автореферат диссертации по обработке конструкционных материалов в машиностроении, 05.03.06, диссертация на тему:Повышение технологических свойств дуги при сварке неплавящимся электродом в инертных газах

На правах рукописи

Лапин Игорь Евгеньевич

ПОВЫШЕНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ДУГИ ПРИ СВАРКЕ НЕПЛАВЯЩИМСЯ ЭЛЕКТРОДОМ В ИНЕРТНЫХ ГАЗАХ

Специальность 05.03.06 - Технологии и машины сварочного производства

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Волгоград, 2004

Работа выполнена на кафедре сварочного производства Волгоградского государственного технического университета

Научный консультант. доктор технических наук, профессор

ЛЫСАК Владимир Ильич Официальные оппоненты доктор технических наук, профессор

ФРОЛОВ Вадим Анатольевич доктор технических наук, профессор СИДОРОВ Владимир Петрович доктор технических наук, профессор ВАРУХА Евгений Николаевич Ведущее предприятие. ЗАО ЗЭМ РКК «Энергия» им. СП. Ко-

ролева, г. Королев Московской области

Защита состоится 18 ноября 2004 г. в 10 00 часов на заседании диссертационного совета Д 212.028 02 при Волгоградском государственном техническом университете (ВолгГТУ) по адресу 400131, г Волгоград, пр Ленина, 28, ауд 209 С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ВолгГТУ.

Автореферат разослан 15 октября 2004 г.

Ученый секретарь у

диссертационного совета Кузьмин С В

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы Основными критериями выбора способов сварки при разработке новых конструкций и процессов являются их технологические возможности и простота реализации При оценке применимости различных способов дуговой сварки для выполнения конкретного соединения на первый план выдвигаются технологические свойства дуги, включающие множество показателей' производительность сварки, качество формирования шва, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов, механические и эксплуатационные свойства получаемых соединений и многие другие В свою очередь, технологические свойства сварочных дуг определяются их электрофизическими особенностями в двух основных аспектах - свойствами дугового разряда, как такового и взаимодействием его со свариваемым металлом и электродным материалом Зная основные закономерности влияния электрофизических параметров дугового разряда на его сварочно-технологические свойства, можно целенаправленно и эффективно воздействовать на процесс сварки, оптимизируя его для достижения требуемых результатов.

Взаимосвязь электрофизических особенностей горения и технологических свойств у дуги с неплавящимся электродом прослеживается наиболее явно В отличие от дуги с плавящимся электродом отсутствует влияние на свойства разряда процессов плавления и переноса электродного материала, взаимодействия металла с защитной средой, стабильности работы систем регулирования тока и напряжения, формирующих свойства шлаков и тд. Во многом это определяет и преимущества процесса сварки неплавящимся электродом, делающие его наиболее распространенным при изготовлении конструкций ответственного назначения. Преимущества эти вполне определенны, однако проявляются лишь в конкретных технологических процессах и условиях сварки Так, отличаясь в целом хорошим формированием швов, сварка не-плавящимся электродом толстостенных конструкций на токах свыше 300-400А затруднена из-за высокого давления дуги и нарушения стабильности течения металла сварочной ванны, что существенно снижает производительность процесса

Одной из проблем, присущих сварке неплавящимся электродом, является низкое качество формирования швов при сварке тонколистовых металлов, проявляющееся в несплавлении кромок, образовании прожогов, провисании сварных швов, высоких значениях коэффициента формы шва и др. Причина этих дефектов заключается

^ РОС НАЦИОНАЛЬНАЯ Г

БИБЛИОТЕКА^, {

ся 08

1МН|/1ии I

3

устойчивости малоамперной дуги, наблюдаемой при сварке как на постоянном, так и переменном токе

Технологические свойства сварочной дуги и, как следствие, результаты сварки существенно зависят от конструкции неплавящегося электрода и, прежде всего, его рабочего участка Эта зависимость, а также стремление к увеличению срока службы электродов послужили причиной того, что с 1942 года, когда впервые в США неплавящиеся вольфрамовые электроды были применены для дуговой сварки в аргоне, разработано множество их конструкций, основной среди которых до сих пор остается вольфрамовый пруток с рабочим участком, имеющим форму конуса или полусферы Продолжающийся поиск новых технических решений свидетельствует о том, что традиционная конструкция электродов не всегда удовлетворяет технологическим требованиям, предъявляемым к ним, а тот факт, что она по-прежнему является преобладающей - об актуальности этого поиска и в настоящее время

Широкие возможности для повышения технологических свойств дуги переменного тока предоставляет процесс сварки асимметричными разнопо-лярными импульсами прямоугольной формы Однако в настоящее время отечественной промышленностью лишь осваивается выпуск инверторных источников питания для сварки на переменном токе, что делает актуальными как поиск новых технических решений в этом направлении, так и исследование свойств и технологических возможностей дуги переменного тока с прямоугольной формой импульсов

Работа выполнена при поддержке гранта Президента РФ (2003-04гг) Отдельные разделы работы включались в научно-технические программы Минобразования РФ «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники» (2003-04гг), сводные планы и перечни научно-исследовательских, проектно-конструкторских и технологических работ по сварочной науке и технике (1987-92гг), одобренные объединенной сессией научного совета по проблеме «Новые процессы сварки и сварные конструкции» ГКНТ и координационным советом по сварке

Цель работы: Создание научно обоснованных процессов сварки, разработка нового сварочного оборудования и конструкций неплавящихся электродов, обеспечивающих повышение технологических свойств дуги в инертных газах

Научная новизна работы: Новым научным положением работы, развивающим физические основы управления свойствами сварочной дуги с непла-вящимся электродом, является установление возможности и определение условий существования разряда с диффузным катодным пятном (ДКП) в гелии и 4

его смесях с аргоном, в том числе в импульсах прямой полярности при сварке на переменном токе. При этом стойкость неплавящихся электродов не уступает их стойкости при сварке в чистом аргоне, а эффективность нагрева металла характеризуется наличием термодинамического минимума, обусловленного ростом эффективной мощности дуги при увеличении концентрации гелия, с одной стороны, и снижением ее силового воздействия, - с другой. Взаимовлияние этих факторов обуславливает повышение проплавляющей способности дуги при концентрациях гелия более 25-30% и обеспечивает улучшение формирования швов при сварке на высоких значениях погонной энергии при концентрациях гелия более 50%.

В рамках экспериментальных исследований и математического моделирования выявлены условия горения дуги с ДКП, определяемые взаимосвязью конструкции неплавящихся электродов, их материала, теплового баланса и параметров режима сварки. Установлена решающая роль в формировании ДКП эмиссионного охлаждения рабочего участка электрода и джоулева тепловыделения, требуемый уровень которого обеспечивается при плотностях тока в рабочей зоне менее 45-50А/мм2, когда тепловыделение на омическом сопротивлении достигает или превышает уровень энергии, отводимой теплопроводностью.

Впервые установлено, что высокая проплавляющая способность дуги переменного тока с прямоугольной формой импульсов (ПФИ) обусловлена мощным газодинамическим воздействием ее на сварочную ванну, связанным с резким изменением давления дуги при смене полярности. При этом выявлены характерные особенности дуги ПФИ, заключающиеся в.

• падении напряжения дуги в импульсах прямой полярности до аномально низких значений 3.5-5В при показателях коэффициента асимметрии по длительности импульсов

• увеличении проплавляющей способности дуги при использовании электродов с конической заточкой в диапазоне за счет сжатия катодного пятна в импульсах тока прямой полярности;

• росте устойчивости малоамперной дуги при повышении частоты переменного тока и уменьшении к'л , связанном с повышением пространственной стабильности катодного пятна в импульсах обратной полярности.

Экспериментально доказано, что длительность переходных процессов при повторных возбуждениях дуги в импульсах обратной полярности снижается с увеличением скорости нарастания напряжения на стадии диффузного

5

тлеющего разряда в диапазоне от 0 до 130 В.

На основе исследования энергетических параметров катодных процессов определены условия устойчивости малоамперной дуги постоянного тока и показана эффективность применения для сварки ультратонких неплавящихся электродов, обеспечивающих диффузную привязку катодного пятна при плотностях тока, достигающих 225А/мм2. Установлено, что интенсивность образования наростов и «короны» на неплавящихся электродах, обусловленного конденсацией паров свариваемого металла и вольфрама, увеличивается с ростом градиента температур на рабочем участке и снижается при переходе к дуге с ДКП.

Практическая ценность: На основе исследований электрофизических и технологических характеристик дуги в инертных газах и их смесях разработаны пути и средства повышения стойкости неплавящихся электродов, улучшения формирования сварных швов, увеличения проплавляющей способности дуги и производительности сварки конструкций из высоколегированных сталей и цветных металлов. Созданы технологические рекомендации и соответствующее программное обеспечение, нацеленные на оптимизацию свойств дуги при решении конкретных задач в области сварки неплавящимся электродом.

