов // Физическая мезомеханика. - 2013.

- № 16 (6). - С.51 - 57.

62. Павлов, Н. В. Распределение температурных полей при сварке в смеси газов с импульсной подачей электродной проволоки / Н. В. Павлов, А. В. Крюков, Е. А. Зернин // Сварочное производство. - 2011. - № 1. - С. 35-36.;

63. Павлов, Н. В. Детерменированностатистическая модель формы шва / Н. В. Павлов, А. В. Крюков, Е. А. Зернин // Сварка и диагностика. - 2011. -№ 6. - С. 31-35.

64. Григоренко, В. В. Математические модели формирования шва при роботизированной сварке в С02 / В. В. Григоренко, О. Н. Киселёв, Ю. Н. Бобылев // Горный информационно-аналитический бюллетень (научно-технический журнал). - 2010. - № 6. - С. 370-378.

65. Лосев, В.М. Вопросы идентификации моделей в дуговой сварке / В. М. Лосев, А. В. Сас, Э. А. Гладков // Труды МВТУ .- 1981. - № 363. - с. 101-110;

66. Касаткин, О.Г. Интерполяционные модели для оценки фазового состава зоны термического влияния при дуговой сварке низколегированных сталей / О. Г.Касаткин, П. Зайффарт // Автоматическая сварка. - 1984. - № 11. - С.7-11;

67. Тимченко, В.А. Оценка технологичности сварных конструкций как объектов роботизированной дуговой сварки / В. А. Тимченко, С. В. Дубовицкий, П. Ф. Федотов // Автоматическая сварка. - 1985. - № 5. - с.29-39

68. Куркин, А. С. Программный комплекс «Сварка» - инструмент для решения практических задач сварочного производства / А. С. Куркин, Э. Л. Макаров // Сварка и Диагностика. - 2010. - № 1. - С. 16-24

69. Коновалов, А. В. Расчетное определение температурных зависимостей теплофизических свойств структурных составляющих низколегированной стали по ее химическому составу / А. В. Коновалов, А.С. Куркин // Заводская лаборатория. Диагностика материалов. - 2013. - Т. 79. - № 9. - С. 41-45.

70. Шолохов, М.А. Оценка влияния формы разделки и режимов сварки на остаточные напряжения в корпусных конструкциях специальной техники / М. А. Шолохов, А. С. Куркин, С. И. Полосков // Сварка и диагностика. - 2014. - № 6. -С. 50-55.

71. Шолохов, М.А. Влияние формы разделки на остаточные напряжения в корпусных конструкциях специальной техники / М. А. Шолохов, А.С. Куркин, С.И. Полосков // Известия ТулГУ. Технические науки. - 2015. №. 6 (2). - С.144-153.

72. Слепцова Е. А. Математическое моделирование кинетики сварочных напряжений и деформаций при стыковой сварке тонких пластин / Е. А. Слепцова, А.

Р. Павлов // Вестник Поморского университета. Серия: Естественные науки. -2008. - № 4. - С. 85-90.

73. Кархин, В.А. Тепловые основы сварки: Учеб. пособие / В. А. Кархин. -Л. : ЛГТУ, 1990. - 96 с.;

74. Bergmann H.W. Numerical simulation of centre line not cracks in laser beam welding of aluminum close to the sheet edge / H.W. Bergmann, R.M. Hilbinger // Mathematical Modeling of Weld Phenomena. London. - 1998. - P. 658-668.

75. Кархин, В.А. Влияние теплоты плавления и кристаллизации на термический кпд процесса проплавления / В.А. Кархин, А.С. Ильин, В.В. Плошихин, А.А. Приходовский. - М. - 2004. - № 10. - С. 3-8.

76. Ларионов, В.П. Применение ЭВМ для численного определения температурного поля при сварке встык тонких пластин / В.П. Ларионов, А.Р. Павлов, А.Г. Тихонов, О.И. Слепцов // Автомат. сварка. - 1979. - № 11. - С. 19-22.

