Разработка технологии изготовления интегральных конструкций авиационной техники с применением метода комбинированной фрикционной сварки тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.07.02, кандидат технических наук Кащук, Николай Михайлович

• Кащук, Николай Михайлович
• кандидат технических наук
• 2012

Оглавление диссертации кандидат технических наук Кащук, Николай Михайлович

Оглавление

Введение

Глава 1. Анализ технологических проблем создания интегральных сварных конструкций планера самолета из высокопрочных алюминиевых сплавов

1.1. Сварные конструкции планера самолета

1.2. Алюминиевые сплавы в конструкции планера самолета

1.3. Проблемы дуговой сварки авиационных конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов

1.4. Особенности фрикционной сварки (ФСС) конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов

Выводы по главе 1

Цели и задачи работы

Глава 2. Разработка способа комбинированной фрикционной сварки (КФС) для производства интегральных конструкций авиационной техники

2.1. Способ фрикционной сварки вращающимся диском (ФСД)

2.2. Технологическая схема процесса КФС

2.3. Возможные дефекты при КФС и исследование влияния на них параметров технологии

2.4. Схема работ по изучению процесса КФС

Выводы по главе 2

Глава 3. Исследование влияния параметров процесса ФСД на формирование корневого шва

3.1. Разработка программы экспериментальных исследований

3.2. Направление вращения дискового инструмента

3.3. Глубина погружения дискового инструмента

3.4. Скорости перемещения и вращения дискового инструмента

3.5. Диаметр и толщина дискового инструмента

3.6. Расчет тепловых полей при ФСД

Выводы по главе 3

Глава 4. Исследование влияния параметров процесса ФСС на свойства полномерного соединения

4.1. Анализ методов построения тепловых моделей процесса ФСС

4.2. Моделирование тепловых процессов при сварке методом конечных элементов

4.3. Расчет распределения мощности тепловыделения при ФСС

4.4. Построение конечно-элементной тепловой модели процесса ФСС и проверка ее адекватности

4.5. Определение оптимальных параметров ФСС с помощью разработанной тепловой модели

4.6. Расчет остаточных напряжений и деформаций в интегральных сварных конструкциях изделий авиационной техники

4.6. Экспериментальная оценка прочности КФС соединения

Выводы по главе 4

Глава 5. Перспективы применения комбинированной сварки при создании интегральных конструкций авиационной техники

5.1. Достоинства и недостатки способа КФС

5.2. Перспективы развития комбинированной сварки

5.2.1. Способ комбинированной фрикционно-дуговой сварки

5.2.2. Способ комбинированной фрикционной сварки тавровых соединений

5.3. Требования к конструкции деталей и узлов, соединяемых КФС

5.4. Предложения по применению КФС для создания перспективных конструкций авиационной техники

Выводы по главе 5

Выводы

Список литературы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Разработка технологии изготовления интегральных конструкций авиационной техники с применением метода комбинированной фрикционной сварки»

Введение

Постоянно возрастающие технико-экономические требования и высокая конкуренция на рынке авиационной техники обуславливают необходимость применения новых технологий и материалов при создании перспективных изделий. Одним из основных путей повышения технических характеристик и экономической эффективности самолета является снижение полетной массы планера при сохранении его прочности и жесткости. Перспективным способом снижения массы является использование интегральных сварных конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов. Узлы из таких сплавов составляют порядка 40% массы планера современного самолета.

Интегральные конструкции работают как единое целое, что, по сравнению со сборными конструкциями, обеспечивает их более высокую усталостную и статическую прочность, а также весовую эффективность. Кроме того, сварные конструкции, по сравнению с клепанными, характеризуются меньшим циклом изготовления, трудоемкостью и затратами на производство.

В связи с известными трудностями, возникающими при сварке плавлением высокопрочных алюминиевых сплавов (трещины и поры в шве) возникает проблема обеспечения стабильности качества сварных соединений, особенно в корневой зоне при производстве авиационных конструкций. Решение этой проблемы и является одной из основных задач работы.

Глава 1. Анализ технологических проблем создания интегральных сварных конструкций планера самолета из высокопрочных алюминиевых сплавов

1.1. Сварные конструкции планера самолета

В авиастроении широко применяются сварные соединения деталей с толщиной стенок от 0,5 до 100 мм и длиной до 10 и более метров. Сварными изготавливаются панели фюзеляжа, крыла, оперения, баллоны различного назначения, баки, пилоны подвески двигателя, узлы шасси, створки люков, трубы и т.д. [1]. На рис. 1.1 показаны возможные сварные узлы на примере конструкции перспективного самолета МС-21.

Алюминиевые сплавы Д - Углепластик 'Т] - Стеклопластик . СИАЛ

Рис. 1.1. Применяемые материалы и возможные сварные узлы на примере планера перспективного гражданского самолета: цельносварная кабина 1; сварной фюзеляж приварка стрингеров 2. 3.4. 5; сварные панели пола 6, 7; сварные пилоны 8.

Сварные соединения, по сравнению с заклепочными, имеют следующие преимущества:

• Облегчается конструкция за счет меньшей массы соединяющих элементов: косынок, накладок, самих заклепок;

• Сварные соединения обладают большей статической и усталостной прочностью, чем заклепочные;

• Уменьшается трудоемкость благодаря отсутствию операций разметки, сверления или пробивки отверстий, а также за счет того, что процесс клепки значительно более сложный и менее производительный, чем процесс автоматической сварки;

• Обеспечивается возможность получения герметичного соединения без применения герметиков, снижающих надежность и увеличивающих массу;

• Обеспечивается высокая аэродинамичность обводообразующей поверхности [2];

В тоже время сварные узлы являются более технологичными, чем набирающие в последнее время популярность композитные конструкции, которые являются дорогостоящими, трудоемкими и не всегда могут применяться для создания крупногабаритных узлов сложной конфигурации.

Для соединения деталей и узлов планера из алюминиевых сплавов применяются: дуговая сварка в среде инертных газов (плавящимся и неплавящимся электродом, с присадкой и без присадки), контактная сварка, электронно-лучевая сварка, лазерная сварка и др. Выбор конкретного способа сварки определяется конструкцией и материалом соединяемых узлов, а также технико-экономическими характеристиками каждого способа.

В конструкции планера могут применяться соединения различных типов: стыковые, нахлесточные, замковые, тавровые (рис. 1.2). При этом до 80% соединений являются соединениями «в стык». При сборке под сварку «в стык»

длинномерных конструкций со швами большой протяженности сталкиваются со сложностью обеспечения минимально допустимого зазора между свариваемыми заготовками по всей длине соединения. Значительное колебание величины зазора между свариваемыми заготовками влияет на стабильность процесса и качество шва.

а) Сварка обшивки бака-кессона

б) Сварка панелей в) Сварка элементов г> Приварка стрингеров к

пола фюзеляжа обшивке

Рис. 1.2. Типовые сварные узлы и типы соединений: а) соединение «в стык»; б) замковое соединение; в) стыковое «в нахлестку»; г) тавровое соединение [3-6].

1.2. Алюминиевые сплавы в конструкции планера самолета

Важную роль в обеспечении качества сварных конструкций планера играет правильный выбор материала сварной конструкции. В настоящее время высокопрочные алюминиевые сплавы остаются одним из основных применяемых конструкционных материалов в самолетостроении. Конструкции из алюминиевых сплавов составляют порядка 40% от массы планера перспективного гражданского самолета (см. рис. 1.1).