Разработаны и реализованы методы повышения устойчивости малоамперной дуги постоянного и переменного тока, обеспечивающие качественное формирование сварных швов при сварке неплавящимся электродом тонколистовых металлов.

Разработан комплекс высокоэффективного сварочного оборудования и материалов, включающий новые конструкции сварочных источников питания, горелок, неплавящихся электродов, а также новых способов сварки в инертных газах.

На основе новых технических и технологических решений разработаны высокоэффективные процессы сварки и наплавки неплавящимся электродом, внедренные на РКК «Энергия» им. СП. Королева (г.Королев, Московской обл.); ФГУП ПО «Баррикады» (г.Волгоград); ОАО «Славянка» (г.Волгоград); ПО «Волгоградэлектротранс»; Приволжской дистанции электроснабжения железной дороги; ОАО «Камышинские электрические сети» (ф-л «Волгоград-энерго»); ОАО МЗ «Красный Октябрь» (г.Волгоград); Волжском научно-техническом комплексе (г.Волжский). Суммарный экономический эффект от внедрения новых разработок составил 2.48 млн. рублей. Доля автора во внедренных разработках 60%.

В работе применялись методы физического и математического моделирования, микрорентгеноспектрального и рентгеноструктурного анализа 6

(МГТУ им. Н.Э. Баумана), рентгенографии (ВНИИПТхимнефтеаппаратуры), оптической пирометрии, зондирования дуги, электронного осциллографиро-вания, цифровой видео- и фотосъемки, калориметрии, металлографических исследований и механических испытаний сварных соединений.

Основные положения, выносимые на защиту:

- математические модели нагрева неплавящихся электродов и теоретические положения о взаимосвязи физических условий горения дуги с ее технологическими свойствами;

- результаты исследований физической и пространственной устойчивость малоамперных дуг постоянного и переменного тока, методы и средства ее повышения;

- закономерности тепловых условий работы неплавящихся электродов при сварке в аргоне, гелии и их смесях, принципы конструирования и прогнозирования технологических свойств электродов, рекомендации по их выбору для основных технологических процессов сварки,

- основные взаимосвязи энергетических и технологических характеристик дуги в инертных газах с параметрами ее горения и конструкциями непла-вящихся электродов;

- комплекс оборудования и технологических процессов сварки неплавя-щимся электродом для различных отраслей промышленности.

Материалы диссертации опубликованы в 65 научных работах, в том числе монографии, 14 статьях в центральных журналах, 8 патентах и авторских свидетельствах, 10 статьях в сборниках докладов.

Работа прошла апробацию на 23 конференциях различного уровня, в том числе, научно - технической конференции «100-летие изобретения сварки по методу Н Г. Славянова», Пермь, 1988 г., научном семинаре «Достижения и перспективы развития сварочного производства», Москва, 1988г, международной научно-технической конференции «Современные проблемы сварочной науки и техники», Ростов-на-Дону, 1993г, Научно-технической конференции «Славяновские чтения Сварка-ХХ век», Липецк, 1999г., научно - технической конференции «Сварка-контроль», Челябинск, 2000г., международной научно-технической конференции «Новые материалы и технологии на рубеже веков», Пенза, 2000г., всероссийской конференции «Перспективные пути развития сварки и контроля», Воронеж, 2001г., научно-технической конференции «Современные материалы и технологии-2002», Пенза, 2002г., всероссийской научно-технической конференции «Аэрокосмическая техника и высокие технологии-2002», Пермь, 2002г., научно-технической конференции «Сварка на рубеже веков», Москва, 2003г., всероссийской научно-технической конференции «Технология, оборудование и подготовка кадров в сварочном производстве», Москва, 2003г и др

Структура и объем работы Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, списка литературы и приложений, изложена на 373 листах машинописного текста, содержит 254 рисунка и 24 таблицы Список литературы включает 306 наименований

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Проблемы и перспективы дуговой сварки неплавящимся электродом

Процессы в приэлектродных областях электрической дуги в значительной мере определяют ее свойства особенности возбуждения и развития разряда, физическую и пространственную устойчивость, энергетические и технологические характеристики Особую значимость для сварочной дуги имеют процессы, протекающие в катодной области, определяющие не только возможность существования разряда, но и применимость в конкретных условиях сварки (Лесков Г И ,Дудко ДА, Гвоздецкий ВС) В Финкельбург и Г Меккер подразделяют три типа дуг без катодного пятна (или с ДКП), с сосредоточенным (контрагированным) и хаотически перемещающимся катодным пятном Для сварочной дуги с неплавящимся электродом в зависимости от условий ее горения характерны все три типа разряда Косовичем В А и Седых В С показано, что физические и технологические свойства дуги, в частности, ее устойчивость и силовое воздействие на сварочную ванну, зависят от режима горения и в значительной мере определяются конструкцией электродов Применительно к условиям сварки тонколистовых металлов глубокие исследования выполнены Фроловым В А, Петровым А В, Славиным ГА

Потеря формы рабочего участка электрода отражается в первую очередь на устойчивости малоамперной дуги В этих условиях основными причинами нарушения геометрии рабочего участка выступают образование так называемой «короны» и наростов (Быховский Д Г, Эсибян Э М) Федоренко ГА и Шведиков В М связывают формирование «короны» с наличием тороидального вихря плазмы аргона, Шубин ВИ отмечает влияние на этот процесс формы рабочего участка электрода Прилуцкий В П, и Мечев В С установили, что образование наростов имеет место лишь при наличии ванны расплавленного металла, в противном случае образуется «корона» Букаров В А и Ищенко Ю С впервые отмечают локализацию образования наростов и предполагают существенное влияние материала анода на процессы, происходящие в этой зоне

Столбов В И, Потехин ВП, Казаков ЮВ , изучая вопросы управляемости и проплавляющей способности сварочной дуги, разделяют в ней газо-

кинетическую и электродинамическую составляющие теплового потока с различным коэффициентом сосредоточенности, с особенностями взаимодействия которых связывается нарушение формирования сварных швов Аналогичная трактовка проблемы применительно к малоамперной дуге предложена Ковалевым ИМ, считающим отставание и скачкообразное перемещение анодного пятна следствием взаимодействия катодного и анодного плазменных потоков, накладывающим жесткие ограничения на максимальную скорость сварки

Несмотря на видимые достижения, определенные успехи в области дуговой сварки металлов толщиной менее 0,5мм наблюдаются лишь при использовании микроплазмы (Погребицкий Д М, Шнайдер Б И, Дудко Д А ) Основным недостатком этого процесса Степанов В В и Нечаев В И видят высокое давление дуги и чрезвычайно жесткие требования к точности сборки

Существенный вклад в развитие исследований, связанных с возбуждением сварочной дуги, внесен Лукьяновым В Ф, Варухой Е Н При сварке малоамперной дугой переменного тока Короткова ГМ считает основной проблемой низкую стабильность повторных возбуждений дуги при смене полярности, обусловленную резким снижением проводимости дугового промежутка, из-за чего работа импульсных стабилизаторов оказывается неэффективной Сдерживающим фактором в развитии технологий аргонодуговой сварки тонколистового алюминия на переменном токе является низкая пространственная стабильность разряда, обусловленная интенсивным блужданием катодного пятна по свариваемой поверхности в полупериод обратной полярности {Киселев А С) Работами Столбова В И и Сидорова В П показано, что устойчивость повторных возбуждений существенно повышается при использовании сжатой трехфазной дуги, где решающую роль играет ионизирующее и стабилизирующее воздействие плазмы межэлектродной дуги Сравнительно недавно разработан способ аргонодуговой сварки, при котором в дуге отсутствует токовая и временная симметрия (Ищенко А Я, Рабкин Д М, Руссо В Ли дp) Развитием этого варианта можно считать сварку дугой переменного тока с прямоугольной формой импульсов {Илюшенко Р В, Покляцкий А Г, Kyselica S, Tomsic M, Barhorst S, Nunes A, Craig E) Этот способ повышает технологический потенциал аргонодуговой сварки вольфрамовым электродом алюминия и его сплавов, давая возможность раздельного управления длительностью импульсов тока прямой и обратной полярности (Чаюн А Г, Легостаев В А ) По данным Ищенко А Я стойкость вольфрамовых электродов с дугой переменного тока существенно увеличивается в случае преобладания доли импульсов прямой полярности Этот факт открывает реальные перспективы

для увеличения плотности тока на электроде и проплавляющей способности дуги при сварке алюминиевых сплавов

