автореферат диссертации по металлургии, 05.16.01, диссертация на тему:Повышение технологических свойств сварочных флюсов, используемых при ремонте деталей подвижного состава

на правах рукописи

РГБ ОД

ТИМАКОВА Елена Андреевна ' 7 Л£К

ПОВЫШЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ СВАРОЧНЫХ ФЛЮСОВ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ПРИ ВОССТАНОВЛЕНИИ ДЕТАЛЕЙ ПОДВИЖНОГО СОСТАВА

Специальность 05Л6.01 Металловедение и термическая обработка металлов

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва - 1999 г.

Работа выполнена в Московском Государственном Университете Путей Сообщения (МИИТ) и Всероссийском Научно-исследовательском Институте Железнодорожного Транспорта (ВНИИЖТ).

Научный руководитель

Научный руководитель

кандидат технических наук, доцент Петров Сергей Юрьевич кандидат технических наук Калашников Евгений Анатольевич

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Ямпольский Виктор Модестович кандидат технических наук, доцент Тонэ Элла Робертовна

Ведущее предприятие - ПКБ ЦВ МПС

Защита состоится "Д/" селуч-с^^Р 1999 г. в 10°° часов на заседании диссертационного совета Д 114.01.04 при Всероссийском Научно-исследовательском Институте Железнодорожного Транспорта по адресу: Москва, 3-я Мытищинская ул., д. 10, малый конференц. зал

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ВНИИЖТ. Отзывы (2 экз., заверенные печатью) просим направлять по указанному адресу, ученому секретарю.

Автореферат разослан " № " О&^^кО, 1999 г.

УЧЕНЫЙ СЕКРЕТАРЬ ДИССЕРТАЦИОННОГО СОВЕТА Пенькова Г.И.

0Ц-08Ш4. 054.5-^

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. В соответствии с нормативными документами МПС разрешается восстанавливать изношенные детали подвижного состава (ПС) различными способами сварки-наплавки: ручной дуговой, автоматической под флюсом, в среде защитных газов, плазменной и др. Однако при восстановлении изношенных поверхностей наиболее ответственных деталей: резьбовой части оси колесной пары, гребней железнодорожных колес, колесных центров - разрешается использовать только сварку-наплавку под флюсом. Этот способ является наиболее эффективными и экономически выгодными. При этом стабильность процесса, защита сварочной ванны от доступа окружающей среды и качество получаемого металла во многом зависит от технологических свойств используемого флюса.

В последние годы, в связи с массовым применением автоматической на плавки под флюсом при восстановлении изношенных гребней колес (ПС) - до 140 тыс. колесных пар в год, резко возросло потребление железнодорожными предприятиями (вагонными и локомотивными депо, ремонтными заводами МПС) сварочных флюсов (до 2000 тонн в год).

Технологическая прочность наплавляемых деталей зависит от свойств флюсов в твердом и жидком состояниях. Технологические свойства флюсов в условиях реального производства можно повышать, используя разные режимы термической обработки (ТО) флюсов. Однако в различных нормативных документах приводят разные режимы ТО, и по данным ряда работ назначение их имеет противоречивый характер. Поэтому требуется проведение дополнительных исследований по обоснованию и выбору режимов ТО флюсов на основе изучения их свойств методами термического анализа.

Кроме того, при рассмотрении свойств флюсов-шлаков в жидком состоянии большое внимание уделяется их вязкости, и, в частности, такому параметру, как темп падения вязкости или "длина" флюса, так как от этого зависит формирование шва и качество получаемого соединения. В настоящее время оценку флюсов по этому параметру проводят лишь качественно, что приводит к необходимости получения зависимости вязкости от температуры и на ее основе определения численных значений параметров вязкости, в том числе и Зш.

В связи с выше изложенным работа по обоснованию технологии термической обработки флюсов на основе моделирования термических процессов при их прокалке и экспериментальные исследования технологических свойств флюсов, а также по определению темпа падения вязкости в зависимости от температуры является актуальной.

Цепь работы: Повышение стабильности технологического процесса сварки-наплавки и улучшение качества получаемого металла за счет изменения структурного состава флюса при его ТО. Для флюсов в жидком состоянии установление функциональной зависимости между изменением температуры и вязкости.

Методы исследования. Теоретические исследования проводились путем моделирования кинетики прогрева флюсов в лотках методом конечных элементов (МКЭ) при использовании программного комплекса "ТЕМП" и графического пакета "КОМРАБ". Для определения численных значений по "длине" флюсов была обоснована и получена функциональная зависимость, расчет проводили на базе программного пакета "МАТНСАй".

Расчетные методы включали в себя: метод конечных элементов, теорию подобия и моделирования, метод корреляционного и регрессионного анализа.

Экспериментальные методы состояли в определении температурно-чувствительных свойств флюсов методами термического анализа, проводимого на дериватографе 0-15000, определении растворимости флюсов, в регистрации термических циклов (ТЦ) температуры печи и флюса при прокалке и металлографических исследованиях структуры наплавки и околошовной зоны.

Научная новизна работы.

1) Установлено, что распределение температур по объему флюса отличается неравномерностью, которая из-за низкой теплопроводности флюса увеличивается по мере увеличения температуры печи, высоты засыпки флюса в лотке и уменьшении времени выдержки в печи.

2) Показано, что режим термической обработки флюса должен назначаться в зависимости от характеристических температур (максимальной температуры нагрева флюса-Тф„ и минимально допустимая температура флюса перед сваркой -наплавкой ответственных деталей-Тос), получаемых по данным термического анализа (дифференциально-термического и термогравиметрического). Установлены численные значения этих температур для следующих флюсов: для АН-348А ТфЛ=280±10°С, Тос=95±10°С; для ОСЦ-45 Тфл=240±10°С, Тос=90±10°С; для АН-47 ТфП=290±10°С Тос=95±10°С; для АН-43 Тфл=250±10°С Тоо=80±10°С.

3) Получена функциональная зависимость, описывающая изменение вязкости флюса от температуры, что позволило определить значения параметров зависимости и установить численные значения "длины" флюсов (Зш), на основе которых приняты значения границ групп "длины" флюсов.

Практическая ценность работы.

На основе разработанной методики и проведенных экспериментальных исследований установлено, что термические циклы печи и флюса существенно отличаются друг от друга, причем для уменьшения неравномерности прогрева

флюса его загрузку необходимо осуществлять в предварительно разогретую печь и соблюдать высоту засыпки 60+10 мм.

Проведенные исследования позволили обоснованно подойти к назначению параметров и режимов термической обработки, обеспечивающих получение флюсов с наиболее благоприятной структурой и свойствами, а также получить более стабильную геометрию шва, благоприятную структуру наплавленного металла и общее снижение расхода флюса.

Полученная зависимость по изменению вязкости от температуры может быть использована для выбора флюсов при назначении техпроцессов сварки-наплавки различных деталей, а также повышения точности расчетов параметров геометрии сварного шва по известным математическим моделям.

Это позволило разработать рекомендации "Контроль качества и ТО флюсов" и усовершенствовать технологический процесс двухдуговой наплавки колесных пар, внедренный в ВЧД-1 Горьковской железной дороги.

Апробация работы. Материалы диссертационной работы докладывались на научно-практической конференции "Ресурсосберегающие технологии на железнодорожном транспорте". (Москва, МИИТ, 1998 г.); на заседании научно-исследовательского совета ОНИЦ "Перспективные технологии" (МИИТ, 1999 г.).

Разделы диссертационной работы ежегодно (1996-1999 г.г.) обсуждались на научно-технических совещаниях отделения Сварки ВНИИЖТ.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 5 печатных работ, в том числе положительное решение о выдаче патента на изобретение.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, 5 глав, общих выводов, списка литературных источников и приложения. Изложена на 150 страницах машинописного текста, содержит рисунков, таблиц и наименований литературных источников.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ 1. Анализ состояния вопроса

Наиболее эффективным и экономически выгодным способом восстановления изношенных деталей ПС являются способы автоматической дуговой сварки-наплавки под флюсом. При этом используемый сварочный флюс наряду с другими факторами (режимами процесса, геометрией тела и другими сварочными материалами) оказывает значительное влияние на работоспособность и ресурс сварного соединения. Поэтому флюсы должны отвечать целому комплексу требований, наиболее важными из которых являются: обеспечение устойчивости про-

цесса сварки; хорошее формирование шва; защита зоны сварки от доступа воздуха; предупреждение образования в швах дефектов; управление химическим составом металла шва; обеспечение требуемых механических свойств металла шва и сварного соединения в целом и легкая отделимость шлаковой корки с поверхности металла. В общем случае они связаны с агрегатным состоянием.