Широкое применение алюминиевых сплавов, особенно в конструкции гражданских самолетов, обусловлено их высокой удельной прочностью, коррозионной стойкостью и технологичностью. Применяются деформируемые и литейные, термически упрочняемые и неупрочняемые алюминиевые сплавы различных систем легирования.

В конструкциях гражданских самолетов широко применяются как хорошо известные сплавы такие как АМг-6, АК4, Д19, В95, так и новые перспективные алюминиевые сплавы, такие как В1163, В1933, 1341, В1469, 1570, В1424, В95пчи др.

Табл. 1.1. Химический состав некоторых перспективных алюминиевых сплавов, %.

Сплав 81 Ре Си Мл Мд Сг N1 гп Л Ъх Са Ыа и Г&Г

1163 0,1 0,2 3.84,5 0.40,8 1,21,6 - 0,05 0,1 0,07 - - - - -

В95пч 0.04 0,13 1,5 0,2 2,5 0.11 - 6,1 0,03 - - - - -

1341 1.0 0,3 0.2 0,27 0.68 0,13 - 0,1 0.11 - 0.1 - - -

1424 0,08 0,1 0,10,25 4,75.2 - - 0,40,7 - - - 0,01 1,51,8 0,08

1570 0,1 0,15 0.1 0,20,5 5.05,6 - - 0,1 0.010,03 0.05-0,-12 - - - 0.180,26

Алюминиевый сплав 1163 (ОСТ 1-90070-92) повышенной частоты на основе системы А1-Си-М§ (табл. 1.1), термически упрочняемый, является в настоящее время основным ресурсным сплавом. Листы поставлены плакированными (А - нормальная плакировка) в естественно состаренном (после закалки) состоянии. В таком состоянии этот сплав используется в сварных интегральных конструкциях. Сплав 1163 склонен к укрупнению зерна при длительных нагревах до температур выше 84°С. Применение сплава 1163 в конструкции самолета приведено в таблице 2.2. Применяется для изготовления листовых деталей каркаса и обшивки фюзеляжа, силовых элементов балок в растянутой зоне, поясов лонжеронов и нервюр (растянутая зона).

Высокопрочный алюминиевый сплав В95пч (ОСТ 1.90246-77) - один из

наиболее прочных сплавов и поэтому весьма широко применяется при

9

изготовлении конструкций, удельная прочность которых является решающим фактором. Сплав относится к четырехкомпонентной системе (см.

табл. 1.1) и весьма интенсивно упрочняется термической обработкой. Полуфабрикаты из сплава В95 поставляются только в закаленном и искусственно состаренном состоянии. Это объясняется тем, что в естественно состаренном состоянии сплав В95 имеет пониженную коррозионную стойкость. Сплав В95 хорошо сваривается точечной сваркой, но не сваривается аргоно-дуговой. Применяется для силовых деталей типа лонжеронов, обшивок, бимсов, обшивки крыльев

Высокотехнологичный коррозионностойкий сплав В-1341 (ТУ 1-804-4282005) разработан на основе системы А1-1У^-81 с микродобавкой кальция (см. табл. 1.1). Кальций является модификатором при литье, задерживает процессы рекристаллизации, что обеспечивает высокую свариваемость и технологичность сплава, а также способствует формированию в полуфабрикатах регламентированной однородной мелкозернистой структуры и текстуры, благоприятной для получения деталей холодной деформацией с большими степенями вытяжки. По комплексу свойств (особенно после длительных эксплуатационных нагревов) сплав В-1341 превосходит широко применяющиеся магналии АМг2, АМг4, АМгб. Он вакуумногерметичен, что позволяет использовать для сварных узлов, работающих под давлением, листы меньшей толщины. Применяется для трубопроводов, деталей типа панелей кронштейнов и др.

Алюминиевый сплав 1424 (ТУ 1-804-397-2002) системы А1-М§-1л (см. табл. 1.1) пониженной плотности, легированный магнием и литием, обладает высокими характеристиками вязкости разрушения и малой скоростью роста трещин усталости. Сплав 1424 сохраняет свои высокие ресурсные характеристики даже после длительного (до 3000 часов) нагрева при температуре 85°С. Применяется для люковых панелей, деталей и элементов внутреннего набора.

Алюминиевый сплав 1570 (ТУ 1-809-1177-2009) относится к промышленным деформируемым неупрочняемым сплавам средней прочности системы А1-М^ с добавкой скандия (см. табл. 1.1). Сплав может служить заменой сплава АМгб. Легирование скандием позволяет уменьшить размер зерна и получить сплав с более высокими прочностными характеристиками и коррозионной стойкостью. Сплав применяется при изготовлении планера, узлов шасси, лопастей воздушного винта, приборов и элементов внутренней отделки салона.

Основной проблемой, при создании интегральных сварных конструкций из современных высокопрочных алюминиевых сплавов, является то, что сплавы получают путем сложного легирования и термической обработки, вследствие чего они чувствительны к термодеформационному циклу сварки плавлением.

1.3. Проблемы дуговой сварки авиационных конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов

Одной из основных проблем, возникающих при дуговой сварке высокопрочных алюминиевых сплавов, являются горячие трещины (рис. 1.3), которые образуются в шве и околошовной зоне в процессе кристаллизации из-за остатков жидкого металла по границам зерен. Эти прослойки локализуют деформацию от действия сварочных временных напряжений, что приводит к появлению кристаллизационных трещин и хрупкому разрушению металла.

Другой специфической особенностью алюминиевых сплавов при сварке

плавлением является склонность к порообразованию в металле шва (см. рис.

1.3). Основной причиной появления пор считается скачкообразное снижение

растворимости водорода в металле шва в процессе охлаждения и

затвердевания. Об этом свидетельствуют мелкие поры, расположенные в

металле шва вдоль границ кристаллизационных слоев. Крупные поры, не

связанные со слоями кристаллизации, располагаются преимущественно в

верхней части шва или в зоне сплавления. Они появляются при нарушении

11

условий сварки (подготовка кромок и присадки перед сваркой и др.). Источниками попадания водорода в шов могут быть водородсодержащие загрязнения, влага на лицевой поверхности кромок, растворенный в металле водород, то же - в присадочной проволоке, примеси в защитном газе, влага в воздухе, подсасываемом струей защитного газа.

Особенностью алюминия, усложняющей сварку его сплавов, является большое сродство к кислороду. На поверхности алюминиевого сплава в результате взаимодействия с воздухом образуется пленка оксида А12Оз. Для разрушения оксидной пленки методом катодного распыления применяют дуговую сварку на обратной полярности, однако рентгеновское просвечивание и металлографический анализ все же обнаруживают в этих швах поры и оксидные включения (см. рис. 1.3) [7].

О /—• Ж"лттттт

а) б)

Рис. 1.3. Типовые дефекты при сварке плавлением алюминиевых сплавов: а) горячие

трещины и поры; б) оксидные плены.

Перечисленные дефекты в конструкциях авиационной техники могут служить очагами их разрушения и причиной катастроф. В настоящее время разработан ряд рекомендаций по повышению качества шва при дуговой сварке алюминиевых сплавов, выполнение которых, однако, не гарантирует получение швов, свободных от пор и кристаллизационных трещин [8].

Изучением этих проблем занимались такие ученые как Б.Е. Патон, H.H. Прохоров, М.М. Штрикман и другие, однако, вследствие того, что зарождение пор и кристаллизационных трещин происходит при температуре выше солидусной, получить бездефектное соединение высокопрочных алюминиевых сплавов удается только применением твердофазных методов.