Известные к настоящему времени способы увеличения производительности аргонодуговой сварки можно разделить на две группы К первой из них относятся способы, основанные на увеличении концентрации энергии в пятне нагрева, способы второй группы предполагают увеличение погонной энергии или сохранение неизменной ее величины при сварке на повышенных скоростях Однако реализация этой возможности на практике не всегда возможна, поскольку верхний предел допустимых токов ограничен сравнительно невысокими значениями из-за нарушения формирования швов Суть этих нарушений сводится к появлению подрезов, раковин, бугров и газовых полостей (Букаров В А, Tahao T)

Возникновение подрезов объясняется чрезмерным силовым воздействием дуги на сварочную ванну, в результате которого жидкий металл из головной части ванны оттесняется в хвостовую, преимущественно прилегающую к оси шва зону, где он кристаллизуется, не успев равномерно растечься по ширине шва (Ерохин А А ) Патон Б Е указывает, что равновесие жидкого металла в ванне и нормальное формирование швов достигается при превышении давления жидкого метала ванны над давлением дуги в результате изменения толщины слоя расплава под дугой С увеличением скорости сварки и тока дуги давление последней начинает превосходить давление жидкого металла, что приводит к появлению подрезов Ищенко Ю С отмечает влияние конструкции электрода на формирование швов, однако информация о влиянии угла заточки на давление дуги и ее проплавляющую способность носит противоречивый характер по одним данным (Savage W, Strunk S) с ростом угла заточки глубина проплавления увеличивается, в то время как по другим (Иванова О Н, Букаров В А, Ерохин А А ) - эта зависимость имеет обратный характер

Нарушение формирования швов Селянинков В Н связывает с острым профилем распределения газодинамического давления, создающего сильный подпор на оси ванны Поскольку распределение давления дуги на сварочную ванну подчиняется закону Гаусса, в большинстве случаев снижение пика давления дуги на ее поверхности означает уменьшение и общего силового воздействия дуги По данным Суздалева И В, Кудоярова Б В, Кшапраа V высокое пиковое значение давления дуги на сварочную ванну является также причиной образования бугров, раковин и газовых полостей

Силовое воздействие дуги на сварочную ванну, зависит от конструкции неплавящегося электрода В литературе имеются сведения об электродах, 10

форма рабочего участка которых ориентирована на оптимизацию силового и теплового воздействия дуги на сварочную ванну (Косович В.А, Trattner H, Frank С. и др.). Конструкция их полностью решает проблему, связанную с влиянием угла заточки и величины притупления на глубину и форму проплавления, а пространственная устойчивость сварочной дуги обеспечивается за счет высокой плотности тока на рабочем участке. Реализация режима горения дуги с ДКП обуславливает как снижение пикового давления дуги, так и потерь электродного материала. Изменение характера распределения давления дуги на металл к более равномерному позволяет выполнять сварку на весьма высоких значениях сварочного тока и скорости, обеспечивая хорошее формирование швов. Низкое газодинамическое воздействие дуги на сварочную ванну снижает не только интенсивность течения металла, но и теплопередачу в свариваемое изделие, уменьшая глубину проплавлений. Применение гелия повышает плотность тока в анодном пятне по сравнению с дугой в аргоне более чем в 10 раз (Рабкин Д М., Мечев В С). Имеются сведения о меньшем отклонении дуги в гелии и более низкой ее склонности к образованию полостей в металле шва (Кудояров Б В). Однако применение газов с повышенным потенциалом ионизации значительно повышает тепловой поток и в неплавя-щийся электрод, что существенно снижает их стойкость. Возможность существования дуги с диффузным катодным пятном в гелии и его смесях с аргоном практически не изучена. В тоже время реализация этой возможности открывает хорошие перспективы для повышения производительности сварки не-плавящимся электродом, в том числе и на переменном токе.

Анализ показывает, что технологические возможности процесса сварки неплавящимся электродом тонколистовых конструкций в значительной мере ограничиваются низкой физической и пространственной устойчивостью малоамперной дуги. Значимыми факторами, воздействующими на процесс сварки в инертных газах, являются стойкость и технологические свойства неплавя-щихся электродов, при разработке конструкций которых отсутствуют систематизированные теоретические предпосылки. Недостаточно изученными остаются закономерности, связывающие конструкцию электродов с их работоспособностью и условиями протекания катодных процессов. Практически отсутствуют сведения об этих взаимосвязях при сварке дугой переменного тока прямоугольной формы при регулировании длительности импульсов.

Требует решения проблема влияния конструкции электродов на термосиловое воздействие дуги на сварочную ванну и формирование швов, с решением которой связаны перспективы существенного повышения производительности сварки, в том числе дугой переменного тока с разнополярными им-

пульсами прямоугольной формы. Решение этих проблем неразрывно связано с необходимостью разработки современного высокотехнологичного сварочного оборудования и материалов, новых способов сварки

Пути и средства повышения устойчивости малоамперной дуги с неплавящимся электродом

Низкая устойчивость малоамперной дуги постоянного тока обычно связывается с нарушением стабильности положения катодного пятна на рабочем участке электрода, приводящим к искривлению швов и несплавлениям кромок, а также отставанием анодного пятна малоамперной дуги, обуславливающим образование прожогов и формирование пилообразных швов при сварке торцовых соединений.

Калориметрические измерения тепловой мощности 1/1/„, проступающей в электрод от дуги, и экстраполяция зависимостей ее от тока в сторону меньших значений последнего показывает, что значение стремится к некоторой определенной величине, которую можно считать той критической, ниже которой устойчивый дуговой разряд существовать не может. При уменьшении тока наступает момент, когда тепловой мощности, поступающей в электрод от дуги, оказывается недостаточно для поддержания температуры катодного пятна на уровне, обеспечивающем высокую степень термоэмиссии электронов Последняя перестает играть определяющую роль в катодных процессах, и активное пятно начинает перемещаться по микровыступам боковой поверхности электрода, эмиссия электронов с которых под действием электрического поля максимальна Увеличение диаметра электрода существенно повышает минимально допустимое значение сварочного тока и многократно увеличивает при этом поступающую в электрод мощность

Зондирование дуги свидетельствует, что с увеличением диаметра электродов катодное патение потенциала также существенно возрастает и быстро уменьшается с ростом тока Поскольку от значения напрямую зависит И4, можно считать, что процесс поддержания на необходимом уровне температуры катодного пятна является саморегулируемым. Так при уменьшении интенсивности теплоотвода от рабочего участка энергия, поступающая в электрод, уменьшается, и наоборот.

Снижение сварочного тока приводит к сжатию катодного пятна, когда высокая локальность нагрева обеспечивает необходимую его температуру Сжатие пятна обуславливает также высокий градиент температур на рабочем участке электрода, приводит к конденсации атомов вольфрама с образованием иглообразных кристаллов так называемой «короны», а также формиро-

_X 1

лу.

v- р

Рис 1 Расчетная схема исследования теплового баланса электродов в - площадь сечения, Р - периметр, ЛХ - длина участка между изотермическими плоскостями и в,,,, I- -вылет электрода, Х-подвижная координата

ванию наростов (особенно интенсивно при гелиеводу-говой сварке) на участках с температурой в рабочей зоне ниже температуры кипения компонентов свариваемого металла Оба процесса сопровождаются потерей устойчивости катодного пятна. Переход к режиму сжатия также характеризуется формированием мощного катодного плазменного потока, обуславливающего высокое давление дуги и приводящего к образованию прожогов при сварке тонколистовых металлов.

Рентгеноструктурный анализ материала наростов, образующихся на электродах с активирующими присадками, выявил наличие однофазной структуры на основе вольфрама с существенным изменением параметра кристаллической решетки: а = 3,146 А против 3,165 А у чистого вольфрама. Мик-рорентгеноспектральный анализ на сканирующем электронном микроскопе JEOL JSM-35CF показал в составе наростов: 96,6% W, 1,75% Fe, 1,3% Сг, 0,35% А! (свариваемый метал - хромаль). Меньшую склонность к образованию наростов при сварке малоамперной дугой показывают электроды из чистого вольфрама. Разрушение активированных вольфрамовых электродов обусловлено изменением физических свойств материала электрода при переходе от двойных систем —ЬагОз и УЧ—УгОз к многокомпонентным W—La(Y)— О—Fe—Cr—AI при отсутствии химического взаимодействия конденсирующихся на поверхности электрода элементов с кислородом или вольфрамом.

Исходя из изложенных результатов, повысить работоспособность электродов при сварке на малых токах можно, снизив теплоотвод от рабочего участка и обеспечив близкий к равномерному его нагрев. Наиболее просто эта задача решается увеличением термического сопротивления вылета путем уменьшения диаметра неплавящегося электрода.