Одним из способов повышения технологических свойств в условиях реального производства является их ТО перед применением, которая в первую очередь направлена на удаление влаги. Плавленные флюсы могут обогащаться свободной, кристаллизационной , конституционной и цеолитной водой. Поэтому различны и условия для удаления влаги. Влага является основным источником водорода, который в процессе сварки-наплавки практически полностью переходит в получаемый металл и является одним из основных источников возникновения "холодных" трещин, пор в околошовной зоне, микротрещин в металле шва и зоне сплавления, флокенов и др. Таким образом, содержание диффузионного водорода в металле шва в значительной степени зависит от температуры и режимов прокалки флюсов. Поэтому в работе проведен анализ существующих режимов и сделан вывод о том, что нет научно-обоснованных данных по их выбору и назначению; примером может служить флюс АН-348А, наиболее распространенный в промышленности, температура его прокалки колеблется в пределах от 250°С до 800°С, а время ТО от 1 до 3 часов.

В работе показано, что для изучения свойств материалов широко используют методы термического анализа (дифференциально-термический и термогравиметрический). При этом характеристические температуры ранее определялись этими способами в вакууме и герметичном сосуде. Поэтому необходимо для наиболее распространенных флюсов АН-348А, ОСЦ-45, АН-43, АН-47 получить характеристические температуры с учетом доступа окружающей среды, что соответствует широко используемой ТО флюсов в реальном производстве.

Процессы в сварочной ванне и условия формирования швов, особенно при наплавке деталей типа "вал", зависят от вязкости жидкого флюса и, в частности, от его "длины". В работе показано, что необходимо обосновать и выбрать функциональную зависимость между вязкостью и температурой, которая может быть использована для определения численных значений параметров уравнения (температуры начала перехода из твердого в вязкое состояние и "длины" шпака), а также для уточнения математических алгоритмов, используемых при расчете геометрии сварных швов.

В работе были поставлены следующие задачи:

1. Путем численного моделирования изучить изменение температурных полей при термической обработке флюсов в лотках и установить условия их прогрева и параметры термических циклов.

2. Установить закономерности протекания физических процессов во флюсах с использованием методов термического анализа и влияния прокалки на свойства флюсов.

3. Разработать методику определения параметров кривой изменения вязкости шлака от температуры. Провести классификацию шлаков по "длине*.

4. Экспериментально установить условия прогрева флюса и изучить технологические свойства методом их растворимости.

5. Исследовать влияние свойств флюса-шлака на качество наплавленного металла и условия формирования сварного шва на примере наплавки гребней колес.

2. Математическое моделирование температурных полей при термической обработке флюсов

Для решения задачи по изменению кинетики температурных полей при прокалке флюсов в лотках в зависимости от ТЦ печи разработана КЭ модель и обосновано задание граничных условий третьего рода, связанных с выбором коэффициента теплообмена и температуры печи. В результате чего были получены ТЦ для различных зон флюса в лотке по сечению при высоте засыпки (II) 25, 50, 110 мм (рис. 1.а.) и для различных температур в печи при высоте засыпки 50 мм.

а) б)

Рис. 1. Расчетная модель лотка для прокалки флюса: а) основные параметры лотка; б) распределение температур по зонам в сечении лотка.

Установлено, что максимальная разность температуры по зонам в лотке на блюдается при И=110 мм, времени разогрева 50 мин и составляет 78°( (рис. 1.6.).

За 2 часа нагрев наиболее холодной зоны в средней части лотка достигав' 202°С при температуре печи 300°С. Анализ результатов проведенных расчетов п< одному из режимов нагрева, рекомендованного ГОСТ 9087 (Т=300'С; ^=1 ч.), по казывает, что флюс достаточно равномерно успевает прогреваться только пр1 11=25 мм. В проведенных расчетах заданы наиболее благоприятные условия, когд; рабочее пространство печи уже разогрето до указанной температуры. В случае ж« помещения флюса в холодную печь и их одновременного разогрева с уверен ностью можно утверждать, что и при высоте И=25 мм флюс равномерно не разогреется.

Дополнительно необходимо отметить, что увеличение времени нагрева приводит к более равномерному разогреву флюсов. Однако при большой высоте засыпки (Ь=110 мм) флюс не прогревается равномерно по всему объему.

В результате проведенных расчетов установлено, что наибольшее влияние нг неравномерность нагрева флюса оказывает высота засыпки в лотках. При этом пс мере увеличения И разница ДТ между наиболее холодными и прогретыми зонами увеличивается (рис. 2), и это приводит к неравномерному распределению технологических свойств, что требует нормирования указанной величины И. Поэтому на основе расчетных данных было установлено, что при температуре печи 300°С увеличение времени пребывания флюса в печи ^ = 1н + 1в (где 1н - время нагрева флюса до необходимой температуры (300°С), - время выдержки при этой температуре) приводит к более равномерному разогреву. Для флюса АН-348А при высоте засыпки (1=50 мм температура 300°С достигается за 102 мин. После чего необходимо дополнительное время выдержки для окончательного выравнивания температуры по всему объему лотка.

Температура, достигаемая за время нагрева, зависит от температуры в рабочем объеме печи. Если в момент загрузки температура печи и флюса одинакова и равна температуре окружающей среды, то флюс будет прогреваться недостаточно, и различные виды влаги могут оставаться во флюсе. Максимально допустимая температура нагрева флюса должна быть установлена при исследовании его свойств методами термического анализа.

Рис. 2. Разница температур между точками в наиболее холодных и прогретых зонах при разной высоте засыпки флюса

3. Дифференциально-термический анализ сварочных флюсов

Для проведения исследований по определению влияния термообработки на температурно-чуствительные свойства сварочных флюсов были использованы методы термического анализа. При этом изменения, происходящие в материалах, во многих случаях связаны также с изменением веса, который, в свою очередь, с большой точностью определяют при помощи термогравиметрического метода.

При проведении дифференциально-термического (ДТА) и термогравиметрического (ТГ) анализа использовали стандартный дериватограф марки 0-15000. Нагрев печи происходит равномерно с помощью программного управления со скоростью 20°С в минуту до температуры 900°С, так как при меньших скоростях нагрева экстремумы сглаживаются, а характеристические температуры смещаются а сторону меньших значений. Для имитации реальных условии нагрев материалов проводили в среде воздуха. Получаемые экспериментальные данные представляют графически в координатах время - температура, время - разность температур и время - изменение веса. Качественная оценка дериватограммы производится на основании сопоставления кривых ДТА и ТГ. Где кривая ДТА отражает термические эффекты во флюсах при их нагреве и служит для установления характеристических температур, а ТГ выражает зависимость изменения веса от температуры. Изменение веса (ТГ) может быть обусловлено либо убылью подлежащего иссле-

и

дованию вещества при нагреве (потеря кристаллизационной воды, выделение га зообразных продуктов, реакции разложения и т д ), либо увеличением еп (окисление). Основан термовесовой анализ на изучении кривой изменения вес; вещества при непрерывном нагреве.

На экспериментально полученных кривых ДТА и ТГ для флюсов АН-348А ОСЦ-45, АН-43, АН-47, по рекомендациям ряда работ были выделены характер ные участки и температуры (рис. 3), которые использовали для выбора пара метров термического цикла при ТО флюсов (для примера приведены характерны! температуры для флюса АН-348А). На кривой ДТА: 1) участок неустановившегос! теплового режима а-б (рис. 3) до Тб (95°С) в первом приближении может был связан с потерей большей части молекулярной воды; 2) участок б-в до Тв связа» с удалением остатков молекулярной, а затем кристаллической воды (Тв=2Ю°С) 3) участок в-д до Тд перехода флюса из стекловидной в кристаллическую фазу I уменьшения уровня внутренних напряжений; 4) участок д-ж начала (д-е) и разви тия экзотермического эффекта (е-ж), проявляющегося в виде характерного пик; (при Тж). На кривой ТГ: 1) участок неустановившегося нагрева о-п до Тп; 2) учас ток п-с до Тс стабильности массы, когда масса при нагреве практически остаетс! неизменной; 3) участок за точкой с, где начинается реакция окисления и наблю дается изменение веса, что свидетельствует об изменении химического состав; флюсов и, как следствие, изменении свойств (выше 390"С). Переход от неустановившегося режима к установившемуся происходит при тем пературе, которая соответствует локальному минимуму на кривой ДТА в точке б I локальному максимуму на кривой ТГ в точке - п. После наступления устано вившегося теплового режима нагрева на кривой ДТА имеется максимум в точке г а на кривой ТГ наблюдается участок п-с с минимумом в точке р, и являющийс! практически горизонтальным.