1.4. Особенности фрикционной сварки (ФСС) конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов

Разновидности процесса сварки с использованием энергии трения были известны давно [9], однако среди них не было способа сварки, которым можно было бы решить задачу соединения «в стык» тонколистовых конструкций -основного типа соединения в конструкции планера самолета. И только в 1967 году в СССР впервые был запатентован способ сварки линейных швов трением вращающимся стальным стержнем [10], однако в то время способ не нашел дальнейшего развития. Его активное исследование и промышленное освоение началось после того, как в 1993 году Институт сварки Великобритании (TWI) запатентовал аналогичный способ сварки под названием "Friction Stir Welding" (сварка трением с перемешиванием) [11]. В настоящей работе для обозначения способа сварки, описанного в работах [10, 11], употребляется термин фрикционная сварка вращающимся стержнем (ФСС).

При ФСС (рис. 1.4) вращающийся со скоростью со стержневой инструмент 3, состоящий из корпуса с опорным буртом 4 и рабочим стержнем 5, погружается в стык 2 между соединяемыми заготовками 1А и 1В. После погружения инструмент, продолжая вращаться, перемещается вдоль линии соединения заготовок со скоростью V. При трении инструмента о заготовки в них выделяется тепло, которое приводит к пластифицированию материала заготовок в зоне стыка. Вращающийся инструмент вызывает пластическое течение металла и «перемешивает» его, соединяя заготовки между собой с образованием неразъемного соединения 6. По окончании процесса ФСС

отключают привод продольного перемещения и, не прекращая вращения, выводят инструмент из заготовок.

Рис. 1.4. Схема процесса ФСС: 1А и 1В - соединяемые заготовки; 2 - стык между соединяемыми заготовками; 3 - вращающийся инструмент; 4 - опорный бурт инструмента; 5 - рабочий стержень инструмента; 6 - шов; V - скорость перемещения инструмента; со -скорость вращения инструмента.

То, что процесс ФСС протекает в твердой фазе, т.е. металл соединяемых заготовок не нагревается выше температуры солидуса, позволяет избежать образования пор и трещин и обеспечить возможность сварки трудносвариваемых и несвариваемых плавлением материалов, в том числе и в разнородном сочетании [12]. Отсутствие необходимости плавить металл позволяет вести процесс сварки с малым тепловложением, что в свою очередь приводит к значительно меньшему росту зерна в шве и зоне термического влияния (ЗТВ), меньшему разупрочнению при соединении термоупрочняемых алюминиевых сплавов [13], а также малым остаточным напряжениям и деформации [14]. Кроме того процесс ФСС обладает высокой производительностью, позволяет соединять детали большой толщины (до 30 мм) за один проход, не требует подачи защитного газа и очистки кромок

1А

заготовок от оксидной пленки, что выгодно отличает его от дуговой сварки с точки зрения экономичности и экологичности производства [15, 16].

Благодаря отмеченным выше преимуществам процесс ФСС нашел применение для создания неразъемных соединений листовых конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов в различных отраслях промышленности [17-19]. Однако, несмотря на сообщения о работах по изучению возможности применения процесса ФСС для создания самолетных конструкций [20, 21], процесс все еще не применяется в серийном производстве изделий авиационной техники.

Это связано с тем, что процесс ФСС имеет ряд специфических особенностей, которые в некоторых случаях затрудняют промышленное применение процесса: вероятность образования корневого дефекта, возрастающая с увеличением толщины соединяемых деталей, строгое ограничение величины зазора между свариваемыми заготовками, утонение шва, а также необходимость жесткой фиксации соединяемых заготовок во избежание раскрытия зазора между ними [22]. Ниже приводится описание проблемных вопросов при ФСС и анализ методов их решения, предлагаемых различными исследователями.

ФСС производится в условиях дефицита металла, что может приводить к утонению шва вследствие осадки и гратообразования (рис. 1.3). Утонение шва приводит к снижению его рабочего сечения и делает невозможным достижение равнопрочности шва с основным металлом. Кроме того, занижение лицевой поверхности шва относительно поверхности соединяемых элементов недопустимо, если она выходит на аэродинамическую поверхность летательного аппарата. Обширное выдавливание металла из зоны шва с образованием грата, особенно часто имеет место при соединении деталей толщиной более 5-10 мм, когда для предупреждения образования протяженных несплошностей процесс ФСС ведут при больших значениях вертикальной силы и угла наклона инструмента.

3 2 о

со со

Рис. 1.5. Поперечное сечение соединения с гратом и утонением шва: Бш - толщина шва; Бом - толщина основного металла.

Для предотвращения утонения сечения в месте соединения деталей авторы [23] предлагают предусматривать в конструкции изделия специальные приливы на соединяемых кромках, что позволяет получать шов без утонения и, при необходимости, с усилением. Однако создание таких приливов связано с технологическими трудностями (горячая штамповка целесообразна только на малогабаритных деталях) и при необходимости соединения крупногабаритных листовых деталей приливы могут формироваться только фрезерованием, что является крайне трудоемким процессом с малым коэффициентом использования материала.

Известен патент [24], в котором предлагается перед соединением деталей закладывать в зазор между ними пруток прямоугольного или круглого сечения, что позволит влиять на химический состав металла шва и, при выборе высоты прутка превышающей толщину свариваемых деталей, исключить утонение в месте соединения. Однако очевидно, что при местных отклонениях соединяемых кромок от прямолинейности, ширина зазора изменяется и присадка в виде прутка не сможет устранить дефицит металла в тех местах стыка, где сечение присадки окажется меньше, чем площадь сечения зазора между заготовками.

Одной из причин утонения шва является дефицит металла, борьба с которым приводит к жестким требованиям, налагаемым на величину зазора между соединяемыми заготовками [25]. При превышении некоторой

16

критической величины зазора нарушаются процессы течения металла вокруг рабочего стержня инструмента, что приводит к образованию в шве недопустимых дефектов в виде протяженных несплошностей (рис. 1.6), являющихся недопустимым дефектом. Обеспечить минимальный зазор в стыке особенно сложно при сборке крупногабаритных заготовок, что накладывает ограничения на применение способа ФСС при создании длинномерных толстостенных конструкций.

ищищ!

[ТПттТТГТ]

Рис. 1.6. Поперечное сечение соединения, полученного при ФСС при зазоре более 1 мм.

Стрелкой показан дефект в виде несплошности в шве.

Известны технологические и конструктивные приемы, направленные на увеличение допустимой величины зазора и снижение дефицита металла в зоне соединения. Например, патент на устройство для ФСС [26], которое содержит вращающиеся независимо друг от друга опорный бурт и рабочий стержень и позволяет подавать присадку в виде проволоки через внутреннюю полость инструмента. Однако такой способ введения присадки не нашел промышленного применения вследствие сложности обеспечения стабильности подачи проволоки и равномерности обработки и переноса металла рабочим стержнем непосредственно в зону соединения. Также при изгибе проволоки и ее касании корпуса инструмента возможно биение и наматывание присадки на вращающиеся части инструмента.

Известен способ [27] по которому предлагают подавать присадку в виде порошка непосредственно под опорный бурт инструмента. Однако не ясно, что будет удерживать металлический порошок в зоне соединения и препятствовать

17

его распылению вращающимся инструментом. Кроме того на внешней поверхности металлических частиц образуется оксидная пленка и собираются загрязнения, которые отрицательно влияют на качество соединения.