Поиск рациональной конструкции электрода осуществлялся с привлечением разработанной методики расчетно-экспериментальной оценки нагрева электродов (рис. 1), в соответствии с которой температура рабочего торца измерялась оптическим пирометром, у зажима - термопарами, а распределение температур строилось при помощи специально разработанной программы на основе решения уравнения энергетического баланса, преобразованного в уравнение в конечных разностях:

_ 3[ГЛ +д1)т,.,+(л,+^,)т1н]+2лх!(0рз-аир+атгр) 5(2Д + Д., + Д.,) + 2йХгаР

где Оаи Ор- мощности излучения и джоулева тепловыделения; А - теплопроводность; Тг-температура газа; а - коэффициент теплоотдачи

Полученные зависимости свидетельствуют, что в исследуемом диапазоне токов 1 - 10А близкий к равномерному нагрев рабочего участка достигается применением электродов диаметром 0,3мм и менее. Плотность тока в катодном пятне, рассчитываемая по площади рабочего участка, подверженного характерной эрозии составляет не более ЮА/мм2, что свидетельствует о режиме горения дуги с ДКП. Допустимая плотность тока на вылете электрода достигает 200А/мм2. Горение дуги с ДКП практически исключает вероятность хаотических перемещений его под воздействием внешних факторов, локальных искажения электрического поля из-за нарушения формы рабочего участка, или наличия загрязнений свариваемым материалом. Оценка устойчивости дуги с ультратонкими электродами по ее разрывной длине показала существенное превосходство этого параметра над стандартными заточенными электродами. Отношение среднеквадратичного отклонения напряжения к действующему напряжению за весь цикл сварки V = ст/ Цэ для дуги с ультратонкими электродами оказалось в 3-6 раз ниже (рис. 2).

Технологические исследования показали высокую пригодность ультратонких вольфрамовых электродов для сварки стыковых соединений высоколегированных сталей толщиной 0,2мм и более, торцовых соединений металлов, толщиной свыше 0,1мм. Определены области допустимых режимов сварки, выработаны требования к точности сборки, которые оказались существенно ниже, чем у альтернативного способа микроплазменной сварки. Для расширения диапазона рабочих токов ультратонких электродов в сторону больших значений разработана конструкция многопрутковых вольфрамовых электродов, обеспечивающих горение дуги с диффузным катодным пятном на токах до 120А в зависимости от количества и диаметра вольфрамовых прутков в рабочем участке.

Показано, что отставание анодного пятна приводит к деформации столба малоамперной дуги, вызванной нарушением осевой симметрии катодного и анодного плазменных потоков. По мере смещения дуги противодействие со стороны анодного плазменного потока для катодного потока 14

10 20 30 40 1ш А

Рис 3 Зависимость колебаний напряжения А113 от Рис 4 Вид сварочной дуги и тор-вепичины импульсов тока /„ (¡^О.Змм, 1св=12А, цового соединения листов

Уса=16м/ч 6=0,24мм, 1„=0 (а), 1и=30А (6), 1„=40А (6) 6=0,17мм 1а=5А, У^Юм/ч, 1„=0

(а), 1„=30А (б)

ослабевает, и в результате шунтирования дугового промежутка формируется новое анодное пятно при пилообразном изменении напряжения (рис 3) Чем выше мощность дуги, тем выше жесткость и направленность катодного потока, в связи с чем отставание анодного пятна с ростом тока уменьшается На основании этого предложен принцип пространственной стабилизации малоамперной дуги, в соответствии с которым на дуговой промежуток подаются кратковременные импульсы повышенного тока Требуемая величина тока в импульсах, зависит от величины базового тока и находится в диапазоне 20-50А Увеличение частоты импульсов более 40Гц не сказывается на критическом значении скорости сварки, при которой происходит срыв анодного пятна, а необходимая длительность импульсов не превышает 1мс. В целом предложенная технология обеспечивает возможность увеличения допустимых скоростей сварки в зависимости от тока дуги в 1,5-2,5 раза

Проблемы устойчивости малоамперной дуги переменного тока, применяемой для сварки алюминия и его сплавов, связаны, прежде всего, с низкой стабильностью повторных возбуждений дуги в импульсах обратной полярности Исследования показывают, что длительность переходных процессов при повторных возбуждениях существенно превосходит длительность стабилизирующих импульсов, что является результатом низкой тепловой инерционности столба малоамперной дуги и высокой скорости его деионизации

Для анализа этих процессов применялась схема питания дуги переменного тока, при которой на дуговой промежуток воздействовали плазмой дуги постоянного тока косвенного действия Установлено, что дополнительная ионизация межэлектродного промежутка снижает продолжительность стадии тлеющего разряда (рис 4 ) в переходный период Увеличение тока дежурной дуги не изменяет характер процесса преддуговой ток снижается в диффузной стадии разряда, однако исходное его значение растет, что существенно сни-

жает U3 и сокращает длительность переходного процесса (рис. 5). Горение дуги характеризуется сильно прогрессирующим ростом напряжения зажигания при увеличении длины дуги, что связано с низкой скоростью нарастания напряжения на дуговом промежутке. Установлено минимально допустимое напряжение, обеспечивающее формирование предшествующей возбуждению дуги аномальной стадии тлеющего разряда. Его величина находится в диапазоне 120-1 ЗОВ и, по-видимому, отражает порядок катодного падения потенциала на данной стадии процесса, в связи с чем не может быть уменьшена без нарушения стабильности повторных возбуждений дуги.

Исходя из полученных результатов, в случае применения сварочных трансформаторов с увеличенным магнитным рассеянием, с учетом сдвига фаз требуемое напряжение холостого хода источника питания должно составлять не менее 90В. При этом устойчивое горение дуги переменного тока в исследуемом диапазоне 5-ЗОА обеспечивается при токе дежурной дуги 4-5А, а при использовании специализированных источников питания, оснащенных импульсными стабилизаторами, необходимая стабильность процесса достигается при токе

Результаты исследований свидетельствуют, что длительность переходных процессов при повторных возбуждениях дуги с катодом на алюминии определяется в первую очередь скоростью нарастания напряжения на дуговом промежутке при смене полярности, обуславливающей глубину процессов деионизации на аномальной стадии тлеющего разряда. Полученные данные легли в основу разработки инверторного источника питания для сварки алюминиевых сплавов дугой с прямоугольной формой импульсов тока (ПФИ).

Созданный по тиристорной мостовой схеме инвертор обеспечивает скорость изменения напряжения при смене полярности 160кВ/с, устойчивое горение дуги в диапазоне сварочного тока 5 - 350А и частот 30 - 250Гцг позволяет в широких пределах управлять амплитудой и длительностью импульсов тока прямой и обратной полярности На основе исследований энергетических и технологических свойств дуги при сварке разнополярными импульсами тока прямоугольной формы, а также изучения устойчивости малоамперной дуги переменного тока выработаны конструктивно-технологические требования к источнику питания дуги ПФИ, обеспечивающие высокую стабильность разряда и необходимые пределы регулирования параметров процесса сварки Показано, что стабильность дуги ПФИ при сварке тонколистового алюминия меньше зависит от длины дугового промежутка Это является физической основой для снижения амплитуды и длительности стабилизирующих импульсов напряжения по сравнению с их параметрами, устанавливаемыми в серийных источниках питания для сварки на переменном токе

Решение задачи повышения стабильности повторных возбуждений малоамперной дуги не решает проблемы ее низкой пространственной устойчивости, обусловленной интенсивным блужданием с высокой скоростью катодного пятна в импульсах тока обратной полярности При этом ширина зоны катодной очистки многократно превышает ширину проплавлений, а концентрация теплового потока в металл оказывается весьма низкой, что проводит к формированию швов с неблагоприятным коэффициентом формы

Известно, дуга прямой полярности обладает более высокой пространственной устойчивостью, в связи с чем можно ожидать, что сокращение длительности импульсов тока обратной полярности обеспечит повышение пространственной устойчивости дуги переменного тока в целом Изучение пространственной устойчивости малоамперной дуги ПФИ показало существенную зависимость ее от соотношения

длительностей импульсов и вели-

чины тока обратной полярности На рис 6 представлена зависимость ширины зоны катодного распыления Вк от

В i

Г 2-1

,_,_,__, в «с

0 10 20 30 40

Рис 6 Зависимость ширины зоны катодной очистки В, от длительности импульсов тока обратной полярности тСбр и величины сварочного тока 1д t6 = 5А (1) /„ = 15А (2), /а = ЗОА (3), т„р = Юме, 1„р = 10бр

длительности импульса обратной полярности при изменении ее в пределах 2-40мс. Существенное снижение ширины зоны катодного распыления по мере нарастания свидетельствует, что амплитуда перемещений катодного пятна по поверхности свариваемого металла нарастает во времени от центра к периферии, т е чем больше относительная длительность горения дуги на об-