77. Винокуров, В.А. Теоретическое определение временных и остаточных деформаций и напряжений при сварке пластин применительно к титановым и алюминиевым сплавам / В.А. Винокуров, А.Г. Григорьянц // Сварочное производство. - 1968. - № 5. - С. 2-4.;

78. Григорьянц, А. Г. Расчетный метод исследования кинетики сварочных деформаций и напряжений / А. Г. Григорьянц // Известия вузов, «Машиностроение». 1978. - № 5. - С. 146-149.

79. Махненко, В.И. Расчетные методы исследования кинетики сварочных напряжений и деформаций / В. И. Махненко. - Киев, 1976.

80. Кузменко, И. М. Применение сварных несущих элементов в новых композитных строительных конструкциях / И. М. Кузменко, С. К. Павлюк, В. М. Фридкин // Сварочное производство. - 2003. - № 9. - С. 47-50.

81. Кузменко, И. М. Методика моделирования напряженно-деформированного состояния металлоконструкций с учетом остаточных сварочных напряжений / И. М. Кузменко, Т. В. Цыкунова, С. В. Богданов, М. Э. Поды-мако // Вестник Белорусско-Российского университета. - 2007. - № 4 (17). - С. 4754.

82. Судник, В. А. Методика определения характеристик эквивалентного источника теплоты для выполнения расчётов деформаций при сварке / В. А. Судник, В. А. Ерофеев, А. В. Масленников // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. - 2015. - № 6-2. - С. 32-43.

83. Schwenk, C. Modeling of Thermomechanical Phenomena in Fusion Welding. ASM Handbook, Volume 6A / C. Schwenk // Welding Fundamentals and Processes. -2011. - Р. 830-841

84. Goldak, J. A new finite element model for welding heat sources / J. Goldak, A. Chakravarti, M. Bibby // Metallurgical Transactions. - 1984. -V.15B. -P. 299-305.

85. Goldak, J. Computer modelling of heat flow in welds / J. Goldak, M. Bibby, J. Moore, R. House, B. Patel // Metallurgical Transactions. - 1986. - V.17B. - P. 587600.

86. Ерофеев, В. А. Формирование эквивалентного источника теплоты для расчетов деформаций конструкций на основе теоретического моделирования воздействия электронного луча на металл / В.А. Ерофеев, Р.В. Логвинов, В.М. Несте-ренков, В.В. Плошихин // Известия Тульского государственного университета. Технические науки. - 2008. - Вып. 4. - С. 155-166.

87. Судник, В. А. Математическая модель процесса сварки под флюсом и явлений в дуговой каверне / В.А. Судник, В.А. Ерофеев В.А., А.В. Масленников [и др.] Сварочное производство. - 2012. - № 6. - С. 1 - 10.

88. Lawrense, A. R. Effects of thermal transport in computation of welding residual stress and distortion / Lawrense A.R., Michaleris P. // Science and Technology of Welding and Joining. - 2011. - Vol. 16. - №3. - P. 205 - 210.

89. Кректулева, Р. А. Численное моделирование термомеханических процессов в зоне сварного шва плакированных сталей на стадии остывания / Кректулева Р.А., Черепанов О.И., Черепанов P.O.// Физическая мезомеханика. - 2012. -№ 15 (3). - С. 71-78.

90. Марочник сталей и сплавов. Справочник / Под общ. ред. А.С. Зуб-ченко. - М. : Машиностроение, 2011. - 784 с.

91. Янковский, А.П. Влияние теплового воздействия на эффект упрочнения образцов с тонкими усиливающими покрытиями/ А. П. Янковский // Физическая мезомеханика. - 2011. - Т. 14. - № 1. - С. 43-53.

92. Кректулева, Р. А. Применение программного обеспечения MEZA для оценки дефектности сварных соединений на стадии проектирования / Р. А. Кректулева, А. В. Батранин, О. Н. Бежин // Сварка и диагностика. - 2009. -№ 4. - С. 36-41.