В работе [28] предлагается заполнять зазор между заготовками металлическим порошком, после чего выполнять два прохода: первый выполняется инструментом без рабочего стержня с целью недопущения распыления порошка, второй проход выполняется обычным инструментом для ФСС и формирует соединение. Несмотря на то, что такой способ позволяет получить полномерные швы при значительных зазорах и обеспечить возможность легирования шва при ФСС, он имеет существенные недостатки: металлический порошок не обеспечивает плотность наполнения зазора, возникают сложности с обеспечением автоматизации и стабильности процесса наполнения зазора порошком, вести процесс можно только в нижнем положении и др.

Авторы изобретения [29] предлагают после сборки заготовок в замковое соединение и фиксации их в приспособлении, выполнять обработку кромок концевой фрезой, формируя паз и обеспечивая параллельность кромок (рис. 1.7а). Затем в паз закладывается присадка и выполняется ФСС (рис. 1.7 б). Такой способ позволяет получать высокое качество соединения при ФСС, а также обеспечить возможность легирования шва. Также известен способ сварки [30] (рис. 1.8) авторы которого предлагают использовать дисковую фрезу для формирования паза, в который затем закладывают присадку в виде проволоки квадратного сечения. Присадка прижимается роликом и прихватывается инструментом без рабочего стержня (позиция 80 на рис. 1.8), после чего выполняется традиционная ФСС.

Общим недостатком способов [29 и 30] является необходимость выполнения утолщений на лицевой стороне соединяемых заготовок, что связано с технологическими трудностями, описанными выше. Недостатком схемы [29] является ограничения, накладываемые на диаметр рабочего стержня

18

инструмента, который должен превышать ширину закладываемой присадки. Кроме того, утолщения, выполненные с обеих сторон соединения, являются концентраторами напряжений и ухудшают аэродинамичность обводообразующей поверхности. Также ни один из способов не решает проблему формирования корня шва и может быть использован только при соединении заготовок, собранных в замок, в то время как такое соединение характеризуется низкими усталостными свойствами вследствие наличия технологического концентратора напряжений (в виде остаточного надреза) в соединении.

Рис. 1.7. Схема ФСС по способу [29] с формированием паза концевой фрезой (а) и сваркой по заложенной присадке (Ь). 10 и 20 - соединяемые заготовки; 12, 15 и 22 - приливы на кромках соединяемых заготовок; 60 - фрезерная головка; 40 - паз; 30 - закладываемая присадка; 80 - инструмент для ФСС.

15

Рис. 1.8. Схема ФСС по способу [30] с формированием паза дисковой фрезой и последующей сваркой по заложенной присадке: 12 и 22 - соединяемые заготовки; 60 - дисковая фреза; 50 -сопло для всасывания стружки; 30 - присадка, закладываемая в паз 41; 70 - прижимной ролик; 80 - инструмент для выполнения прихваточного шва 42; 81 - инструмент для ФСС; 43 -шов.

Еще одним недостатком ФСС является нестабильность процесса формирования корня шва связанная с тем, что инструмент не погружают на всю толщину соединяемых заготовок во избежание касания им опорной плиты (рис. 1.9). Кроме того, как показано в работе [31], течение металла в зоне под инструментом минимально (рис. 1.10). Таким образом, в корне шва существует область, которая не подвергается непосредственному «перемешиванию» инструментом. Эти факторы в сочетании с недостаточными температурой нагрева и давлением, а также при колебаниях глубины погружения инструмента могут приводить к образованию трещин и к отсутствию металлической связи (слипанию торцев кромок) в корне шва (рис. 1.11).

\А/с

СП)

Рис. 1.9. Погружение ФСС инструмента 1 на глубину Ь в заготовку 2, закрепленную на опорной плите 3. Ус - скорость перемещения инструмента, с - скорость вращения инструмента.

Рис. 1.10. Абсолютные значения скорости течения металла вокруг инструмента при ФСС [31]

Рис. 1.11. Поперечное сечение ФСС шва с дефектом в виде корневой трещины

Предпринимались попытки обеспечить качественное формирование корня шва за счет введения дополнительного подогрева с целью усиления процесса пластифицирования материала соединяемых заготовок. Тепло предлагали вводить путем подогрева заготовок сварочной дугой [32], лазерным лучом [33], электрическим током, протекающим через инструмент и оснастку [34], заложенным в опорную плиту нагревающим элементом [35] и др. Общим недостатком этих методов является то, что повышение степени пластифицирования не обеспечивает достаточного давления и интенсивности течения материала заготовок. Также при ФСС указанными методами сложно локализовать дополнительно вводимое тепло в корне шва. Это приводит к перегреву заготовок и отрицательно влияет на качество соединения, особенно при соединении термоупрочняемых алюминиевых сплавов.

Авторы работы [36] предлагают формировать корень шва дуговой сваркой, после чего выполнять основной шов способом ФСС. Однако при таком способе в корневом дуговом шве, а также в основном шве, выполненном ФСС могут оставаться наследственные дефекты в виде пор и кристаллизационных трещин, образовавшиеся при дуговой сварке. Кроме того, такой способ требует наличия подхода к обеим сторонам соединения, т.е. является двусторонней сваркой: ФСС выполняется с лицевой стороны шва, а дуговая сварка - с обратной.

Более надежным способом обеспечения качественного формирования корня шва представляется процесс ФСС с формирующей канавкой [37]. При такой схеме (рис. 1.12) на опорной плите выполняется формирующая канавка непосредственно под стыком соединяемых заготовок. При этом рабочий стержень инструмента выдавливает пластифицированный материал заготовок в формирующую канавку, что снижает вероятность образования корневых дефектов в шве. В случае же образования непровара в корне шва, дефект выводится за пределы рабочего сечения соединения и может быть удален механической обработкой. Однако, представленная схема не может гарантировать получение бездефектного соединения, не позволяет компенсировать зазоры между соединяемыми заготовками и требует проведения механической обработки при необходимости получения гладкой обратной поверхности шва (например, в случае обводообразующей поверхности).

Рис. 1.12. Схема ФСС по способу [37] на опорной плите с канавкой. 10 - соединяемые заготовки, 12 - опорная плита, 14 - формирующая канавка, 16 - рабочий стержень инструмента, 20 - инструмент для сварки.

Таким образом, ни один из известных способов ФСС [24-37] не позволяет в полном объеме решать основные проблемы, препятствующие более широкому внедрению процесса в производство: нестабильность формирования корня шва, высокие требования к стабильности и минимальной ширине зазора и утонение шва.

12

Выводы по главе 1

Анализ технологий получения неразъемных соединений конструкций планера современного самолета из алюминиевых сплавов показал:

1. Применение интегральных сварных конструкций при изготовлении изделий авиационной техники позволит значительно повысить технико-экономические характеристики изделий, а также снизить трудоемкость и цикл изготовления.

2. Ответственные соединения конструкции планера из высокопрочных алюминиевых сплавов типа 1163, 1933, В95пч и др. не могут быть выполнены традиционными способами сварки плавлением в связи со сложностью (в некоторых случаях - невозможностью) получения соединений без дефектов в виде горячих трещин, пор, оксидных пленов и др., особенно в корневой зоне соединения.

3. Анализ причин появления указанных дефектов позволяет предположить, что применение твердофазных методов сварки, позволит избежать образования в шве дефектов, характерных для сварки плавлением высокопрочных алюминиевых сплавов.

4. При ФСС деталей с увеличением толщины соединяемых кромок и протяженности соединения увеличивается вероятность утонения шва, образования корневых дефектов и протяженных несплошностей, т.к. при этом усложняется задача сборки под сварку с соблюдением ограничения по величине и стабильности зазора между кромками деталей.