Максимум при температуре Тг свидетельствует о максимальной скорости пе рехода стекловидной фазы в кристаллическую. При этом во флюсе происходи' выделение теплоты кристаллизации и уменьшается уровень внутренних напряже ний, что существенно улучшает технологические свойства флюса, так как это спо собствует стабилизации процесса сварки-наплавки, уменьшению расхода флюсг и увеличению механической прочности зерен; кроме того, происходит удаленж избыточной влаги.

и

Рис. 3. Характеристические участки и температуры на кривых ДТА и ТГ.

Однако необходимо отметить, что во флюсе протекает два процесса при ТО: 1) улучшение технологических свойств при нагреве выше температуры Та; 2) окисление при нагреве выше температуры Тр. В тоже время цвет флюса, оговоренный в п.2.4 ГОСТ 9087, при больших температурах сушки и начала окисления может изменяться, что не допускается. Поэтому увеличение температуры прокалки до больших значений не целесообразно. В таблице 1 приведены характерные интервалы температур.

Необходимо отметить, что температуры начала интесивного окисления Тс и изменения цвета То (почернения) у флюса АН-348А практически совпадают.

Исходя из этого температуру прокалки флюса определяют по следующей зависимости:

Тфл= (Тв+Тг) / 2 = (215+345) / 2 = 280 (1)

С учетом примечания к п 2.6 ГОСТ 9087 о низкотемпературных режимах ТО (не ниже 250°С) получим наиболее рациональный диапазон температуры ТО флюса ТфЛ=280±10°С. По описанной методике были обработаны данные таблицы 1 и определены численные значения Тф„ и Т^ для исследованных флюсов, (табл. 2)

Таблица 1.

Характеристические температуры кривых ДТА и ТГ сварочных флюсов

Марка Характеристические температуры для кривой ДТА

флюса Тб (б-в) Тв (в-г) Тг (г-д) Тя (Д-е)

АН-348А 90-95 210-220 340-350 600

ОСЦ-45 85-90 170-180 290-310 620

АН-47 90-95 180-210 390 660

АН-43 80 140-160 350 600

Марка Характеристические температуры для кривой ТГ

флюса Тп (б-в) Тр (р-с) Тс

АН-348А 90-95 290-320 380-400

ОСЦ-45 85-90 280-310 5610-530

АН-47 90-95 350-400 720-730

АН-43 80 270-280 520

Методами термического анализа получены кривые ДТА и ТГ для флюсов АН-348А, ОСЦ-45, АН-43, АН-47 и определены их характеристические точки.

Таблица 2.

Численные значения температур флюсов при сушке и температур перед наплавкой

Флюс тфл,°с Т0с.°С Основность, В

АН-348А 280±10 95±10 0.8

ОСЦ-45 240±10 90±10 0.9

АН-43 290±10 95±10 1.1

АН-47 250±10 80±10 1.1

Полученные результаты могут служить для назначения режимов термической обработки флюсов с целью повышения технологических свойств.

4. Определение зависимости вязкости флюса от температуры

Кинетика процессов, протекающих в сварочной ванне, во многом зависит от изменения вязкости шлака от температуры т|(Т).

Как правило, ее определяют экспериментально на вискозиметрах и используют для качественной классификации шлаков по "длине" - 8Ш. Однако в зависи-

мости от геометрии деталей и технологического процесса их восстановления необходимо иметь численные значения этого параметра.

Для получения уравнения, аппроксимирующего зависимость г|(Т), использовали математическую статистику. Методы математической статистики позволяют оценить параметры эмпирических уравнений и проверить их силу связи. Для получения численных значений различных критериев жидкого флюса по аппроксимирующему уравнению необходимо обосновать и выбрать его вид.

При анализе всех возможных функциональных зависимостей, способных описать степень "длины" флюса, были приняты следующие условия: 1) не должно быть ограничений по значению вш; 2) параметры уравнения должны иметь связь с физическими свойствами флюса; 3) число параметров уравнения, связанное с той или иной характеристикой шлака, должно быть минимальным.

Для описания экспериментальных данных по изменению вязкости от температуры обоснована и выбрана зависимость вида:

Л = Ло + Зш( Т- То)'1, (2)

где г|0 - динамическая вязкость, соответствующая жидкотекучему состоянию;

Т0 - температура перехода из твердого состояния в вязкое;

- коэффициент, описывающий темп падения вязкости шлака.

Преимуществом полученного уравнения является то, что падение вязкости от температуры описывается одним параметром - 5Ш. Это позволяет просто и наглядно классифицировать шлаки по "длине" независимо от их химического состава. Полученные в результате статистической обработки коэффициенты вш, Т0 и г|0 уравнения (2) представлены в табл. 3. Во всех приведенных расчетах коэффициент корреляции Я > 0,96; что говорит о сильной связи между экспериментальными данными и аппроксимирующим уравнением (2).

По полученным численным значениям параметра Эщ предлагается классифицировать флюсы по "длине" в соответствии с таблицей 3 и установить следующие численные значения для трех групп: "короткие" - 0<8Ш<2 Пас°С, "средние" 2<3Ш<20 Па с° С и "длинные" флюсы 8Ш > 20 Пас°С

Таким образом, на основе анализа, требований, предъявляемых к виду математической зависимости, предложено уравнение для статистической обработки имеющихся экспериментальных данных. Полученная зависимость может быть использована для определения "длины" жидкостей по экспериментальным данным т|(Т) и для повышения точности расчетов геометрии сварочной ванны в существующих математических моделях.

Таблица 3.

Значения параметров т)0. То. расчитанных по уравнению (2), для различных марок флюсов

.7 .(•¿Марка'^Щ. .УДина^ческая! 1 Температура "перехода); ^"Длина" флюса,'!';

вязкость, »10>(Па с) V: ■ ; Т0, °с ; '"'.". 5Щ, (Па с° С)

АНФ-1 0,003 1336 0.7

АНФ-7 0,010 1345 1,5

АНФ-9 0,060 1300 1.6

АНФ-6 0,001 1416 5,0

АНФ-14 0,110 1245 9,4

АН-291 0,025 1389 11,6

АН-22 0,023 1060 15,9

ОСЦ-45 0,002 1140 30,1

АН-20 0,043 1117 34,1

ФЦ-7 0,033 1289 36,9

АН-348-А 0,024 1154 40,3

Пие-4УП 0,116 1087 40,8

48-ОФ-6 0.018 1252 . 43,7

АН-47 0,240 1135 48,7

АН-10 0,008 1063 50,6

АН-5 0,020 1142 84,2

АН-8 0,030 1020 88,8

АН-30 0,013 1176 97,9

АН-26 С 0,082 1310 136,6

АН-9 0.018 1257 326

АН-18 0,59 1057 936

АН-60 0,2 1225 997

5. Экспериментальные исследования технологических свойств флюсов

Влияние высоты засыпки флюса в лотках и температуры в печи, на кинетику температурных полей изучали при прокалке флюса АН-348А в промышленной печи типа СНО-5.5.5./5-И2. Эксперименты проводили в ВЧД-1 (г. Владимир) Горь-ковской железной дороги.

Для получения параметров ТЦ термопары размещали в центральной части

лотка, при этом спай располагался на глубине 15 и 60 мм от открытой поверхности лотка для глубины 110 мм; и 15 и 30 мм для глубины 50 мм. При проведении экспериментов были соблюдены наиболее неблагоприятные условия, когда флюс загружается в ненагретую печь, т.е. при температуре окружающей среды равной 15°С.

На первом этапе были проведены эксперименты при высоте засыпки флюса 110 мм с разогревом печи до ТП=400°С и поддержании температуры с помощью терморегуляторов. После чего лотки вынимали из печи, продолжая запись ТЦ, и происходило их охлаждение на воздухе. В результате были получены термические циклы, представленные на рис. 4.

Анализ полученных кривых показал, что характер изменения экспериментальных и расчетных данных одинаковый, но есть разница в температурах, которая может быть объяснена различными начальными условиями и максимальной температурой разогрева. На термических циклах для точки на глубине 15 мм мак-

Рис. 4. Термические циклы для печи и флюса в лотке на глубине 15 и 60 мм при обшей загрузке 110 мм.

симапьная температура достигалась за 2 часа и составила 342°С, а для точки на глубине 60 мм максимальная температура равна 318°С и достигла этого значения за 3 часа. Откуда следует: 1) за 1 час нагрева флюс у поверхности нагревается до 246°С, а в наиболее холодной зоне до 106°С, т.е. режим, указанный в ГОСТ 9087, не приводит к полному удалению различных видов влаги; 2) при увеличении времени прокалки до 2 часов флюс разогревается более равномерно, что хорошо согласуется с результатами расчетов, так как максимальные температуры превы-

шают Тр=300°С. Как установлено при высыпке флюса из лотка, он почернел по всему объему. В дальнейшем этот флюс использовали для наплавки и оценки его технологических свойств; 3) флюсы при выемке из печи, находясь в лотках, остывают медленно, а именно: температура флюса уменьшилась с 320°С до 250°С.