т

Обр г,

ратной полярности тем шире и ниже пространственная устойчи-

ТОбр + тпр

вость дугового разряда в целом

Наиболее интенсивно процесс блуждания активного пятна прогрессирует в диапазоне нарастания от 2 до а при дальнейшем его увеличении интенсивность расширения зоны катодного распыления снижается и

при отношении < 0,5 величина Вк приближается к значению этого пара-

гобр

метра при сварке дугой обратной полярности Показано, что при неизменном величина существенно снижается путем увеличения частоты пере-

То6р

менного тока Поскольку относительная длительность горения дуги на обратной полярности при этом неизменна, стабилизация дуги осуществ-

Гобр + Тпр

ляется за счет увеличения частоты импульсов тока прямой полярности

С увеличением 1ф в диапазоне 5-ЗОА ширина зоны катодной очистки увеличивается, в то время как величина не сказывается существенно на пространственной устойчивости дуги. При этом повышение частоты питающего напряжения также препятствует увеличению зоны в процессе роста Помимо увеличения пространственной устойчивости дуги, этот процесс сопровождается повышением концентрации вводимой в зону сварки энергии и изменением термического КПД сварочной дуги Полученные результаты свидетельствует, что с увеличением амплитуды и относительной длительности импульсов тока обратной полярности проплавляющая способность дуги при сварке тонколистового алюминия существенно возрастает. Однако в рассматриваемом случае это имеет в большей степени негативный эффект, поскольку проявляется, прежде всего, в чрезмерном увеличении ширины швов. Последнее связано с ростом мощности дуги и снижением плотности теплового потока в металл из-за повышенного блуждания катодного пятна по его поверхности в импульсах обратной полярности при уменьшении коэф-

фициентов асимметрии дуги по длительного

сти импульсов

К1

<ч>

Тпр + Товр

и току

В общем случае тепловой

поток от дуги в свариваемый материал подчиняется закону нормального распределения, однако в тепловых расчетах вызывает затруднение определение коэффициента сосредоточенности источника, а вычисления, основанные на применении точечного или линейного источников при сварке тонколистовых металлов, не отражают реального теплового состояния металла в зоне сварки При сварке дугой переменного тока процесс переноса тепла в металл можно представить попеременным воздействием двух сварочных источников с различным коэффициентом сосредоточенности теплового потока (рис. 7) Используя закон нормального распределения и принимая координату Г, равной радиусу пятна нагрева Вк12, определяемого шириной зоны катодного распыления дуги обратной полярности, после преобразований получаем выражение для коэффициента сосредоточенности дуги в импульсах обратной полярности

Выражение в скобках является расчетной зависимостью для определения ширины зоны катодного распыления, полученной методами математической обработки результатов экспериментов при сварке малоамперной дугой При выборе режима сварки тонколистового алюминия дугой ПФИ длительность следует выбирать из условий обеспечения необходимой ширины зоны катодного распыления, а устанавливать, руководствуясь тем, чтобы частота тока обеспечивала необходимое качество катодной очистки в пределах этой зоны Величина тока в импульсах прямой полярности устанавливается из требований необходимого проплавления и может существенно превышать 1абР Установлена взаимосвязь параметров режима по амплитудам и длительностям импульсов тока с качеством катодной очистки металла, формированием швов и стойкостью неплавящихся электродов

Тепловые условия работы и стойкость неплавящихся электродов при сварке на постоянном и переменном токе

На процессы в катодной области дуги с неплавящимся электродом оказывает влияние характер нагрева его рабочего участка Так, увеличение интенсивности теплоотвода приводит к сжатию катодного пятна дуги и увеличению силового воздействия катодного плазменного потока на сварочную ванну. Из известных зависимостей силовое воздействие дуги на металл пропорционально квадрату тока и является решающим фактором качественного формирования шва при сварке на высоких значениях погонной энергии Дуга с диффузным катодным пятном обладает меньшим динамическим воздействием на сварочную ванну и ее применение для высокопроизводительной сварки в инертных газах имеет хорошие перспективы. Важнейшим фактором формирования дуги с диффузным катодным пятном является близкий к равномерному разогрев рабочего участка неплавящегося электрода.

На нагрев рабочего участка неплавящегося электрода оказывают влияние множество процессов джоулево тепловыделение и его распределение в зависимости изменения плотности тока, обусловленного эмиссией электронов, плотность тока ионов и обратных электронов, температура плазмы, изменение свойств материала катода в зависимости от температуры, напряженность электрического поля и многие другие. Указанные процессы протекают в сравнительно узкой зоне привязки катодного пятна и прилегающей области, в связи чем экспериментальное определение распределения температуры рабочего участка затруднено. Создание математической модели нагрева катода позволит оперативно и с необходимой точностью оценивать взаимосвязи между формой рабочего участка электрода, его тепловым состоянием и характером катодных процессов дуги.

Разработанная математическая модель представляет собой краевую задачу Коши (рис. 8):

дгг Каг\бг) КЗ а Я\соб(у) 1 '

где и qlm - радиационные потери тепла и электронное охлаждение, <7, и qe- нагрев ионной бомбардировкой и обратными электронами, в - площадь сечения при текущей координате г, а - постоянная Стефана-Больцмана

Рис 8 Задание формы рабочего участка электрода зависимостью радиуса Я от координаты г

2 4 6 8 5 10 15 2 4 г, мм

Рис 9 Распределение температуры вдоль электрода а - с13=2мм, без заточки (1), заточка на конус с притуплением 0,6мм и а = 30° (2), 60° (3), 1е=100А, б - с1э-2мм, без заточки (1), заточка на конус с притуплением 1мм иа = 3(Р (2), /а=240А, в - без заточки (V,

заточка на обратный конус Р,=2мм, Я2-1мм, Я3=2мм, г2~3мм, г3~6мм (2), Я,-1,5мм, Йг=1мм, Й3=2мм, г2=3мм, 23-6мм (3), Я,=1,5мм, И2=0,7мм, Й3=2мм, 2г=3мм, г3=6мм (4,5), /а=400Д 1-4-аргон, 5-гелий

Для интегрирования (3), использовался алгоритм Рунге-Кутга IV порядка Расчеты показывают, что применение электродов с конической заточкой обуславливает значительный градиент распределения температуры по рабочему участку Наиболее заметно это в случае малых плотностей тока (рис. 9,а), когда джоулево тепловыделение невелико, а доминирующим является отвод тепла за счет теплопроводности Сравнение кривых 1 и 3, иллюстрирующих изменение температуры для электродов без заточки и с заточкой на угол 60°, показывает, что уменьшение рабочего сечения приводит лишь к существенному возрастанию температуры рабочего торца из-за конрагирован-ного состояния катодного пятна

При высокой плотности тока распределение температур на рабочем участке изменяется качественно (рис 9,6) Формирование максимума в районе отметки 10мм на кривой 1 обусловлено мощным тепловыделением на омическом сопротивлении вылета электрода Снижение температуры на расстоянии Змм от рабочего торца связано с уменьшением плотности тока на электроде в результате роста интенсивности эмиссии электронов Отметим, что на данном отрезке термоэмиссия протекает в условиях низкой напряженности электрического поля и определяется, в основном, температурным фактором. Последующее повышение температуры в направлении нулевой отметки обусловлено локальным ростом ее на рабочем торце. Здесь условия нагрева, как показывают расчеты, определяются постепенным повышением плотности ионного тока на катод и плотности тока обратных электронов

Применение «заострения» электрода (рис 9,б, кривая 2) приводит к сжатию катодного пятна, что обуславливает рост температуры в зоне привязки разряда (участок 0-2,5мм) и резкое падение ее за границей катодного пятна (участок 2,5-6мм) С другой стороны сжатие катодного пятна приводит к росту

электронной составляющей тока в катодной области, способствующему повышению эмиссионного охлаждения рабочего торца электрода. Сочетание протекающих процессов приводит к формированию на участке «заострения» пика температуры, обуславливающего наблюдаемое на практике локальное разрушение электрода на конической заточке. Отсутствие конической заточки или большой угол раскрытия конуса с ростом тока приводят к достижению максимума температур на вылете (в районе 10-15мм), что часто обуславливает локальное разрушение корпуса электрода с ростом тока. Показано, что при сварке на повышенных плотностях тока применение традиционной конической заточки электродов не оправдано ни по соображениям высокого силового воздействия дуги на сварочную ванну, ни по причинам снижения стойкости рабочего участка и целесообразно лишь при невысоких значениях погонной энергии, когда повышенное давление дуги обеспечивает увеличение глубины проплавлений Решение обеих проблем может быть достигнуто переходом к дуге с диффузным катодным пятном

Для выравнивания температур на рабочем участке электрода необходим дополнительный источник тепловыделения, удаленный на требуемое расстояние от торца катода Роль такого источника может играть тепловыделение на омическом сопротивлении рабочего участка. Локальное уменьшение

сечения рабочего участка (рис. 10) обеспечит увеличение Ор

пропорционально росту квадрата тока, и уменьшит потери тепла излучением пропорционально уменьшению площади поверхности. В рамках математической модели показано и экспе-

Рис 10 Форма рабочего участка неплавя-щегося электрода с обратной конической заточкой

риментально подтверждено, что применение электродов переменного сечения обеспечивает близкое к равномерному распределение температур на рабочем участке (рис 9,в) и горение дуги с ДКП в аргоне и гелии при плотностях тока в рабочей зоне свыше 45-65А/мм2, когда тепловыделение на омическом сопротивлении достигает или превышает количество энергии, поступающей в электрод от дуги.