Цели и задачи работы

На основании результатов анализа технологических проблем создания интегральных сварных конструкций планера самолета из высокопрочных алюминиевых сплавов сформулированы цели и задачи работы.

Целью настоящей работы является расширение технологических возможностей сборки-сварки при изготовлении крупногабаритных интегральных конструкций авиационной техники из высокопрочных трудносвариваемых алюминиевых сплавов путем разработки нового способа сварки.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

• разработать способ соединения деталей и узлов авиационных конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов, обеспечивающий формирование бездефектного корня шва и нечувствительный к колебаниям зазора между соединяемыми заготовками;

• изучить технологические особенности разработанного способа сварки, провести исследование влияния режимов на формирование соединения и точность интегральных конструкций;

• разработать методику определения оптимальных технологических параметров процесса на основе компьютерного моделирования;

• разработать технологический процесс и технологические рекомендации по применению разработанного способа в производстве изделий авиационной техники.

На защиту выносится:

1. Новое концептуальное решение задачи получения технологичных неразъемных соединений авиационных конструкций (в том числе длинномерных) из высокопрочных алюминиевых сплавов без пор и кристаллизационных трещин - комбинированная фрикционная сварка,

25

позволяющая расширить возможности новых конструкторских решений при создании перспективных летательных аппаратов.

2. Методика подбора оптимальных параметров процесса комбинированной фрикционной сварки на основе конечно-элементного моделирования применительно к крупногабаритным конструкциям авиационной техники.

3. Зависимости, связывающие параметры процесса с дефектностью соединения и описывающие влияние параметров режима и конструктивных особенностей инструмента на формирование шва при фрикционной дисковой сварке (ФСД). Расчетная схема и выражение для расчета тепловых полей при ФСД.

Глава 2. Разработка способа комбинированной фрикционной сварки (КФС) для производства интегральных конструкций авиационной техники

Для комплексного решения описанных в первой главе проблем, нами был разработан новый способ комбинированной фрикционной сварки (КФС), основная идея которого заключается в разделении технологии на два этапа: первый из которых состоит в формировании качественного корневого шва, а второй - в получении полномерного соединения. Для получения качественного полномерного соединения, особенно важно отсутствие дефектов в корневой зоне шва. Проблема получения качественного корневого шва была решена путем применения нового, разработанного в НИАТе способа фрикционной дисковой сварки (ФСД).

2.1. Способ фрикционной сварки вращающимся диском (ФСД)

В первой главе особое внимание было уделено способу фрикционной сварки вращающимся стержнем, который в настоящее время достаточно широко изучен и применяется в производстве. Менее известен процесс ФСД, который был разработан в 2001 году в НИАТе и до настоящего времени оставался недостаточно изученным.

Технологическая схема процесса ФСД представлена на рис. 2.1: диск 3,вращающийся со скоростью со, погружается в заготовки 1, собранные и зафиксированные на опорной плите 2. После погружения диск, продолжая вращаться, перемещается вдоль линии стыка со скоростью V. При трении вращающегося диска о материал заготовок, последний пластифицируется и обжимается инструментом, формируя шов 4.

Основными достоинствами способа ФСД является низкая чувствительность к колебаниям величины зазора между заготовками (в пределах толщины дискового инструмента), возможность соединения несвариваемых плавлением материалов и материалов с высокой температурой

пластифицирования, симметричный нагрев свариваемых кромок и получение узкого симметричного шва (рис. 2.2), а также меньшие, чем при ФСС нагрузки на инструмент.

1

Г

Рис. 2.1. Схема процесса ФСД: 1 - соединяемые заготовки; 2 - опорная плита; 3 - дисковый инструмент; 4 - корневой шов высотой к; И - глубина погружения инструмента; б - ширина паза; со - скорость вращения инструмента; V - скорость перемещения инструмента.

Рис. 2.2. Внешний вид шва при ФСД.

Одной из основных проблем при ФСД является то, что металл шва заполняет оставляемый движущимся диском паз лишь на небольшую высоту из-за дефицита материала, вызванного тем, что при движении вращающегося диска происходит опрессовка разогретого пластичного материала соединяемых кромок и их утолщение в околошовных зонах, а также тем, что часть материала выносится вращающимся диском на поверхность кромок. При этом применение ползуна или обжимающих дисков не может в полной мере препятствовать

выносу металла из зоны сварки. С увеличением толщины соединяемых деталей сложность заполнения паза возрастает. Известны предложения [39] подавать присадку в виде ленты или проволоки, которые необходимо прижимать к образующей поверхности диска и пластифицировать трением. Однако при ФСД сложно обеспечить равномерную подачу присадочного материала в виде ленты или проволоки под вращающийся диск и стабильный перенос присадочного материала в зону формирования соединения.

Авторы работы [40] предлагают при ФСД с целью уменьшения потерь металла в зоне шва проводить одновременно со сваркой обжатие соединяемых кромок путем прокатки околошовной зоны свободно вращающимися валками, установленными по обеим сторонам от дискового инструмента (рис. 2.3). При этом возможно размещение валков на отдельных оправках позади дискового инструмента с целью прокатки не только околошовной зоны, но и самого шва с заданным рельефом контактной поверхности. Это позволяет увеличить высоту шва и повысить качество соединения, в том числе для материалов с высокими термодеформационными свойствами.

Рис. 2.3. Схема ФСД с прокаткой свариваемых кромок по способу [40]. 1 и Г - соединяемые заготовки; 2 и 2' - валки; 3 - дисковый инструмент; 4 - оправка инструмента; 5 - опорная плита; ш - скорость вращения инструмента.

J

2.2. Технологическая схема процесса КФС

Суть способа КФС [41, 42] заключается в том, что получение соединения осуществляется в два этапа разными способами: первый проход осуществляют способом ФСД (см. рис. 2.1). Вращающийся дисковый инструмент погружают в стык между соединяемыми заготовками на такую глубину, чтобы расстояние от нижней поверхности заготовок до нижней точки дискового инструмента составляло порядка 1-2 мм.

После выполнения первого прохода ФСД по всей длине соединяемых заготовок образуется качественно сформированный корень шва и паз шириной, равной толщине диска (рис. 2.4а). Затем в паз на всю длину шва закладывают присадку, например в виде таврового профиля, ребро которого выбирают равным толщине диска (рис. 2.46). При этом материал присадки может как совпадать, так и отличаться от материала свариваемых заготовок.

а)

б)

1

Рис. 2.4. Соединяемые заготовки 1, после выполнения первого прохода методом ФСД: а) с пазом шириной б и корневым швом высотой к; б) с заложенной присадкой 2.

Далее выполняется второй проход методом ФСС по заложенной в паз присадке (рис. 2.5). Глубина погружения инструмента должна обеспечивать перекрытие корневого шва швом, выполняемым вторым проходом. Поэтому глубина погружения стержневого инструмента, как правило, на 0,2-0,5 мм больше, чем глубина погружения дискового инструмента. В процессе ФСС выступающая часть присадки (полка тавра на рис. 2.4) разглаживается опорным буртом инструмента, а лишний металл переходит в грат.

30

1

А

О)

А -^ 4 V 4

2 2 1 5

и и

13 13

Рис. 2.5. Схема выполнения второго прохода методом ФСС: вид спереди и сбоку. 1 -соединяемые заготовки; 2 - заложенная в паз присадка; 3 - корневой шов; 4 - стержневой инструмент; 5 - шов, выполненный вторым проходом; со - скорость вращения инструмента; V - скорость перемещения инструмента.