На втором этапе, учитывая характер расчетных термических циклов, проводили нагрев в печи до температуры 270°С при высоте засыпки 50 мм. В результате получены кривые термических циклов, анализ которых показывает: 1) что наблюдается небольшая разница для термических циклов точек 15 и 30 мм, и это хорошо согласуется с результатами расчетов; 2) через 1 час нагрева температура в среднем по объему флюса составляет 168°С, а через 2 часа - 218°С и достигает Т„=215°С - начала структурных превращений флюса.

Для флюса АН-348А высокие температуры нагрева (более 300°С) приводят к изменению цвета, что противоречит ГОСТ 9087, и в условиях производства допускаться не должно. Для нагрева следует рекомендовать более низкие значения температур, но с большей выдержкой в печи (1н+1в=1и). При этом для обеспечения благоприятных структурных превращений необходимо при 1ц=сопз1 стремиться к уменьшению 1М1 а, следовательно, ^ будет увеличиваться. Этого можно достичь путем загрузки лотков с флюсом в предварительно разогретую печь. В связи с тем, что флюсы в лотках остывают медленно, флюс следует оставлять в лотках до момента непосредственного использования при сварке-наплавке.

При термической обработке флюсов может происходить изменение их структуры, которая влияет на технологические свойства. Для качественной оценки соотношения количества фаз, образующихся в результате термической обработки флюсов, проверяют их способности с различной скоростью растворяться в соляной кислоте. При этом чем больше во флюсе кристаллической фракции, тем хуже он растворяется. Поэтому для исследования растворимости были выбраны флюсы: АН-348А в состоянии поставки (без ТО) кондиционный и некондиционный и кондиционный после термической обработки при ТфЛ=280'С и ТфЛ=400'С

В результате были получены следующие данные: в исходном состоянии флюс АН-348А практически полностью растворился в кислоте в течение 4 часов, что свидетельствует о его стекловидном строении, флюс, подвергнутый прокалке, растворился за 24 часа наполовину. Таким образом, можно полагать, что прокаленный флюс имеет в своем составе -50% кристаллической фазы. Причем для термической обработки флюса при ТфЛ=280°С растворимость близка к флюсу,

обработанному при 400°С , однако в связи с изменением цвета флюса следует рекомендовать термическую обработку до 300°С и временем не менее 1 часа.

Далее были проведены контрольные наплавки под флюсом АН-348А, прокаленным по двум режимам (Тфл= 400°С и Тфл=280°С). Наплавку изношенных гребней колес производили по штатной технологии, при вертикальном положении оси колесной пары двухдуговым автоматом А-1829, с предварительным подогревом колеса до 250°С газовыми горелками, проволокой Св-08Г2С диаметром 2 мм, под слоем флюса АН-348А.

Наплавка в обоих случаях осуществлялась в один слой, состоящий из трех валиков, налагаемых в направлении от вершины гребня к его основанию. После окончания наплавки колеса помещались в термокамеру для замедленного остывания.

В процессе наплавки было отмечено, что при флюсе, прокаленном по рекомендуемому режиму, дуга горит более стабильно, чем при использовании флюса, прокаленного в соответствие с требованиями ТУ. Таким образом, по сварочно-технологическим характеристикам флюс, обработанный по рекомендуемому режиму, оказался лучше, так как процесс плавления такого флюса протекал более спокойно, чем при использовании исходного флюса,, без заметного газовыделения и образования наплывов на шлаковой корке. При последующем визуальном исследовании формирования металла шва, наплавляемого под флюсом АН-348А с ТО по рекомендуемому режиму, установили, что поверхность наплавленного металла более гладкая. Кроме того, качество наплавки оценивали на основе металлографического анализа.

Дополнительно отметим, что кинетика температурных полей при наплавке колеса зависит от ряда факторов. С целью уменьшения скорости охлаждения перед наплавкой колес производят их предварительный разогрев, в тоже время от момента окончания нагрева до наплавки первого шва проходит определенное время (10-20 мин). Это приводит к уменьшению температуры в ободе за счет отвода тепла в диск колеса и окружающую среду. С другой стороны, формирование структуры зависит от скорости охлаждения непосредственно в процессе наплавки, поэтому в данный момент важно принимать меры по уменьшению скорости охлаждения (Т00). Расчетами показано и экспериментально подтверждено, что флюс в лотках остывает медленно, и при технологии двухдуговой наплавки, когда флюс постоянно покрывает гребень колеса, его тепло может быть использовано с указанной целью.

Используя термическую обработку по второму, наиболее рациональному, варианту прокалки флюсов ( рис. 5), наплавку производили по двум схемам при температуре флюса непосредственно перед наплавкой 60°С и 120°С (выше Тоо=90°С). При исследовании структур последних, неперекристаллизованных валиков, было выявлено следующее: для случая, когда перед наплавкой флюс АН-348А засыпается во флюсоудерживающее устройство при температуре 60°С, структура сорбита наплавки имеет ярко выраженную игольчатость, а для засыпки флюса при температуре 120°С сорбит наплавки имеет более благоприятное для данного способа глобулярное строение, что приводит к формированию более равновесной структуры по всему наплавленному металлу.

Рис. 5. Рекомендуемый режим термической обработки флюса АН-348А.

Термическую обработку флюса рекомендуется производить по следующему режиму: ТфЛ=280±10°С, 1„<1,5 ч., 1„=1 ч., при высоте засыпки 60±10 мм. Для уменьшения времени нагрева загрузка флюса должна проводиться в разогретую до Тф„ печь. Общее время выдержки флюса в печи должно составлять 2,5 ч. Скорость охлаждения металла шва уменьшается по мере увеличения Тоо флюса, которая, в общем случае, должна быть не менее Тв для флюса АН-348А Тв=90 °С. При наплавке высокоуглеродистых сталей и ответственных деталей должна быть Тос=120±10°С.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ 1. Качество сварных швов и стабильность процесса сварки - наплавки под флюсом напрямую зависит от свойств флюса. К настоящему времени разработано большое количество различных флюсов, которые отличаются по способу полу-

чения, структуре, назначению и другим параметрам. Поэтому одним из путей совершенствования различных технологий сварки - наплавки является повышение технологических свойств флюсов и в целом качества наплавленного металла, что может быть достигнуто на основе углубленного исследования изменения физических свойств флюсов в твердом и жидком состоянии в зависимости от температуры.

2. На основе численного анализа разработана методика для проведения комплекса конечноэлементных расчетов термической обработки сварочных флюсов, позволяющая оценить кинетику температурных полей в лотке при различной величине засыпки флюса, а также получить значения температур в любой точке модели. В результате проведенных расчетов установлено, что наибольшее влияние на неравномерность нагрева флюсов оказывает высота засыпки в лотках. При этом по мере увеличения высоты засыпки разница между наиболее холодными и нагретыми зонами увеличивается, что будет приводить к неравномерному распределению технологических свойств и требует нормирования высоты засыпки, температуры в печи и других факторов.

3. По мере увеличения высоты засыпки неравномерность прогрева увеличивается: максимальная скорость нагрева при высоте засыпки равной 110 мм наблюдается в первые 10+15 минут на открытой поверхности флюса и изменяется в пределах сон=25-ьЗО°С/мин. Минимальное значение о)н наблюдается в центральной зоне, которая смещена к нижней части лотка. В целом сон изменяется от 2°С/мин до 30°С/мин.

4. На основе анализа физических свойств жидкости и способов их определения обоснованы требования к виду математического выражения и предложена функциональная зависимость (п = По + ( Т - Т0 )-1) вязкости флюса от следующих параметров: динамической вязкости, соответствующей жидкотекучему состоянию - температуры перехода из твердого состояния в вязкое - То и коэффициент, описывающий темп падения вязкости шлака - Sm. Которая может быть использована как для выбора флюса необходимой длины; так и для математического моделирования гидродинамических процессов в сварочной ванне.

5. По результатам статистической обработки экспериментальных данных зависимости вязкости от температуры т|(Т) для наиболее распространенных в промышленности флюсов получены численные значения параметров уравнения Т0, По и 8Ш. Проведенный комплексный анализ полученных значений Sm позволил опре-

делить границы групп "длины" и предложить соответствующую классификацию шлаков, а именно: "короткие" 0<8щ^2, "средние" 2<8щ<20 и "длинные" 8Ш>20.