93. Балохонов, P. P. Особенности деформации и разрушения материала с покрытием в условиях динамического воздействия на поверхность. Численное моделирование/ P. P. Балохонов, В. А. Романова // Физическая мезомеханика. -2010. - Т. 13. - № 3. - С. 31-38;

94. Люкшин, П. А. Моделирование напряженно-деформированного состояния и потери устойчивости термобарьерного покрытия при тепловом ударе / П. А. Люкшин, Б. А. Люкшин, Н. Ю. Матолыгина, С. В. Панин // Физическая мезомеханика. - 2011. - Т. 14. - № 1. - С. 33-41.

95. Новохацкий, В.А. Расчет термитных и комбинированных прибылей стальных отливок/ В.А. Новохацкий, А.А. Жуков // Литейное производство. -1978. - № 2. - С. 18-19.

96. Кипарисов, С.С. Порошковая металлургия: учебник для техникумов/ С.С. Кипарисов, Г.А. Либенсон. - 3-е изд., перераб. - М. : Металлургия, 1991. -432 с.

97. Курилов, П.Г. Производство конструкционных изделий из порошков на основе железа/ П.Г. Курилов, В.Н. Рыбаулин. - М. : Металлургия, 1992. - 128 с.

98. Костин, П.П. Физико-механические испытания металлов, сплавов и неметаллических материалов: учебное пособие/ П.П. Костин. - М.: Машиностроение, 1990. - 256 с.

99. Бигеев, А.М. Металлургия стали/ А.М. Бигеев. - 2-е изд., перераб. и доп. - Ч.: Металлургия Челябинское отделение, 1988. - 480 с

100. Барбашина, Е.Г. Справочник молодого литейщика / Е.Г. Барбашина, Г.Ф. Фокин. - 2-е изд. перераб. и доп. - М.: Высшая школа, 1967. - 319 с.

101. Борнацкий, И.И. Основы физической химии/ И.И. Борнацкий// Учебник для техникумов. - Изд. 4-е, перераб. и доп. - М.: Металлургия, 1989. - 320 с.

102. Абашкин Е. Е. Влияние экзотермических реакций на процесс получения сварного шва/ И.Г. Сапченко, С.Г. Жилин, О.Н. Комаров, Е.Е. Абашкин // Проблемы и перспективы развития металлургии и машиностроения с использованием завершенных фундаментальных исследований и НИОКР: труды научно-технической конференции. - Екатеринбург: УРО РАН, 2011. - Т.2. - С. 516-521.

103. Рыбаков, В. М. Сварка и резка металлов / В. М. Рыбаков. - М.: Высш. шк., 1979. - 214 с

104. Сварка в машиностроении: Справочник в 4-х т./ Редкол.: Г.А. Николаев (пред.) и др. - М.: Машиностроение, 1978 - Т.1. - 504 с., ил.

105. Металлургия дуговой сварки: Процессы в дуге и плавление электродов / И.К. Походня, В.Н. Горпенюк, С.С. Миличенко и др.; Под ред. И.К. Походни; АН УССР. Ин-т электросварки им. Е.О. Патона. - Киев: Наук. Думка, 1990. - 224 с.;

106. Абашкин, Е. Е Влияние теплового режима совместного электродугового и алюмотермического воздействия на формирование структуры и свойств наплавляемого металла/ Е. Е. Абашкин, С. Г. Жилин, О. Н. Комаров, А. В. Ткачева // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Машиностроение, материаловедение. - 2018. - Т. 20. - № 2. - С. 62-74.

107. Абашкин, Е. Е. Влияние упаковки компонентов термитного наполнителя порошковой проволоки на процессы электродугового переплава / Е. Е. Абаш-кин, С. Г. Жилин, О. Н. Комаров, // Ученые записки Комсомольского-на-Амуре государственного технического университета. -2018. - Т. 1. - № 1 (33). - С. 96104.

108. Ишлинский, А. Ю. Математическая теория пластичности/ А. Ю. Иш-линский, Д. Д. Ивлев. - М. : Физматлит, 2003. - 704 с.

109. Абашкин, Е.Е., Влияние температурной зависимости упругих постоянных на решение задачи для температурных напряжений / Е.Е. Абашкин, М. Каинг,

А. В. Ткачева // В сборнике: Материалы X Всероссийской конференции по механике деформируемого твердого тела. - 2017. - С. 9-12.