На тепловые условия работы неплавящихся электродов оказывает существенное влияние состав защитного газа. Пирометрические измерения показывают, что для электродов с конической заточкой характерен рост температуры рабочего торца с увеличением концентрации гелия в смеси. Наиболее заметно повышение температуры при концентрациях гелия, превышающих 75% (рис 11), в связи с чем ресурс работы электродов в этих условиях замет-22

МО2!

35,5

33,0

30,5

29,0 Рис

00% Н

гЛ 1«гК-г5%лм 1 75%

1 50% Аг * 50% Не | | I4-100% Аг |

12 16 20 24 Х,1

Змм,

Распределение температуры длине выпета электродов ЭВЛ 0 15/а = 45ОА, вылет /., = 40мм

но снижается Существенно отличаются тепловые условия работы в аргоно-гелиевых смесях композиционных электродов и полых катодов, специально разработанных для сварки дугой с диффузным катодным пятном (рис 12) С ростом концентрации гелия в смеси температура рабочего участка таких электродов снижается, причем наиболее интенсивно на рабочем торце и, с определенным приближением, можно говорить о более равномерном нагреве катода Поступающая в электрод энергия при этом также возрастает, однако плотность теплового потока в рассматриваемом случае существенно ниже, чем при использовании заточенных на конус электродов Это в большей мере приводит к снижению градиента температуры рабочего участка, чем к наблюдаемому интенсивному локальному ее росту в сжатом катодном пятне, имеющем место при использовании электродов с конической заточкой Снижение плотностей тока термоэлектронной эмиссии и ионного тока на фоне роста площади катодного пятна обеспечивают электродам высокую работоспособность как в смесях инертных газов, так и чистом гелии Рассчитываемая по площади подверженной эрозии рабочего участка плотность тока в катодном пятне дуги в гелии составляет около 30А/мм2, что характерно только для дуг с ДКП

Конструкция рабочего участка неплавящегося электрода оказывает влияние на напряжение дуги и состав защитного газа При росте содержания гелия в аргоно-гелиевой смеси более 75-80% происходит резкое повышение

лее заметное в случае применения

электродов, обеспечивающих горение дуги с ДКП (до 5В) Увеличение концентрации аргона более 20-25% сопровождается обратным скачкообразным снижением напряжения, и дальнейшее уменьшение концентрации гелия не сказывается существенно на величине значение которого практически соответствует напряжению горения дуги в чистом аргоне Как

показывают результаты зондирования, такой скачок потенциала приходится как на катодную, так и анодную область дуги и сказывается, главным образом на стойкости электродов с конической заточкой. Если для электродов с активирующими присадками с ростом тока характерно локальное разрушение на вылете при любом соотношении компонентов защитного газа, то для электродов из технически чистого вольфрама при содержании гелия в смеси газов более 75-80% происходит оплавление рабочего участка при резком снижении крити-

ческого тока.

В случае питания дуги от источника переменного синусоидального тока из-за низкой стойкости вольфрамовых электродов максимальная плотность тока на них не достигает значений, при которых становится существенным тепловыделение на омическом сопротивлении, в связи с чем при любых режимах горения дуги состояние равномерного нагрева рабочего участка, обеспечивающее переход к режиму ДКП в импульсах прямой полярности, не достигается. Более универсальным, с точки зрения количества варьируемых параметров режима, является процесс сварки алюминия асимметричными разно-полярными импульсами тока прямоугольной формы (дугой ПФИ). Существенное различие теплофизических свойств материалов электродов обуславливает и значительные различия энергетических и технологических свойств разрядов в импульсах прямой и обратно полярности. При этом изменение соотношения длительности и амплитуды импульсов тока приводит к изменению величины теплового потока в неплавящийся электрод и его стойкости. Прогнозирование таких изменений необходимо для правильного выбора неплавящегося электрода и оптимального варианта его применения.

При малых плотностях тока, распределение температуры по длине вылета электродов характеризуется высоким ее градиентом в зоне, примыкающей к рабочему участку (рис. 13, кривая 1). Исследования его энергетического баланса показывают, что основными составляющими поступления и отвода мощности в этом случае являются тепловые потоки от дуги, отводимые посредством теплопроводности в корпус и эмиссионное охлаждение. С увеличением плотности тока на электроде, возможность которого обеспечивает сокращение длительности импульсов тока обратной полярности в тепловом 24

Рис. 13. Распределение температуры Т по длине X электрода: ЭВЛ 0 2мм, 1 - 1е=100А, ток синусоидальный; 2 - 5-1 = 220А, Г = Жц; г^ = 1,25мс (2), Гобр = 4мс(3), г0бр = бмс(4), Ъбр = 7,5мс(5)

балансе возрастает роль джоулева тепловыделения, и при ]3 > 40А/мм2 распределение температуры приобретает форму кривой выпуклостью вверх, характерной для условий сварки на высоких плотностях дугой постоянного тока При ¡3 > 65А/ММ2 достигается такое тепловое состояние электрода, когда максимум температуры смещается от торца рабочего участка к середине вылета (рис 13, кривая 2) При таких плотностях тока тепловой поток теплопроводностью имеет отрицательное значение, так как направлен в противоположную сторону (к дуге), и основными составляющими отвода тела от рабочего участка выступают унос энергии электронами в импульсах прямой полярности и излучение Показано, что обеспечить близкий к равномерному разогрев рабочего участка электрода при сварке асимметричными разнополярчыми импульсами тока прямоугольной формы можно, выбирая его диаметр таким образом, чтобы плотность тока на вылете электрода была близка к максимально лопус-

у

тимой (50-70А/мм2 в зависимости от диаметра), а отношение -——

тпр + гобр

устанавливать, из условия достижения равенства максимальных температур на вылете и рабочем торце (рис 13, кривая 4) Этим обеспечивается реализация режима горения дуги с ДКП в импульсах прямой полярности, а поскольку длительность при описанном подходе к выбору режима значительно превышает технологические свойства дуги, как будет показано ниже, приближаются к характеристикам разряда прямой полярности

Исследования зависимости критической величины тока дуги 1кр от длительностей импульсов показало, что при г0бр< т„р наибольшую стойкость имеют электроды из вольфрама с оксидами иттрия, наименьшую - из технически чистого вольфрама Если г0бр ^ тпр, материал электродов мало влияет на их

работоспособность При -——< 0,25-0,3 (в зависимости от материала и

диаметра) величина критического тока не уступает этой характеристике при сварке дугой постоянного тока прямой полярности

Изучено влияние совместного регулирования длительности и амплитуды импульсов тока прямой и обратной полярности на условия работы непла-вящихся электродов Установлено, что выборе параметров режима, обеспечивающих заданное действующее значения мощности дуги, необходимо стремиться к постоянству показателей мощности дуги и в импульсах прямой и обратной полярности (например, амплитуда импульсов тока прямой полярности уменьшается, длительность увеличивается, а в импульсах тока обратной

Гпр, МС

Рис 14 Область допустимых режимов сварки (а) и пример номограммы для определения параметров режимов (б)

полярности, соответственно, наоборот) В этом случае температурный режим работы электродов и их работоспособность остаются неизменными Среди рассматриваемых параметров (гп„, г^р, 1„р, ¡¡¡¡р) определяющую роль играет соотношение длительности импульсов тока прямой и обратной полярности При определенных соотношениях г0бР, Т„р и плотности тока можно достичь выравнивания температур на рабочем участке, необходимого для формирования дуги с диффузным катодным пятном в импульсах тока прямой полярности

В ходе исследований выявлены области допустимых значений тока для электродов различных диаметров и материала (рис 14,а), на основании которых разработаны номограммы (рис 14,6) и компьютерная программа по выбору оптимальных режимов сварки

При сварке в смесях газов с увеличением содержания гелия происходит преимущественный рост температуры рабочего участка Отмечается более интенсивный рост температуры при малых концентрациях гелия и значениях

что говорит о преимущественном приросте поступающей мощности в катодной области разряда При концентрациях гелия более 50% опережающим становится рост температуры при -——> 0,5, что говорит о

возрастающей роли тепловой мощности, воспринимаемой электродом в импульсах обратной полярности. При малых длительностях и высоких плотностях тока, когда критический ток ограничен разрушением электродов путем локального расплавления на вылете, увеличение концентрации гелия способствует росту 1Кр (рис 15) С ростом гъф разрушение происходит путем оплавления рабочего участка, а увеличения содержания гелия приводит к снижению критического тока Наиболее резкое снижение стойкости неплавящегося элек-

трода наблюдается при увеличении содержания гелия в смеси более 75-80%, что отмечалось и для дуги постоянного тока.