6. По результатам термического анализа (дифференциально-термического и термогравиметрического) для флюсов АН-348А, ОСЦ-45, АН-43, АН-47 выделены характеристические температуры: максимальная температура нагрева флюса (ТфЛ) и минимальная допустимая температура флюса перед сваркой - наплавкой ответственных деталей (Тос), которые имеют следующие значения: для флюса АН-348А ТфЛ=280±10°С, Тоо=95±10°С; для флюса ОСЦ-45 Тфл=240±10°С, Тос=90±10<>С; для флюса АН-47 ТфЛ=290±10°С Тоо=95±10°С; для флюса АН-43 Тфл=250±10°С Тос=80±10°С. В зависимости от этих температур назначают режимы термической обработки флюсов в промышленности.

7. До настоящего времени существовал большой разброс в режимах термической обработки флюсов, в том числе АН-348А, что не позволяло полностью использовать технологические свойства флюсов. На основе теоретических и экспериментальных исследований для флюса АН-348А установлен наиболее рациональный режим термической обработки: ТфЛ=280±10°С, время достижения флюсом температуры ТфЛ <1,5 ч., время выдержки при температуре ТфЛ=1 ч, Тос=95±10°С, высота засыпки флюса 60±10 мм.

8. Наплавка гребней железнодорожных колес под слоем флюса, обработанного по рекомендуемому режиму, показала, что улучшилось формирование наплавленного валика по всей длине, поверхность наплавленного металла стала более гладкая, что свидетельствует о стабилизации процесса горения дуги, т.е. уменьшении колебания тока и напряжения на дуге, кроме того по сравнению с нетермообработанным флюсом расход снизился на 18+5%, а по сравнению с флюсом, обработанным по ГОСТ 9087 на 5+8%.

9. При наплавке гребней вагонных колес (сталь колесная марки 2 - 60ГС) проволокой Св-08Г2С в соответствии с ТУ (МПС РФ) по двухдуговой наплавке, гребней колес установлено, что в неперекристаллизованной зоне изменение Тос от 60°С до 120°С приводит к изменению структуры металла наплавки от игольчатого сорбита к глобулярному, что приводит к формированию более равновесной структуры по всему наплавленному металлу.

10. На базе проведенных расчетов и экспериментальных исследований разработаны рекомендации для повышения технологических свойств флюсов в условиях реального производства. Уточнены старые и предложены новые показатели в

ГОСТ 9087, связанные со средой, в которой происходит ТО, режимами ТО, вязкостью шлака, так как каждый флюс имеет свои индивидуальные физические свойства. Результатами натурных испытаний качества флюсов, подвергнутых термической обработке, согласно полученным рекомендациям подтверждена работоспособность созданной методики и справедливость полученных выводов.

Основное содержание работы отражено в следующих публикациях:

1. Петров С.Ю., Тимакова Е.А. Способ оценки свойств сварочных флюсов. Положительное решение на патент № 97118293/02.

2. Петров С.Ю., Тимакова Е.А. Классификация сварочных шлаков по изменению вязкости от температуры. // Сварочное производство. 1998, № 8. С. 21-23.

3. Петров С.Ю., Торопов М.Н., Калашников Е.А., Тимакова Е.А., Картамышев Ю.И. Повышение технологических свойств и уменьшение расхода флюсов за счет их термической обработки. Тез, науч.-практич. конф. "Ресурсосберегающие технологии на железнодорожном транспорте". Тез. докладов, МИИТ, М., 1998 г. С.IX-7-9.

4. Тимакова Е.А. Влияние свойств флюсов на формирование наплавляемого валика. Ресурсосберегающие технологии восстановления железнодорожной техники сваркой, наплавкой и напылением. Сборник науч. трудов, посвященный 50-летию Отделения сварки./ Под ред. к.т.н. В.Н. Лозинского.

5. Петров С.Ю., Торопов М.Н., Калашников Е.А., Тимакова Е.А., Картамышев Ю.И. Термическая обработка флюсов, путь повышения их технологических свойств и уменьшение расхода / Межвуз. сб. науч. тр. "Перспективы развития железнодорожного транспорта на рубеже 21 века". - Чита: ЗабИЖТ, 1999. С. 55-56.

ВВЕДЕНИЕ.

1. АНАЛИЗ СОСТОЯНИЯ ВОПРОСА.

1.1. Ремонт деталей подвижного состава железных дорог.

1. 1. 1. Особенности работы деталей подвижного состава.

1. 1.2. Способы восстановления изношенных деталей подвижного состава.

1. 2. Классификация, технологические и физические свойства сварочных флюсов.

1.2. 1. Анализ существующей классификации флюсов.

1. 2. 2. Технологические свойства флюсов.

1. 3. Влияние температуры на свойства флюсов.

1.3. 1 ■ Свойства флюсов в твердом состоянии.

1. 3. 2. Влияние температуры на технологические свойства флюсов26 1. 3. 3. Термический анализ сварочных флюсов.

1. 4. Свойства сварочных шлаков.

1.4. 1. Формирование сварных швов с учетом плавления и затвердевания сварочных флюсов.

1. 4. 2. Основные характеристики жидкости.

1. 4. 3. Изменение вязкости от температуры.

1. 5. выводы и постановка задач работы.

2. МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ПОЛЕЙ ПРИ ТЕРМИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКЕ ФЛЮСОВ.

2. 1. Обоснование и выбор алгоритма решения задачи.

2. 2. Разработка математической модели.

2. 2. 1. Создание геометрической модели тела.

2.2.2.

2. 2. 2. Теплофизические свойства материалов.

2. 2. 3. Обоснование и выбор краевых условий.

2. 3. Моделирование условий прокалки флюса.

2. 3. 1. Выбор точек для расчета термических циклов и алгоритм анализа термических циклов.

2. 3. 2. Изменение высоты засыпки флюса в лоток.

2. 3. 3. Исследование изменения температуры в печи при засыпке флюса на к =50 мм.

2. 4. Выводы по главе.

3. ДИФФЕРЕНЦИАЛЬНО-ТЕРМИЧЕСКИЙ АНАЛИЗ СВАРОЧНЫХ ФЛЮСОВ.

3. 1. Методика проведения дифференциально-термического анализа.

3. 2. Результаты термического анализа и обработки кривых DTA и TG.

3. 3. Выводы по главе.

4. ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЗАВИСИМОСТИ ВЯЗКОСТИ ФЛЮСА ОТ ТЕМПЕРАТУРЫ.

4. 1. Методика статистической обработки экспериментальных данных.

4. 2. Обоснование и выбор функции для аппроксимации данных г|(т).

4. 3. Определение "длины" сварочных флюсов.

4. 3. 1. Результаты статистической обработки.

4. 3. 2. Классификация сварочных шлаков по "длине".

4. 4. Выводы по главе.

5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ФЛЮСОВ.

5. 1. Эксперименты по определению термических циклов при прогреве флюса в лотках.

5. 2. Исследование растворимости флюсов в зависимости от термической обработки.

5.3. Наплавка гребней вагонных колес под флюсом, обработанным при различных параметрах прокалки.

5. 4. Результаты металлографического исследования качества наплавки.

5. 5. Выводы по главе.

В последние годы сократилась поставка запасных частей к подвижному составу железнодорожного транспорта, стоимость которых в общей сумме затрат на ремонт составляет 50% [1]. Поэтому восстановление работоспособности изношенных деталей и узлов является важным вопросом ремонтного производства.

Использование рациональных технологических процессов при ремонте изношенных деталей позволяет получить работоспособность не ниже, а в некоторых случаях и выше, чем у новых. При этом на восстановление, как правило, расходуется 35-60% стоимости их изготовления [ 2].

В соответствии с нормативными документами МПС разрешается восстанавливать изношенные детали подвижного состава (ПС) различными способами сварки-наплавки: ручной дуговой, автоматической под флюсом, в среде защитных газов, плазменной и др. Однако при восстановлении изношенных поверхностей наиболее ответственных деталей: резьбовой части оси колесной пары, гребней железнодорожных колес, колесных центров - разрешается использовать только сварку-наплавку под флюсом. Этот способ является наиболее эффективными и экономически выгодными. При этом стабильность процесса, защита сварочной ванны от доступа окружающей среды и качество получаемого металла во многом зависит от технологических свойств используемого флюса.

В последние годы, в связи с массовым применением автоматической наплавки под флюсом при восстановлении изношенных гребней колес (ПС) - до 140 тыс. колесных пар в год, резко возросло потребление железнодорожными предприятиями (вагонными и локомотивными депо, ремонтными заводами МПС) сварочных флюсов (до 2000 тонн в год).