110. Зильберг, Ю. В. К вопросу об эффекте Баушингера / Ю. В. Зильберг, А. Д. Малыш // Кузнечно-штамповочное производство. Обработка материалов давлением. - 2007. - № 6. - С. 10-18;

111. Зубчанинов, В. Г. Об эффекте Баушингера и поверхности текучести при пластическом деформировании металлов / В. Г. Зубчанинов, В. И. Гультяев,

A. А. Алексеев // Вестник Чувашского государственного педагогического университета им. И.Я. Яковлева. Серия: Механика предельного состояния. - 2012. - № 3 (13). - С. 3-8.

112. Елисеев, В. В. Определение параметров эффекта Баушингера испытанием на сжатие - растяжение / В. В. Елисеев, Ю. М. Елизаров, А. М. Гольцев, В. С. Лагунов, А. Д. Комаров, Е. П. Крупин, М. А. Конасов // Техника машиностроения. - 2010. - № 3 (75). - С. 21-25.

113. Гринфельд, М.А. Методы механики сплошных сред в теории фазовых превращении / М. А. Гринфельд. - М. : Наука. Гл. ред. физ.-мат. лит., 1990. - 312 с.

114. Иванов, А. Н. Дифракционные методы исследования материалов / А. Н. Иванов. - Москва: МИСИС, 2008. - 99 стр.

115. Физическая энциклопедия / Гл. ред. А.М. Прохоров. Ред. кол. Д.М. Алексеев, А.М. Балдин, А.М. Бонч-Бруевич, А.С. Боровик-Романов и др. - М.: Сов. энциклопедия. Т. 1: Аронова - Бома эффект - Длинные линии. - М.: БСЭ, 1988. - 704 с., ил.

116. Жилин, С. Г. Экспериментальное определение параметров регрессионной зависимости Кольрауша для пористых прессовок из воскообразных порошковых композиций. / С. Г. Жилин, О. Н. Комаров, Д. А. Потянихин, А. А. Соснин // Инженерный журнал: наука и инновации, 2018, вып. 2. URL: http://dx.doi.org/10.18698/2308-6033-2018-2-1732

117. Бернштейн, М. Л. Механические свойства металлов. / М. Л. Бернштейн,

B. А. Займовский. - М. : «Металлургия», 1979.

118. Структура сварного шва: Методические указания по курсу «Материаловедение и технологии производства материалов» / сост. В. П. Ротштейн. -Томск: Центр учебно-методической литературы Томского государственного педагогического университета, 2003. 12 с.

119. Баландин, Г.Ф. Формирование кристаллического строения отливок. Кристаллизация в литейной форме. 2-е изд., перераб. и доп. / Г. Ф. Баландин. - М. : Машиностроение, 1973. - 288 с.

120. Пат. № 2675876 РФ, МПК В23К35/368 Порошковая проволока / Абаш-кин Е.Е., Комаров О.Н., Жилин С.Г., Предеин В.В., Ткачёва А.В., Панченко Г.Л. ; заявитель и патентообладатель: Федеральное государственное бюджетное учреждение науки Институт машиноведения и металлургии Дальневосточного отделения Российской академии наук. - заявл. 29.12.2017; опубл. 25.12.2018, Бюл. 36.

121. Abashkin, E. E. The Influence of Structure on Strength Properties of Casting Steel Obtained with the Use of Thermite Materials / O.N. Komarov, S.G. Zhilin, D.A. Potianikhin, V.V. Predein, E.E. Abashkin, A.A. Sosnin and A.V. Popov // AIP Conference Proceedings. - Vol.1785. - pp. 040027-1-040027-5.

122. Абашкин, Е.Е. Исследование влияния фракции компонентов алюмо-термитной смеси на технологические параметры получения термитных сталей/ И.Г. Сапченко, С.Г. Жилин, О.Н. Комаров, В.В. Предеин, Е.Е. Абашкин // Заготовительные производства в машиностроении. - 2011. - № 6. - С.33-37.