Электроды с конической заточкой рабочего участка для сварки на переменном синусоидальном токе находят ограниченное применение из-за высокой тепловой нагрузки. Однако применение таких электродов часто целесообразно из соображений повышения проплавляющей способности дуги. В работе показано, что такую возможность дает применение дуги, питаемой асимметричными разнополярными импульсами тока прямоугольной формы. Экспериментально определены взаимосвязи между допустимыми параметрами импульсов, материалом электродов и углом заточки рабочего участка (рис. 16). Установлено, что с увеличением угла заточки критическая величина тока возрастает, однако с ростом длительности импульсов тока обоатной полярности это влияние становится менее существенным, и при -—>1 величина угла заточки электрода не оказы-

т

вает заметного влияния на 1кР'

Электроды с конической заточкой рабочего участка не могут обеспечить горение дуги с диффузным катодным пятном, а именно такой режим работы является предпочтительным при сварке на высоких значениях сварочного тока толстостенных конструкций. По работоспособности электроды с полостью на рабочем торце существенно превосходят стандартные электроды с конической заточкой рабочего участка (максимальная допустимая плотность тока на их рабочих участках превышает 200А/ММ2). Главное преимущество полых катодов, помимо повышенной стойкости, заключается в том, что их применение обеспечивает нормальное формирование швов при сварке на высоких скоростях. При сварке на переменном токе с синусоидальной кривой его изменения по-

Гоар, ис

Рис 16 Зависимость критической величины тока 1,р от длительности импульсов обратной полярности т0цр и угла заточки электрода

лые катоды не применяются, поскольку из-за высокой тепловой нагрузки на электрод и быстрого оплавления его рабочего участка, «эффект полого катода» не достигается На рис 17 показано распределение температуры на рабочем участке электрода с полостью на рабочем торце при питании дуги асимметричными импульсами прямоугольной формы и постоянным током прямой полярности В диапазоне

тепловые условия работы

Рис 17 Распределение температуры по длине цилиндрического участка полого катода (1,2) и зависимость ее на торце от гоа, (3) 0 5мм, 6= 0,35мм /)„ = 5мм = 275А, 1-то6р = 3,75мс,1=50Гц 2 -по-

электродов с полостью при сварке дугой ПФИ мало отличаются от условий работы при сварке постоянным током, а градиент температур на рабочем участке весьма низок в обоих случаях. При более высоких значениях относительной длительности импульсов тока обратной полярности до-

стоянныи ток

пустимая величина тока снижается Незначительно возрастает и температура на торце электрода в диапазоне малых значений

Минимальная величина тока, при которой начинает проявляться «эффект полого катода», и дуга горит с диффузным катодным пятном в импульсах прямой полярности снижается с увеличением что связано с ростом температуры рабочего участка Уменьшение толщины стенки 3 цилиндрического участка, как и увеличение глубины полости также сдвигают диапазон рабочих токов в сторону меньших значений При этом снижается и величина

плотности тока, при которой осу-

Т Т I

Рис 18 Рабочий участок композиционного электрода 0 6мм, сердечник - ЭВЛ 02мм ( = 50Гц, /а = 290А, г^ = 3,75мс (а), т^ = 7,5мс (б),

с

ществляется переход к дуге диффузным катодным пятном

Определены условия и показана принципиальная возможность применения при сварке дугой ПФИ композиционных непла-вящихся электродов. При относительной длительности импульсов тока обратной полярности менее

0,25-0,3 рабочий участок способен длительное время сохранять исходную форму (рис. 18), и лишь при значениях-——'*>-0,35 работоспособность

электрода резко снижается.

Технологические свойства неплавящихся электродов и энергетические характеристики дуги

На проплавляющую способность дуги постоянного тока оказывают существенное воздействие как форма рабочего участка электрода, так и состав защитного газа. Причем эти факторы взаимосвязаны таким образом, что при заданном составе газа формирование сварного шва может быть нормальным при одной конструкции электрода и неудовлетворительным - при другой.

При повышенных скоростях сварки на формирование шва оказывает влияние величина сварочного тока. При этом стремление сохранить с ростом Усв постоянным значение погонной энергии приводит к нарушению формирования сварных швов, связанному с изменением термосилового воздействия дуги на сварочную ванну. Как упоминалось, при сварке в аргоне критическим является диапазон токов 300-350А.

Исследование проплавлений, выполненных на высокой погонной энергии электродом с конической заточкой рабочего участка в аргоне, гелии и их смесях свидетельствуют, что увеличение содержания гелия в защитном газе оказывает стабилизирующее воздействие на формирование швов. Если при сварке в чистом аргоне швы, выполненные электродом с конической заточкой, характеризуется наличием глубоких подрезов и сильных выплесков, то при содержании гелия 50% наблюдается их удовлетворительное формирование. В тоже время наилучшие результаты обеспечиваются при использовании в качестве защитного газа чистого гелия (рис. 19,а..б). Аналогичные результаты получены и в случае применения композиционных неплавящихся электродов. Применение же полых катодов и электродов с проточкой обеспечивает хорошее формирование швов при более высоких значениях сварочного тока (рис. 19,в). В силу

Рис.19. Вид проплавлений, выполненных электродами различных конструкций: Ус = гом/ч

вышеописанных особенностей дуги с ДКП, их применение обеспечивает нормальное формирование швов при сварке на высоких значениях погонной энергии в чистом аргоне В этом случае применение полых катодов дает существенно меньшие значения параметров проплавлений по глубине, что обеспечивает им хорошие перспективы при выполнении наплавочных работ В тоже время применение чистого гелия при сварке полым катодом повышает глубину проплавления в 1,5-1,6 раза, а коэффициент формы проплавления - в 1,3-1,4 раза

Для зависимости площади проплавления от состава защитного газа характерно наличие минимума, соответствующего концентрации гелия 20-30% Это присуще электродам всех рассмотренных конструкций при погонной энергии дп> 650кДж/м и \/ся> 18-20м/ч и связано с изменением силового воздействия дуги на сварочную ванну С увеличением содержания гелия в смеси газов в изменении свойств сварочной дуги имеют место две тенденции увеличение мощности разряда, с одной стороны, и снижение его газодинамического воздействия, уменьшающего эффективность теплообмена, - с другой Последний фактор связан с изменением характера нагрева электродов и при малых концентрациях гелия на проплавляющей способности дуги сказывается сильнее, чем рост ее мощности При дальнейшем изменении состава смеси в сторону увеличения содержания гелия влияние роста мощности дуги, и связанного с ним повышения проплавляющей способности, носит преобладающий характер При значениях 250-300А роль газодинамического воздействия дуги на металл менее значима, и рост концентрации гелия не сказывается существенно на его величине В результате площадь проплавлений с увеличением концентрации гелия в этом диапазоне токов непрерывно возрастет В целом, при сварке на токах более 300-350А применение аргоно-гелиевых смесей в качестве средства повышения проплавляющей способности дуги становится целесообразным лишь при концентрациях в них гелия более 35-40% При меньших концентрациях гелия проплавляющая способность дуги в смесях газов уступает дуге в чистом аргоне

Описанные закономерности отражаются и на зависимости полного теплового КПД от состава смеси (рис 20), имеющего минимальное значение при содержании гелия около 25% Снижение полного КПД, характерное для дуги с 30

Рис 20 Зависимость КПД дуги от со става защитного газа композицион-ныи электрод (1) полый катод (2) электрод с коническои заточкой (4) /а = ЗООА

диффузным катодным пятном в чистом гелии, обусловлено упомянутым выше скачкообразным ростом напряжения при увеличении концентрации гелия более 75% и соответствующим увеличением расчетной мощности источника, не приводящим к адекватному росту проплавляющей способности

В ходе исследований установлены области рационального применения неплавящихся электродов различных конструкций при сварке в инертных газах (рис 21), обеспечивающие физическую и пространственную устойчивость дуги при сварке тонколистовых металлов, высокую проплавляющую способность и хорошее формирование швов при высоких значениях погонной энергии.