Технологическая прочность наплавляемых деталей зависит от свойств флюсов в твердом и жидком состояниях. Технологические свойства флюсов в условиях реального производства можно повышать, используя разные режимы термической обработки (ТО) флюсов. Однако в различных нормативных документах приводят разные режимы ТО, и по данным ряда работ назначение их имеет противоречивый характер. Поэтому требуется проведение дополнительных исследований по обоснованию и выбору режимов ТО флюсов на основе изучения их свойств методами термического анализа. 5

Кроме того, при рассмотрении свойств флюсов-шлаков в жидком состоянии большое внимание уделяется их вязкости, и, в частности, такому параметру, как темп падения вязкости или "длина" флюса, так как от этого зависит формирование шва и качество получаемого соединения. В настоящее время оценку флюсов по этому параметру проводят лишь качественно, что приводит к необходимости получения зависимости вязкости от температуры и на ее основе определения численных значений параметров вязкости, в том числе и Эщ.

В связи с выше изложенным работа по обоснованию технологии термической обработки флюсов на основе моделирования термических процессов при их прокалке и экспериментальные исследования технологических свойств флюсов, а также по определению темпа падения вязкости в зависимости от температуры является актуальной.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ И РЕЗУЛЬТАТЫ РАБОТЫ

1. Качество сварных швов и стабильность процесса сварки-наплавки под флюсом напрямую зависит от свойств флюса. К настоящему времени разработано большое количество различных флюсов, которые отличаются по способу получения, структуре, назначению и другим параметрам. Поэтому одним из путей совершенствования различных технологий сварки-наплавки является повышение технологических свойств флюсов и в целом качества наплавленного металла, что может быть достигнуто на основе углубленного исследования изменения физических свойств флюсов в твердом и жидком состоянии в зависимости от температуры.

2. На основе численного анализа разработана методика для проведения комплекса конечноэлементных расчетов термической обработки сварочных флюсов, позволяющая оценить кинетику температурных полей в лотке при различной величине засыпки флюса, а также получить значения температур в любой точке модели. В результате проведенных расчетов установлено, что наибольшее влияние на неравномерность нагрева флюсов оказывает высота засыпки в лотках. При этом по мере увеличения высоты засыпки разница между наиболее холодными и нагретыми зонами увеличивается, что будет приводить к неравномерному распределению технологических свойств и требует нормирования высоты засыпки, температуры в печи и других факторов.

3. По мере увеличения высоты засыпки неравномерность прогрева увеличивается: максимальная скорость нагрева при высоте засыпки равной 110 мм наблюдается в первые 10-И 5 минут на открытой поверхности флюса и изменяется в пределах юн=25-*-30оС/мин. Минимальное значение сон наблюдается в центральной зоне, которая смещена к нижней части лотка. В целом сон изменяется от 2°С/мин до 30°С/мин.

4. На основе анализа физических свойств жидкости и способов их определения обоснованы требования к виду математического выражения и предложена функциональная зависимость (л = "По + Т - то )"1) вязкости флюса от следующих параметров: динамической вязкости, соответствующей жидкотекучему состоянию - т|0, температуры перехода из твердого состояния в вязкое - Т0 и коэффициент, описывающий темп падения вязкости шлака - Эщ. Которая может быть использована как для выбора флюса необходимой длины; так и для математического моделирования гидродинамических процессов в сварочной ванне.

5. По результатам статистической обработки экспериментальных данных зависимости вязкости от температуры ri(T) для наиболее распространенных в промышленности флюсов получены численные значения параметров уравнения Т0, г|0 и 8Ш. Проведенный комплексный анализ полученных значений Sm позволил определить границы групп "длины" и предложить соответствующую классификацию шлаков, а именно: "короткие" 0<8Ш<2, "средние" 2<вш<20 и "длинные" 8Ш>20.

6. По результатам термического анализа (дифференциально-термического и термогравиметрического) для флюсов АН-348А, ОСЦ-45, АН-43, АН-47 выделены характеристические температуры: максимальная температура нагрева флюса (Тфл) и минимальная допустимая температура флюса перед сваркой - наплавкой ответственных деталей (Тос)> которые имеют следующие значения: для флюса АН-348А Тфл=280±10°С, Тос=95±10°С; для флюса ОСЦ-45 Тфл=240±10°С, Тос=90±10°С; для флюса АН-47 Тфл=290±10°С Тос=95±10°С; для флюса АН-43 Тфл=250±10°С Тос=80±10°С. В зависимости от этих температур назначают режимы термической обработки флюсов в промышленности.

7. До настоящего времени существовал большой разброс в режимах термической обработки флюсов, в том числе АН-348А, что не позволяло полностью использовать технологические свойства флюсов. На основе теоретических и экспериментальных исследований для флюса АН-348А установлен наиболее рациональный режим термической обработки: Тфл=280±10°С, время достижения флюсом температуры Тфл <1,5 ч., время выдержки при температуре Тфл=1 ч, Тос=95±10°С, высота засыпки флюса 60±10 мм.

8. Наплавка гребней железнодорожных колес под слоем флюса, обработанного по рекомендуемому режиму, показала, что улучшилось формирование наплавленного валика по всей длине, поверхность наплавленного металла стала более гладкая, что свидетельствует о стабилизации процесса горения дуги, т.е. уменьшении колебания тока и напряжения на дуге, кроме того по сравнению с нетермообработанным флюсом расход снизился на 18±5%, а по сравнению с флюсом, обработанным по ГОСТ 9087 на 5-^-8%.

9. При наплавке гребней вагонных колес (сталь колесная марки 2 - 60ГС) проволокой Св-08Г2С в соответствии с ТУ (МПС РФ) по двухдуговой наплавке, гребней колес установлено, что в неперекристаллизованной зоне изменение Тос от 60°С до 120°С приводит к изменению структуры металла наплавки от игольчатого сорбита к глобулярному, что приводит к формированию более равновесной структуры по всему наплавленному металлу.

10. На базе проведенных расчетов и экспериментальных исследований разработаны рекомендации для повышения технологических свойств флюсов в условиях реального производства. Уточнены старые и предложены новые показатели в ГОСТ 9087, связанные со средой, в которой происходит ТО, режимами ТО, вязкостью шлака, так как каждый флюс имеет свои индивидуальные физические свойства. Результатами натурных испытаний качества флюсов, подвергнутых термической обработке, согласно полученным рекомендациям подтверждена работоспособность созданной методики и справедливость полученных выводов.

1. Ражковский A.A. Повышение качества и эффективности восстановления-деталей подвижного состава методом вибродуговой наплавки: Дис. канд. техн. наук. Омск, 1987, 172 с.

2. Титов А.Н. Развитие локомотивного хозяйства железнодорожного транспорта. М.: Транспорт, 1986, 35 с.

3. Вайнерман А.Е., Шоршоров М.Х., Веселков В.Д. и др. Плазменная наплавка металлов. Л.: Машиностроение, 1969, 306 с,

4. Инструкция по сварочным и наплавочным работам при ремонте тепловозов, электровозов, электропоездов и дизель поездов (МПС ЦТ-336). М.: Транспорт, 1996, 457 с.

5. Классификация неисправностей вагонных колесных пар и их элементов. -М.: Транспорт, 1978, 30 с.

6. Лыскж B.C. Причины и механизм схода колеса с рельса. Проблемы износа колес и рельсов. М.: Транспорт, 1997, 188 с.

7. Богданова E.H. Повышение ресурса пары трения колесо-рельс на основе совершенствования конструктивных и технологических параметров: Автореф. дисс. канд. техн. наук: 05.02.02., 22 с.

8. Технологический процесс и организация ремонта колесных пар в вагонных мастерских и вагонных депо.- М.: Транспорт, 1977, 32 с.

9. Восстановление автоматической наплавкой изношенных гребней локомотивных и вагонных колес. Технологическая инструкция ЦТ и ЦВ МПС, ВНИИЖТ. -М.: ВНИИЖТ, 1992г, 15с.

10. Грузовые вагоны железных дорог колеи 1520 мм. Руководство по капитальному ремонту. - М.: Транспорт, 1993, 110 с.

11. Браун Э.Д.,Евдокимов Ю.А.,Чичинадзе A.B. Моделирование трения и изнашивания в машинах. М.: Машиностроение, 1982, 191с.

12. Повышение прочности и надежности колесных пар. Отчет ВНИИЖТ N81031624. - 1981

13. Павлов Н.В., Клещев С.Н., Горстко Л.Г. и др. Возможности применения флюса АНЦ-1 на железнодорожном транспорте.\ Сварочное производство.- 1992, № 2, С.17-19.

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

15. Аскинази Б.М. Упрочнение и восстановление деталей машин электромеханической обработкой. М.: Машиностроение, 1989, 198 с.