Таким образом формируется полномерное соединение корневая часть которого сформирована во время выполнения первого прохода методом ФСД, а основная часть получена в процессе выполнения второго прохода методом ФСС. При этом величина усиления шва может регулироваться изменением высоты и ширины выступающей части присадки.

2.3. Возможные дефекты при КФС и исследование влияния на них

параметров технологии

Эксперименты по ФСС и ФСД проводили на модернизированном универсальном фрезерном станке марки РКОЛ2 (рис. 2.8). Данный станок имеет сменные головки и может использоваться как в качестве горизонтально-фрезерного (при ФСД), так и в качестве вертикально фрезерного (при ФСС).

Предварительные эксперименты, целью которых было определить принципиальную возможность соединения алюминиевых сплавов способом КФС и выявить типовые дефекты и другие особенности процесса, проводили на технологичном алюминиевом сплаве 1570 (термически неупрочняемый сплав) и на ограниченно свариваемом плавлением высокопрочном сплаве Д16 (термически упрочняемый сплав).

Рис. 2.8. Модернизированный универсальный фрезерный станок FNGJ32

Пластины сплава 1570 толщиной 6 мм, длинной 140 мм и шириной 40 мм соединяли «в стык». Образцы закрепляли в сборочно-сварочной оснастке, установленной на каретке станка. Опорная плита изготовлена из титанового сплава ВТ6 с целью минимизации потерь тепла в оснастку.

ФСД вели (рис. 2.9) дисковым инструментом, изготовленным из инструментальной стали Р18, толщиной 3 мм и диаметром 100 мм на следующем режиме:

• Скорость перемещения инструмента 200 мм/мин;

• Скорость вращения инструмента 250 об/мин;

• Глубина погружения 5,5 мм;

• Направление вращения - назад.

К сборке под сварку предъявляется ряд требований. Неудачно выбранная схема фиксации заготовок (прижимы - в местах утонения заготовок, фиксация -

на удалении от зоны трения) может привести к деформации соединяемых заготовок в процессе ФСД с образованием утяжин в корне шва (рис. 2.10). При недостаточном тепловложении, а также при малой глубине погружения в корне шва может образовываться дефект в виде остаточной границы стыка (см. рис. 2.10). Также недопустимо биение диска, которое приводит к отклонению стенок сформированного паза от параллельности (см. рис. 2.10) и преждевременному разрушению инструмента.

Рис. 2.9. Выполнение первого прохода способом ФСД

Рис. 2.10. Поперечное сечение соединения после ФСД (при сборке с недостаточной жесткой фиксацией кромок и при биении дискового инструмента) с утяжинами в корне шва, дефектом в виде остаточной границы стыка и отклонением стенок паза от параллельности.

Для выполнения второго прохода методом ФСС в паз закладывали присадку в виде таврового профиля с размерами, указанными на рис. 2.11.

_ш_

1

Рис. 2.11. Образец для КФС с заложенной присадкой после выполнения первого прохода.

Для выполнения второго прохода использовали стержневой инструмент, изготовленный из инструментальной стали Р18 с диаметром опорного бурта 24 мм и рабочим стержнем диаметрами 6 и 4 мм при длине 6 мм. На рабочем стержне инструмента выполнены две канавки.

ФСС (рис. 2.12) вели в сборочно-сварочной оснастке на опорной плите из титанового сплава ВТ6 на следующих режимах:

• Скорость перемещения инструмента 80 мм/мин

• Скорость вращения 1000 об/мин

• Угол наклона инструмента 3,5°

• Глубина погружения 7 мм (от верхней поверхности присадки)

• Направление вращения - против часовой стрелки.

Рис. 2.12. Выполнение второго прохода КФС Недостаточная плотность прилегания присадки к свариваемой заготовке (может быть вызвано отклонением стенок паза от параллельности, либо значительными колебаниями размеров присадки) с образованием зазора, может приводить к появлению дефекта в виде несплошности в шве (рис. 2.13).

Рис. 2.13. Образец, полученный способом КФС при неплотном прилегании присадки к стенкам паза, что привело к образованию дефекта в виде несплошности в шве.

Эксперименты показали, что при несоблюдении параметров технологии процесса КФС возможно появление дефектов как во время первого прохода способом ФСД (наследственные дефекты остаются и в полномерном соединении), так и во время второго прохода способом ФСС. Поэтому во избежание появления получения дефектного соединения (рис. 2.14), при КФС необходимо:

• обеспечить надежную фиксацию заготовок вблизи лини сварки при ФСД во избежание появления утяжин;

• обеспечить достаточное тепловложение и глубину погружения при ФСД для исключения дефекта в виде остаточной границы стыка;

• исключить биение дискового инструмента при ФСД во избежание отклонения кромок паза от параллельности и преждевременного разрушения инструмента;

• обеспечить плотное прилегание присадки к пазу для исключения образования тоннельного дефекта в шве при ФСС;

• подобрать оптимальные инструмент и режимы процесса ФСС для исключения остаточной границы стыка между присадкой и заготовкой.

Рис. 2.14. Типовые дефекты при КФС: 1- утяжины в нижней части соединения; 2 -остаточная граница стыка; 3 - протяженная несплошность (тоннель); 4 - остаточная граница стыка между присадкой и заготовкой. А - опережающая сторона шва; Я - отстающая сторон шва.

Также исследовали процесс соединения 6-и миллиметровых пластин термоупрочняемого сплава Д16 способом КФС для подтверждения возможности соединения высокопрочных упрочняющихся алюминиевых сплавов. Процесс ФСД вели на следующих режимах:

• Скорость перемещения инструмента 40 мм/мин;

• Скорость вращения 315 об/мин;

• Глубина погружения 5,5 мм;

• направление вращения - назад.

Как видно из рис. 2.15, был получен качественный корневой шов без трещин и паз с практически параллельными стенками. В ходе процесса ФСД металл выдавливался на верхнюю поверхность пластин с образованием острых утолщений по краям шва (см. рис. 2.15). Такие утолщения могут помешать плотно установить присадку в зазор и в некоторых случаях их требуется снимать перед выполнением второго прохода КФС, если в качестве присадки используется тавровый профиль.

Рис. 2.15. Поперечное сечение 6-и миллиметровых пластин сплава Д16 после ФСД.

Полномерный шов (рис. 2.16) был получен при втором проходе методом ФСС на следующем режиме:

• Скорость сварки 125 мм/мин

• Скорость вращения стержневого инструмента 1 ООО об/мин

• Угол наклона инструмента 3,5°

• Глубина погружения 6 мм (от верхней поверхности присадки)

• Вращение против часовой стрелки.

Рис. 2.16. Поперечное сечение соединения 6-и миллиметровых пластин сплава Д16 со снятым усилением после выполнения второго прохода способом ФСС.

Микроструктура ФСД соединения изучалась на примере шва, полученного сваркой 6-и миллиметровых пластин сплава Д16 (рис. 2.17). Из рисунка видно, что соединение имеет разную структуру в шве, ЗТМВ и основном металле. При этом отсутствует литая дендритная структура, что обусловлено нагревом заготовок до температур не превышающих солидусных. Также термодеформационное воздействие инструмента при ФСД приводит к образованию мелкозернистой равноосной структуры в шве с постепенным переходом (в зоне термомеханического влияния (ЗТМВ)) к волокнистой структуре основного металла.

Рис. 2.17. Микроструктура ФСД соедиыения: шов (а), ЗТМВ (б), основной металла (в).