123. Евстигнеев, А.И. Использование алюминиевого сплава с высоким содержанием примесных элементов в качестве восстановителя для получения сортовых марок сталей при алюмотермии / В.В. Предеин, А.В. Попов, О.Н. Комаров, С.Г. Жилин, А.И. Евстигнеев // Ученые записки КнАГТУ. - 2017. - №111-1 (31). -С. 106-114

124. Сапченко, И.Г. Применение термитных прибылей при получении стальных отливок / И.Г. Сапченко, С.Г. Жилин, О.Н. Комаров, В.В. Преде-ин//Литейное производство. - 2009. - № 6. - С. 33-36.

125. Дударчик, Г. Т. Применение прибылей с высоким температурным градиентом при производстве стальных отливок / Г.Т. Дударчик, В.В. Тарасов, В.А. Новохацкий, А.А. Жуков // Литейное производство. - 1987. - № 4. - С. 32-33

126. Предеин, В. В. Влияние начальных температур шихты и формы на структуру и физико-механические свойства литых заготовок, получаемых при алюмотермитном переплаве / В. В. Предеин, О. Н. Комаров, А. В. Попов, С. Г. Жилин // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Машиностроение, материаловедение. - 2017. - Т. 19. - № 4. -С. 24-40.

127. Bengeri, M The influence of the temperature cycle on the stress distribution in a shrink fit / M.Bengeri, W. Mack // Meta Mech. - 1994. - Vol.103. - № 1-4. Р.243

- 257.

128. Буренин, А.А. Об особенностях использования условия максимальных приведенных касательных напряжений в теории неустановившихся температурных напряжений /А. А. Буренин, А. В. Ткачева, Г. А. Щербатюк // Вестник ЧГПУ им. И.Я. Яковлева. - 2018. -№ 2 (36). С.74 - 90.

129. Токий, Н.В. Температурная зависимость модулей упругости субмикрокристаллической меди / Н.В. Токий, В.В. Токий, А.Н. Пилипенко, Н.Е. Письме-нова // Физика твердого тела. - 2014. - Т. 56. - № 5. - С.966-969.

130. Дац, Е.П. Температурные напряжения в упругопластической трубе в зависимости от выбора условия пластичности / Е. П. Дац, Е. В. Мурашкин, А. В. Ткачева, Г. А. Щербатюк, // Известия РАН. Механика твердого тела. - 2018. - № 1.

- С. 32-43 .

131. Теория сварочных процессов: Учебник для вузов по специальности Оборудование и технология сварочного производства» / под ред. В. В. Фролова. -М. : Высшая школа, 1988. - 559с.

132. Абашкин, Е.Е. Влияние гранулометрического состава компонентов смеси на заполняемость сварочной порошковой проволоки / Е.Е.Абашкин // Фундаментальная механика в качестве основы совершенствования промышленных технологий, технических устройств и конструкций Материалы II Дальневосточ-

ной школы-семинара. Редколл.: А.И. Евстигнеев (отв. ред.) [и др.]. - 2017. - С. 78.

133. Фролов В.В.Теоретические основы сварки / В.В. Фролов, В.Г. Винокуров, В.Н. Волченко и др. - М. : «Высшая школа», 1970, - 392 с.

134. Технология электрической сварки металлов и сплавов плавлением / Под ред. Б.Е. Патона. - М. : «Машиностроение», 1974, - 768 с.

135. Абашкин, Е.Е. Свойства сварного шва, полученного из термитной шихты / Сапченко И.Г., Жилин С.Г., Комаров О.Н. Абашкин Е.Е. // Ученые записки КнАГТУ. - 2012. - № 1. -С.100-105

136. ГОСТ Р 52857.1-2007 Сосуды и аппараты. Нормы и методы расчета на прочность. Общие требования. - Введ. 2008-04-01. - М. : Стандартинформ, -2008.

137. Технология и оборудование сварки плавлением и термической резки: Учебник для вузов. - 2-е изд. испр. И доп. / А.И. Акулов, В.П. Алехин, С.И. Ермаков и др. / Под ред. А.И. Акулова. - М.: Машиностроение, 2003. - 560 с.: ил.