16. Петров С.Ю. Пути совершенствования ГОСТ 9087 "Флюсы сварочные плавленные" / Моск. гос. ун-т путей сообщ. (МИИТ). Деп. в ЦНИИТЭИ МПС N 6243 ж.д. 99, - М., 1999, 24 с.

17. Петров Г.Л. Сварочные материалы. Л.: Машиностроение, 1972, 280 с.

18. Подгаецкий В.В. Опыт применения флюсов и проволок для сварки конструкционных сталей.\ Автоматическая сварка. 1981, №1, С. 39-41.

19. Автоматическая сварка под флюсом. Под ред. Е.О.Патона, В.В. Шевер-ницкого, Б.И. Медовара. - М.: Машгиз, 1948, 344 с.

20. Иванов Б.А., Дятлов В.И., Патон Е.О. Скоростная автоматическая сварка под слоем флюса. Свердловск: УПИ, 1942, 255 с.

21. Теоретические основы сварки. Под ред. Фролова В.В. М.: Высшая школа, 1979, 592 с.

22. Потапов H.H. Основы выбора флюсов при сварке сталей. М, Машиностроение, 1979, 169 с.

23. Шляпин В.Б., Емельянов Н.П., Крайчик М.М. Ремонт сваркой узлов и деталей железнодорожного подвижного состава. М.: Транспорт, 1975, 296с.

24. Фрумин И.И., Подгаецкий В.В. Поверхностное натяжение сварочных флюсов.\ Автоматическая сварка.- 1956, № 2, с. 44-50.

25. Подгаецкий В.В., Кузьменко В.Г. Сварочные шлаки: Справочное пособие. Киев: Наукова думка, 1988, 255 с.

26. Подгаецкий В.В. Влияние флюса на формирование сварного шваД Автоматическая сварка. 1951, №2, С. 26-43.

27. Пщгаецкий В.В., Пори, включения i трщини в зварних швах. Киев: Тех-нка, 1970, 236 с.

28. Латаш Ю.В., Медовар Б.И. О газопроницаемости сварочных шлаков при электрошлаковом процессеД Автоматическая сварка. 1959, № 3, с. 45-50.

29. Медовар Б.И., Латаш Ю.В. Влияние водорода и кислорода на образование пор при сварке стабильно-аустенитных сталей и никеляД Автоматическая сварка. 1957, № 1, С. 14-30.

30. Атлас шлаков. Под ред. И.С. Куликова. - М.: Металлургия, 1985, 206 с.

31. Кожевников И.Ю., Куликов И.С. К теории металлургических шлаков. -Изв. АН СССР. Отд-ние техн. наук. 1957, № 11, С. 196-198.

32. Есин О.А.,Гельд П.В. Физическая химия пирометаллургических процессов.-2-е изд. М.: Металлургия, 1966, ч. 2, 703 с.

33. Есин O.A. Природа расплавленных металлургических шлаковД Журн. всесоюз. хим. о-ва им. Д.И. Менделеева. 1971, №5. С. 504-514.

34. Есин O.A. Срывалин И.Т., Лепинских Б.М. Применение различных моделей теории растворов к расплавленным солевым системам. Физическая химия и электрохимия расплавленных солей и шлаков. - Киев: Наукова думка, 1968, ч. 1, с. 4-12.

35. Новохатский И.А., Есин O.A., Чучмарев С.К. Диффузия й растворимость водорода в расплавленных шлаках. Физико-химические основы производства стали. - М.: Наука, 1964, с. 121-129.

36. Подгаецкий В.В., Люборец И.И. Сварочные флюсы. Киев: Технка, 1984, 167 с.

37. Кузьменко В.Г., Зацерковная Т.Н., и др. Влияние высокотемпературной прокалки на свойства флюсовД Автоматическая сварка. 1989, №12, С. 15-17.

38. Эйтель В. Физическая химия силикатов. М.: Изд-во иностр. лит-ры, 1962, 1055 с.

39. Венгжин Я., Хухро Э., Крашевский С., Флюсы для сварки труб, применяемые в Польше. Свароные флюсы и шлаки: Тез. докл. междунар. семинара. Никополь, сент. 1974 г. - Киев: Наук, думка, 1974, с. 57-68.

40. Воропай Н.М., Бельфор Л.М., Фетисова Т.Я., Вязкость и электропроводность сварочных шлаков системы ТЮ2 CaF2 - МдОД Автоматическая сварка. -1988, № 11, С. 20-24.

41. Кирьяков В.М., Бондаренко Т.П., Клапатюк A.B. Физико-химические свойства керамических сварочных флюсов системы CaF2-Al203.\ Автоматическая сварка. 1993, № 11, С. 28-32.

42. Косенко A.A., Чигарев В.В., Косенко В.А. Ускоренная методика определения пригодности флюсов для сварки горизонтальных швов.\ Автоматическая сварка. 1996, №8, С 56-57.

43. Кузьменко В.Г. Гончаров А.И. Особенности образования шлаковой корки при дуговой сварке под флюсомД Автоматическая сварка. 1997, № 12, С. 7-13.

44. Касаткин Б.С., Вахнин Ю.Н., Царюк А.К. и др. Влияние общего содержания водорода во флюсе АН-17М на концентрацию диффузионного водорода в наплавленном металлеД Автоматическая сварка. 1988, № 2, С. 14-16.

45. Кирьяков В.М. Снижение содержания водорода в металле шва при сварке под керамическим флюсом системы CaF2-AI203.\ Автоматическая сварка. -1995, № 6, С. 17-20.

46. Кузьменко В.Г., Определение температурного интервала плавления сварочных флюсов по данным их электротермического анализаД Автоматическая сварка. 1992, № 9-10, С. 34-41.

47. Мищенко Д.Д., Кузьменко В.Г., Токарев B.C. Исследование влагоудержи-вающей способности шламов, образующихся при выплавке сварочных флюсовД Автоматическая сварка. 1996, №10, С. 41-44.

48. Boniszewski T., Weld F. Formulation of the basic flux coating for an experimental 2Cr: Mo electrode. Metal Construction and British Welding Journal. -1971, №1.

49. B.B. Ветер, H.A. Белкин, В.И. Безуклов и др. Способ прокалки флюса. -Патенты в области сварочного производстваД Автоматическая сварка. 1999, №1, С.58-59.

50. Frohberg M. G., Rapoor M.L. The application of a new Basicity index to metallyrgicai reactions. Arch. Eisennittenwes. - 1971, №4, P. 182-189.

51. Аппен А. А. Химия стекла. Л.: Химия, 1974, 350 с.

52. Походня И.К. Газы в сварных швах. М.: Машиностроение, 1972, 256 с.

53. Tsuboi J., Terashima H. The behaviour of hydrogen in arc welding. J. Jap. Weld. Soc. - 1973.-42, № 6, P. 544-553.

54. Морозов A.H. Водород и азот в стали. M.: Металлургия, 1968, 279 с.

55. Козлов P.A. Сварка теплоустойчивых сталей. Л.: Машиностроение, 1985, 160 с.

56. Фролов В.В. Поведение водорода при сварке плавлением. М., Машиностроение, 1966, 283 с.

57. Санников В.И., Ковальский В.Н., Казаков Л.А. и др. Влияние флюса и условий охлаждения шва на ударную вязкость сварного соединения стали 09Г2СД Автоматическая сварка. 1981, №3, С. 48-49.

58. Касаткин Б.С., Мусияченко В.Ф. Низколегированные стали высокой прочности для сварных конструкций. Киев: Техника, 1970, 223 с.

59. Дериватограф системы Ф. Паулик, Й. Паулик и Л. Эрдеи., Теоретические основы. Будапешт.: Венгерский Оптический Завод, 1974, 146 с.

60. Кабанец А.Н, Зусин В.Я., Силантьева С.А. Пути снижения концентрации водорода при наплавке антифрикционных алюминиевых сплавов порошковыми электродами Д Сварочное производство. 1985, № 2, С. 36-38.

61. Карслоу Г. Егер Д. Теплопроводность твердых тел. М.: Наука, 1964, 487 с.

62. Кузьменко В.Г. Особенности нагрева флюса при дуговой сварке в зависимости от ее скорости и рода токаД Автоматическая сварка. 1980, №8, С.34-35.

63. Becker G.,Rink L.,Hesse G. Warmebilanzen von UP-Schwei MnO-haltigen Schweisspulvern und Eigenschaften dieser Pulver. ZIS-Mitt. - 1965, №2, P. 236-257.

64. Колякин Н.И., Яровинский Jl.M. Тепловые характеристики дуги при различных способах сварки плавлен иемД Автоматическая сварка. -1970, № 12, С.4-6.