2.4. Схема работ по изучению процесса КФС

Для выявления влияния технологических параметров на качество соединения, а также для подбора оптимальных параметров процесса КФС применительно к конструкциям перспективных изделий авиационной техники, была разработана схема работ по изучению процесса КФС (рис. 2.17).

Первым этапом работ является экспериментальное изучение влияния различных параметров процесса на формирование соединения при ФСД. Следующим этапом идут работы по подбору оптимальных параметров процесса ФСС с применением конечно-элементного моделирования. Расчет по конечно-элементной модели позволит связать параметры процесса с температурой в зоне обработки. Если расчетная температура оказывается меньше заранее заданной, то меняются исходные данные и проводится новый расчет. Цикл

повторяется до тех пор, пока не будет подобраны параметры процесса, обеспечивающие нагрев зоны перемешивания до требуемой температуры.

После определения параметров процессов ФСД и ФСС, обеспечивающие формирование качественного соединения, необходимо провести испытания технологических образцов и расчет остаточных деформаций применительно к реальной конструкции. Работы заканчивается написанием директивного технологического процесса применительно к типовой самолетной конструкции.

Рис. 2.17. Схема проведения работ по изучению процесса КФС.

РОССИЙСКАЯ| ГОСУДАРСТВЕННАЯ БИБЛИОТЕКА

Выводы по главе 2

1. Решена проблема получения бездефектного корневого шва путем применения нового способа ФСД, который позволяет получать корневой шов и размерный паз при малом тепловложении и низких нагрузках на инструмент.

2. Разработано новое концептуальное решение задачи получения неразъемных соединений длинномерных авиационных конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов - способ КФС, который позволяет получать бездефектные соединения в условиях значительного колебания величины зазора, улучшает формирование корня соединения и исключает утонение шва.

3. Установлены и описаны возможные типовые дефекты при КФС и даны рекомендации по предотвращению их появления.

Заключение диссертации по теме «Проектирование, конструкция и производство летательных аппаратов», Кащук, Николай Михайлович

Выводы

1. Разработано новое концептуальное решение задачи получения неразъемных соединений длинномерных авиационных конструкций из высокопрочных алюминиевых сплавов без пор и кристаллизационных трещин - комбинированная фрикционная сварка (КФС).

2. Решена проблема получения бездефектного корневого шва путем применения нового способа - фрикционной сварки вращающимся диском (ФСД). Впервые изучен механизм получения соединения при ФСД и исследовано влияние технологических параметров на тепловые поля и формирование шва при ФСД.

3. Разработана методика, позволяющая на основании конечно-элементного моделирования производить подбор параметров процесса ФСС применительно к конкретным конструкциям изделий авиационной техники. Произведен расчет распределения мощности теплового источника при ФСС.

4. Установлено, что КФС позволяет получать бездефектные соединения в условиях значительного колебания величины зазора в стыке, улучшает формирование корня соединения и исключает утонение шва. Исследованы типовые дефекты при КФС и причины их появления, даны рекомендации по их предотвращению.

5. Разработаны отраслевые технологические рекомендации по выбору способов и режимов сварки трением алюминиевых сплавов ТР 1.4.30802011. Разработан директивный технологический процесс и предложения по применению процесса КФС в производстве интегральных конструкций авиационной техники на примере типовых узлов перспективных самолетов.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Кащук, Николай Михайлович, 2012 год

Список литературы

1. Технология самолетостроения / A.JI. Абибов, Н.М. Бирюков, В.В. Бойцов и др., Под. Ред. A.JI. Абибова. - М.: Машиностроение, 1982. - 551 с.

2. Основы конструирования в самолетостроении / Ред. А.В. Кожин - М.: Машиностроение, 1980. 376 с.

3. Marie F. / Development of Friction Stir Welding of 7000 serie extrusions for central wing box application // 3rd International Symposium on friction stir welding. Kobe (Japan), 2001.

4. Midling O.T., Kvale .S., Orna S. / Application of prefabricated friction stir welded panels in catamaran building // 4th International Forum on alluminium ships. New Orleans. 2000.

5. Christner В., Hansen M., Skinner M., Sylva G.: "Friction stir welding system development for thin gauge aerospace structures" // 4th International Symposium on Friction Stir Welding. Utah, USA, 2003.

6. Primary study on friction stir welding of the lightweight aircraft structures / G. Luan, Y. Ji, B. Jian // 6th International Symposium on Friction Stir Welding. Canada, 2006.

7. Никифоров Т.Д. «Металлургия сварки плавлением алюминиевых сплавов» // М.: Машиностроение, 1972 г., с. 264.

8. Технологические возможности снижения пористости шва при аргонодуговой сварке алюминиевых сплавов / Штрикман М.М., Пинский А.В., Филатов А.А. и др. // Сварочное производство. 2009. №12.

9. Вилль В.И. Сварка металлов трением // Сварочное производство. 1957.

10. Ю.В. Клименко. Способ сварки металлов трением. Авторское свидетельство СССР 195846, 1967.

11. Improvement relation to friction welding / Thomas W., Nicholas E., Needham J. et al. // International Patent WO 93/10935, 1993

12. Особенности формирования соединения из разнородных алюминиевых сплавов Д19 и 1420 при фрикционной сварке линейных швов / Штрикман М.М., Филатов А.А., Гельман А.А., Бер. Л.Б. // Сварочное производство. 2005. №1.

13. Heat inputs and mechanical properties in friction stir welding / K. Aota, H. Okamura, E. Masakuni, H. Takai // 3rd International Symposium on friction stir welding. Kobe (Japan), 2001.

14. Investigations on residual stresses in friction stir welds / C. Dalle Donne, E. Lima, J. Wegener et al. // 3rd International Symposium on friction stir welding. Kobe (Japan), 2001.

15. Cost comparison of FWS and MIG welded aluminium panels / J.Mononen, M.Siren, H. Hanninen // 3rd International Symposium on friction stir welding. Kobe (Japan), 2001.

16. Environmental comparison of FSW against MIG in aluminum Railway Rolling Stock / Wood M., Larsson S., Dahlstrom H // 3rd International Symposium on Friction Stir Welding. Kobe (Japan), 2001.

17. Фрикционная сварка алюминиевых лейнеров металлокомпозитных баллонов высокого давления / Половцев В.А., Макаров Н.В., Шилло Г.В. и др. // Сварочное производство. 2007. №12. С. 24-27.

18. A. Meyer. Tailored welded blanks in the new Audi R8 // 6th International Symposium on Friction Stir Welding. Canada, 2006

19. Self reacting pin tool application for railway car body assembly / Otsuka D., Sakai Y // 7th International Symposium on friction stir welding. Awaji Island (Japan), 2008.

j

20. Lohwasser D. Application of friction stir welding for aircraft industry // 2 International Symposium on friction stir welding, Sweden, 2000.

21. Primary study on friction stir welding of the lightweight aircraft structures / G. Luan, Y. Ji, B. Jian // 6th International Symposium on Friction Stir Welding. Canada, 2006.

22. Friction stir welding of aluminium alloys / Threadgill P., Leonard A., Shercliff H., Withers P. // International materials reviews. 2009. vol. 54. №2. pp. 4993.

23. Friction welding method / Masatoshi E., Tochigi O., Seiji T. et al. // European Patent Application 98105344.0, 1998.

24. Method and apparatus for friction stir welding / Sarik D., Truax K. // United States Patent Application Publication № 2003/0075584 Al, 2003.

25. Кащук H.M. Исследование влияния величины зазора между заготовками на качество соединения при фрикционной сварке // Сборник трудов IV всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее машиностроения России». 2011. С. 109-110.