65. Разиков М.И., Подногин А.К. Структура и менералогический состав шлаковых корок флюсов АН-348, ОСЦ-45 и Б.\ Автоматическая сварка. 1952, № 6 С. 41-47.

66. Разиков М.И О превращениях в сварочных шлаках и флюсов АН-348, ОСЦ-45 и БД Автоматическая сварка. 1953, № 1, С. 34-39.

67. Миснар А. Теплопроводность твердых тел, жидкостей, газов и их композиций. М.: Мир, 1968, 463 с.

68. Кузменко В.Г. Экспериментальное определение размеров шлаковой и металлической ванн при сварке под флюсом Д Автоматическая сварка. 1990, №3, С.13-15.

69. Шипулин А.П. Улучшение технологии сварки бронзы Бр.Х 0,8 под флюсомД Сварочное производство. 1972, № 2, С. 21-22.

70. Березовский Б.М. Смачивание и растекание сварочной ванны на поверхности металлаД Автоматическая сварка. 1983, N10, С. 31-34.

71. Лашутина Н.Г., Макашова О.В., Медведев P.M. Техническая термодинамика с основами теплопередачи и гидравлики. Л.: Машиностроение, 1988, 336 с.

72. Р.Финн, Равновесные капилярные повехности. М.: Мир, 1989, 312 с .

73. Березовский Б.М. Математическое моделирование формирования горизонтальных швов на наклонной плоскостиД Автоматическая сварка.- 1988, N1, С. 6-31.

74. Б.М. Березовский, И.В.Суздалев, О.А.Бакши и др. Математическое моделирование и оптимизация процесса формирования горизонтальных швов на вертикальной плоскостиД Автоматическая сварка. 1983, N3, С. 21-24.

75. Акулов А.И., Бельчук Г.А., Демянцевич В.П. Технология и оборудование сварки плавлением. М.: Машиностроение, 1977, 432 с.

76. Сергацкий Г.И., Дубовецкий С.В. Системы разомкнутого управления формированием шва при дуговой сварке: ОбзорД Автоматическая сварка. 1986, N6, С. 37-48.

77. Березовский Б.М., Суздалев И.В. Расчет глубины кратера сварочной ванны при дуговой сварке. Вопросы судостроения.: Серия "Сварка", вып. 39, 1985, С. 43-48

78. Influence of arc pressure on weld pool geometry. Lin M.L., Eagar T.W. "Weld.J.". 1985, 64, N6, P. 163-169.

79. Патон Б.Е., Лесков Г.И., Нестеренко B.M. Динамические модели каналов проплавления при электроннолучевой сварке.\ Автоматическая сварка. 1988, №1, С. 1-6.

80. Беляев Н.М. Основы теплопередачи: Учебник. Киев: Выща школа. Головное изд-во, 1989, 343 с.

81. Матяш В.И., Кузнецов В.Д., Шапьда Л.М. и др. Описание движения расплава ванны при импульсно-дуговой сварке в продольном реверсируемом магнитном полеД Автоматическая сварка. 1983, № 12, С. 25-29.

82. Шлихтинг Г. Теория пограничного слоя. М.: Наука, 1974, 711 с.

83. Павлов И.В., Антонец Д.П., Готальский Ю.Н. К вопросу о механизме образования переходного слоя в зоне сплавления разнородных ста-лейДАвтоматическая сварка. 1980, №7, С. 5-7.

84. Размышляев А.Д. Гидродинамические параметры пленки жидкого металла на передней стенке кратера ванны при дуговой сваркеД Автоматическая сварка. 1982, №1, С. 20-25.

85. Демченко В.Ф., Цыкуленко А.К., Барышев А.Н. Численное моделирование движения и нагрева макрохолодильников в шлаковой ваннеД Автоматическая сварка. 1984, № 9, С. 24-28.

86. А.С. 1589134 А1 СССР, М.Кп3 G 01 N 11/00. Устройство для определения вязкости жидких металлов. В.Н. Гладкий, Н.Т. Шевелев. - № 4453490/24-25. Опубл. в Б.И. 1990, № 32.

87. А.С. 284420 СССР, М.Кп3 G 01 N 11/00. Вискозиметр с арретирующим устройством. И.Н. Сысоев, А.И. Китаин, Б.Е. Романов, Л.В. Исаева. -№ 1381985/26-25. Опубл. в Б.И. 1970, № 32.

88. А.С. 212616 СССР, М.Кп3 G 01 N 29/08. Автоматический ультазвуковой вискозиметр. А.В. Май, И.Н.Коган, Л.И. Менее. - № 1126795/26-25. Опубл. в Б.И. 1968, № 9.

89. A.C. 1520412 A1 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Способ измерения вязкости жидкости. Э.М. Керн, B.C. Литвинов, H.A. Ватолин и др. - № 4334471/23-25. Опубл. в Б.И. 1989, № 41.

90. A.C. 238875 СССР, М.Кл3 G 01 N 29/08. Акустический вискозиметр. -Н.П. Зорин, В.А. Гречишкин, В.Н. Крутин и др. № 1111915/26-25. Опубл. в Б.И. 1969, № 10.

91. A.C. 158725 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Способ определения вязкости. -В.В. Патуроев. № 778309/23-4. Опубл. в Б.И. 1963, № 22.

92. A.C. 798548 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Устройство для измерения вязкости. М.В. Кулоков, А.Н. Дубовец, Б.Г. Лях. - № 2758498/18-25. Опубл. в Б.И. 1981, № 3.

93. A.C. 842480 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Устройство для измерения вязкости. В.И. Лаптев, Б.Н. Прохоров. - № 2803806/18-25. Опубл. в Б.И. 1981, № 24.

94. A.C. 514484 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Устройство для контроля вязкости стекломассы. A.A. Бялик, Б.И. Покрасс. - № 2092735/33. Опубл. в Б.И. 1979, № 18.

95. A.C. 525006 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Барботажный вискозиметр. -В.И. Лаптев. № 2107954/25. Опубл. в Б.И. 1976, № 30.

96. A.C. 500470 СССР, М.Кл3 G 01 N 11/00. Вискозиметр. В.И. Лаптев. - № 2034637/26-25. Опубл. в Б.И. 1976, № 3.

97. Погодин-Алексеев Г.И. Теория сварочных процессов. М.: Государственное научно-техническое издательство машиностроительной литературы, 1950, 416 с.

98. Райхмист Р.Б. Графики функций: Справочное пособие для вузов. М.: Высшая школа, 1991, 160 с.

99. Якобашвили С.Б. Поверхностные свойства сварочных флюсов и шлаков. Киев.: Техшка, 1970, 208 с.

100. Плис Г.В. Разработка методики использования удельной энергии деформации для оценки прочности и анализа геометрии сварных соединений. Дис. . канд. техн. наук: 05.03.06.- М„ 1993, 209 с.

101. СегерлиндЛ. Применение метода конечных элементов. М.: Мир, 1979,392 с.

102. Зенкевич О., Морган К. Конечные элементы и аппроксимация. М.: Мир, 1986, 318 с.

103. Петров С.Ю., Голофаев А.Н. Пакет прикладных программ "PSTEM". -Информ. листок. ЦНТИ, Ворошиловград. - 1985, № 218, 85 с.

104. Физические величины. Справочник. А.М.Братковский и др.; - Под ред. И.С.Григорьева, Е.З.Мейлихова. - М.: Энергоатомиздат, 1991, 1232 с.

105. Марочник сталей и сплавовю Под ред. Сорокина В.Г. - Машиностроение, 1989, 640 с.

106. Исаченко В.П., Осипова В.А., Сукомел A.C. Теплопередача. М.: Энер-гоиздат, 1975, 416 с.

107. Практическое руководство по термографии. Казань, Изд-во Казанского университета, 1976, 222 с.

108. Ю.Н. Тюрин, A.A. Макаров Анализ данных на компьютере. Под ред. В.Э. Фролова. - М.: "Финансы и статистика", 1995 г, 384 с.

109. Кудрявцев Е.М. Исследование операций в задачах, алгоритмах и программах. М.: Радио и связь, 1984, 184 с.

110. MATHCAD 6.0 PLUS. Финансовые, инженерные и научные расчеты в среде Windows 95. Перев. с англ. - М.: Информационно-издательский дом "Филин", 1996, 712 с.

111. Петров С.Ю., Тимакова Е.А. Классификация сварочных шлаков по изменению вязкости от температуры \ Сварочное производство. № 8, 1998, С. 21-23.

112. Петров С.Ю., Тимакова Е.А. Способ оценки свойств сварочных флюсов. Положительное решение на патент № 97118293/02.