26. R. Larsson. Welding assembly for friction stir welding // United States patent №6264088 В1,2001.

27. Apparatus and process for friction stir welding / Zettler R., Sheikhi S., Beyer M. et al. // United States Patent Application Publication № 2006/0289603, 2006.

28. Development of friction stir powder processing (FSPP) for prevention of defect formation and control of mechanical properties / Fujii H., Inada K., Su Y. et al. // 8th International Symposium on Friction Stir Welding, German, 2010

29. Friction stir welding method and method for manufacturing car body / Ezumi M., Fukuyori K. // United States Patent Application Publication № 2002/0092888 Al, 2002.

30. Method and apparatus for friction stir welding / Ishida R., Fukuyori K., Okada N. // United States Patent Application Publication № 2003/0192941 Al, 2003.

31. P. Colegrove. 3 Dimensional flow and thermal modeling of friction stir welding process // 2nd International Symposium on friction stir welding, Sweden, 2000.

32. Arc-enhanced friction stir welding / Kou S., Cao G. // United States Patent № 7,078,674 B2, 2006.

33. F. Palm. Laser supported friction stir welding method // United States Patent № 6,793,118 B2, 2004.

34. Friction stir welding method / Aota K., Okamura H., Sato K. // United States Patent Application Publication № 2004/0118899 Al, 2004.

35. Method and apparatus for friction stir welding / Knipstrom K., Malm A. // United States Patent № 7,150,389 Bl, 2006.

36. Butt weld and method of making using fusion and friction stir welding / Fairchaild D., Ford S., Kumar A., et. al. // United States Patent Application Publication № 2010/0159265 Al, 2010.

37. K. Colligan. Weld root closure method for friction stir welds // European patent application //0 810 054 Al, 1997.

38. M.M. Штрикман. Способ сварки трением. Патент РФ №2173619 С1, 2001 г.

39. Способ сварки трением вращающимся диском и устройство для его осуществления / Патон Б.Е., Лобанов Л.М., Ищенко А.Я., Лысак В.В. // Патент Украины № UA 69459 С2, 2004.

40. Способ фрикционной сварки вращающимся дисковым инструментом / Штрикман М.М., Сироткин О.С. // Патент РФ № 2314902, 2008.

41. Способ комбинированной фрикционной сварки / Штрикман М.М., Сироткин О.С., Мацнев В.Н., Кащук Н.М. // Заявление о выдаче патента РФ на изобретение №2011115606 от 21.04.2011.

42. Комбинированная фрикционная сварка / М.М. Штрикман, Н.М. Кащук // Сварочное производство. 2011. №12. С. 25-28.

43. Инструмент для фрикционной дисковой сварки / Штрикман М.М., Кащук Н.М. // Заявление о выдаче патента РФ на полезную модель №2011152462 от 22.12.2011.

44. Рыкалин Н.Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951.296 с.

45. Fundamental characterization of Friction Stir Welding / J. Record, J. Covington, T. Nelson, C. Sorensen // 5th International Symposium of friction stir welding. Metz (France), 2004.

46. Modeling of the heat flow phenomena in friction stir welding of aluminum alloys / F. Frigaard, F. Grong, O.T. Midling // INALCO 98, TWI, Cambridge, U.K., 1998

47. Colegrove P. 3 Dimensional Flow and Thermal Modelling of the Friction Stir Process //2nd International Symposium on Friction Stir Welding. Sweden, 2000

48. Schmidt H.B. and Hattel J.H. A thermal-pseudo-mechanical model for the heat generation in Friction Stir Welding // 7th International Symposium on Friction Stir Welding, Japan, 2008

49. Gould, J.E., Feng Z., Heat Flow Model for Friction Stir Welding of Aluminum Alloys // Journal of Materials Processing and Manufacturing Science. 1998. №7. pp. 185-194

50. Torque based weld power model for friction stir welding / J. Pew, T. Nelson, C. Sorensen // Science and technology of welding and joining. 2007. № 12. pp. 341-347

51. Russel M.J., Shercliff H.R. Analytical Modelling of Friction Stir Welding // INALCO 98, TWI, Cambridge, U.K., 1998.

52. Friction Stir Welding and Processing / R.S. Mishra, M.W. Mahoney -ASM International, Materials Park, Ohio, 2007 - 352 p.

53. Heat input and temperature distribution in friction stir welding / W. Tang, X. Guo, J.C. McClure etc // Journal of Materials Processing and Manufacturing Science. 1998. №7. pp. 163-172.

54. Билль В.И. Сварка металлов трением. JI.: Машиностроение, 1970.

175 с.

55. Исследование влияния материала опорной плиты на тепловые поля при фрикционной сварке и обработке высокопрочных алюминиевых сплавов // сборник материалов VIII Российской ежегодной конференции молодых научных сотрудников и аспирантов «Физико-химия и технология неорганических материалов». 2011. С. 653-654.

56. Prediction of temperature distribution and thermal history during friction stir welding: input torque based model / M.Z. Khandkar, J.A. Khan, A.P. Reynolds // Science and Technology of Welding and Joining. 2003. 8. pp. 165-174

57. Thermo-Mechanical FE Modelling of Friction Stir Welding of AL-2024 including Tool Loads / Q. Shi, T. Dickerson, H.R. Shercliff // 4th International Symposium on Friction Stir Welding. Utah (USA), 2003

58. Influence of friction stir welding parameters on the power input and temperature distribution in aluminium alloys / A. Simar, T. Pardoen, B. Meester // 5th International Symposium on Friction Stir Welding. Metz (France), 2004

59. Pew J.W. A torque-based weld power model for Friction Stir Welding // A thesis submitted for the degree of Master of Science. Brigham Young University. 2006.

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

61. Prediction of temperature distribution and thermal history during friction stir welding: input torque based model / M.Z. Khandkar, J. A. Khan, A.P. Reynolds // Science and Technology of Welding and Joining. 2003. 8. pp. 165-174

62. Справочник по конструкционным материалам: Справочник Б.Н. Арзамасов, Т.В. Соловьева, С.А. Герасимова и др.; Под. ред. Б.Н. Арзамасова, Т.В. Соловьевой. - М.: Изд-во МГТУ им. Н.Э. Баумана, 2005. - 640 с.

63. Киселев А.С. Разработка методов анализа и проектирования сварочной технологии на основе компьютерного моделирования термодеформационного и структурного состояния сварных конструкций: Дисс. ... докт. техн.техн. наук: 05.03.06. - М., 1999. - 317 с.

64. Моделирование тепловых процессов при фрикционной сварке / Макаров Э.Л., Королев С.А., Штрикман М.М., Кащук Н.М. // Сварка и диагностика. 2010. №3.

65. Определение тепловых напряжений и деформаций при фрикционной сварке трехслойных панелей из алюминиевых сплавов / М.М. Штрикман, Н.М. Кащук // Электронный журнал «Труды МАИ». Выпуск №43. 2011.

66. Способ комбинированной фрикционно-дуговой сварки / Штрикман М.М., Кащук Н.М. // Заявление о выдаче патента РФ на изобретение №2011127789 от 07.07.2011.

67. Способ комбинированной фрикционной сварки тавровых соединений/ Мацнев В.Н., Штрикман М.М., Кащук Н.М. // Заявление о выдаче патента РФ на изобретение №2011140554 от 06.10.2011.

68. Фрикционная сварка тавровых соединений листовых конструкций из алюминиевых сплавов / М.М. Штрикман, A.B. Пинский, Н.М. Кащук // Сварочное производство. 2010. №12. С. 3-7.