Возможность применять при сварке разнополярными импульсами тока прямоугольной формы электроды различных конструкций, а также большое количество варьируемых параметров режима существенно расширяют технологические возможности дуги при сварке алюминия и его сплавов Установлено, что эффективный КПД т/идуги ПФИ на 5-20% выше, чем у дуги переменного синусоидального тока промышленной частоты и уменьшается с ростом длительности импульса

обратной полярности в пределах 0,65-0,5. Наименьшие значения обеспечиваются применением электродов с конической заточкой рабочего участка, наиболее высокие - композиционных неплавящихся электродов. По своим энергетическим характеристикам дуга ПФИ с уменьшением приближается к дуге постоянного тока, для которой величина составляет 0,5-0,75, и для повышения эффективности нагрева металла следует назначать ре-

О 2-0,5ыи 2-6

Аг100%, повышение устойчивости дуги, снижение давления дуги

£1,"2-5мм, С1Т1|П=017-ЗММ1 <1г=0,7-ЗММ

Аг100%, повышение стойкости электродов, снижение давления дугх

А7*н"е 0-100%, Т повышение | Аг+Не >40%, улучшение формиро-проплавляю- .вания швов, повышение проплав-щей способно-1 ляющей способности дуги сти дуги 1

(!,а6-вмм, <1„»3 5мм, И„=3 8мм, 5п80 34) 5мм

АгЩ%, повышение стойкости электродов, снижение давления дуги, улучшение формирования

______ИДОВ._____

Аг+Не ¿40%, повышение проплавляющей способности дуги, улучшение формирования швов

у -5 мм, а=10 90е

Xг овьТшёнйёу-стоичивостидуТиГ ' снижение стоимости сварки

эвл^ ""^тътс™:

ЭВИ/ ЛГ+П® ^ВДяВВЯК жение давле-ЭВЧ Аг+Не 0-75%ЙИ| «ия дуги, улучшение формирования швов

повышение п| шей способ!

^ иы-6мм, -2ми

Аг100%, повышение стоикости электродов, _ __ _ _снижвниедавления _

","'Аг+1ТеГ40%Г

Аг+Не 0-100%; повышение , ¥га#чшв|1Ив проплавляющей способ- 'ф0у^ир0в^ия швов

ности дуги

г

■1100%Аг

I-,75%Не+

1 - —75%Аг

1*А

2 125 250 375 500

Рис 21. Области рационального применения неплавящихся электродов при сварке дугой постоянного тока

жимы с минимальными зна-

чениями

С ростом тока дуги существенно увеличивается термический КПД, достигая весьма высоких показателей для условий сварки непла-вящимся электродом алюминия ] = 0,2-0,26 Рост щ наиболее интенсивен при токах свыше 180-200А из-за увеличения давления дуги и прогрессирующего ее углубления в металл Столь высокие значения термического КПД достигаются в результате мощного газодинамического воздействия дуги ПФИ на сварочную ванну, объясняемого резким изменением давления дуги при смене полярности Установлено, что давление дуги в импульсах прямой полярности существенно выше, и с

увеличением

наблюдается снижение силового воздействия дуги

ПФИ в целом Усиление этого воздействия в сравнении с дугой синусоидального тока способствует активному движению и перемешиванию сварочной ванны, улучшая условия теплопередачи в металле на границе твердой и жидкой фаз, обеспечивая рост 7, и полного КПД т}пр Величина последнего уменьшается с ростом ~гоВр в диапазоне малых значений относительной длительности импульсов обратной полярности и возрастает при

т„Р + го<

0,25-0,35

Усиленное газодинамическое воздействие дуги ПФИ на сварочную ванну обеспечивает ей высокую проплавляющую способность, которая существенно зависит соотношения длительностей импульсов тока Так, при измене-

нии

глр + гобр

на 1 мм провара при сварке приходится от 1 60 до

200КДж/м погонной энергии Рациональный выбор параметров режима по длительности импульсов обеспечивает высокую эффективность нагрева свариваемого металла, о чем свидетельствует сравнение результатов проплав-лений, выполненных дугой ПФИ и синусоидального тока (рис 22) Показано, что при сварке дугой ПФИ эффект динамического воздействия на сварочную ванну в результате резкой смены полярности всегда имеет место (сильнее 32

проявляясь с ростом тока), а силовое воздействие дуги прямой полярности на процесс проплавления зависит от конструкции рабочего участка неплавяще-гося электрода. Так, применение электродов с полостью на рабочем торце, обеспечивающих горение дуги с ДКП в импульсах прямой полярности, существенно снижает проплавляющую способность (рис. 22,6). Требуемая на 1мм провара погонная энергия для таких электродов составляет 340-420 КДж/м, а их использование с дугой ПФИ целесообразно в тех случаях, когда необходима сравнительно мощная дуга с минимальной проплавляющей способность: наплавка, заполнение разделки, сварка тонколистовых материалов.

Рис. 23. Режимы сварки и конструкции неплавящихся электродов при сварке дугой с прямоугольной формой импульсов переменного тока

Эффект увеличения проплавляющей способности в случае применения электродов с конической заточкой рабочего участка в диапазоне малых токов незначителен и проявляется с ростом /а и увеличением объема сварочной ванны, когда становится значимым влияние толщины жидкой прослойки металла на формирования шва. При использовании электродов с конической заточкой глубина проплавления с ростом тока увеличивается быстрей, чем у электродов, заточенных на полусферу, что объясняется высокими показателями сжатия и пикового значения давления дуги в первом случае. Оттеснение жидкой прослойки приводит к улучшению теплопередачи от дуги к свариваемому металлу, что проявляется в почти пятидесятипроцентном приросте глубины проплавления при /<э > 100-120А. Области рационального применения

Л,=1-2мм; а'10-20"1

90

180

270

360

электродов с конической заточкой р а

л ь

сов и величине тока приведены на рис 23, электродов, обеспечивающих горение дуги с ДКП - на рис 24

90 180 270 1д, А

Рис 24 Конструкции электродов и области режимов сварки дугой с ДКП на переменном токе

Применение в качестве защитного газа гелия и его смесей с аргоном существенно повышает проплавляющую способность дуги ПФИ В диапазоне

малых значений -—— при 20-30%-ной концентрации гелия в смеси газов и

Тпр + гобр

высоких значениях погонной энергии наблюдается снижение проплавляющей способности дуги, отмечаемое и при сварке дугой постоянного тока С увеличением относительной длительности импульсов тока обратной полярности такое снижение эффективности нагрева металла проявляется в меньшей степени и при тпр = Гоф - не определяется В целом площадь проплавлений, их глубина и ширина монотонно возрастают с увеличением концентрации гелия более 25%, а показатели этого роста существенно выше, чем при сварке сталей дугой постоянного тока

Установлено, что оптимальный диапазон изменений -——, в котором

глр + тобр

достигается максимальная эффективность нагрева металла, составляет 0,060 45 Однако при относительной длительности То$р менее 0,2 качество катодной очистки становится неудовлетворительным Верхняя граница этого диапазона также требует уточнения с учетом влияния длительности обратного

импульса Гобр на работоспособность вольфрамовых электродов. Их стойкость

резко снижается при -—— более 0,38. Так как частота тока не сказывается

тпр + то6р

на ее проплавляющей способности (что подтверждено экспериментально), при выборе режима сварки можно руководствоваться безразмерной величиной значение которой должно находиться в диапазоне 0,2-0,38 При

этом следует выбирать минимальные значения К из этого диапазона (при условии качественной катодной очистки), т.к. это обеспечивает большие значения эффективного КПД и высокую работоспособность вольфрамовых электродов.

Оценка механических свойств сварных соединений показала, что их прочность находится в пределах 0,90-0,95о;, основного металла. Сравнение результатов с прочностными характеристиками сварных соединений, выполненных на переменном синусоидальном токе, показывает рост временного сопротивления разрыву в пределах 4-6%. Пластические свойства сварных соединений, выполненных с помощью дуги ПФИ, превосходят аналогичные показатели для дуги переменного синусоидального тока на 15-30%.

В заключительной части диссертации рассмотрены вопросы, касающиеся разработки источников питания для сварки неплавящимся электродом, конструкций сварочных горелок и неплавящихся электродов. Кратко описаны новые способы сварки, в основу которых легли описанные научные исследования.

Общие выводы

1. На основе комплекса выполненных исследований установлены основные взаимосвязи характера протекания катодных процессов со стойкостью неплавящихся электродов, устойчивостью сварочной дуги, тепловым и силовым воздействием на сварочную ванну, позволяющие научно обоснованно и эффективно управлять ее технологическими характеристиками, обеспечивая высокую стабильность и производительность процесса сварки.

2. Теоретически и экспериментально доказано, что применение ультратонких (<0,5мм) электродов существенно повышает устойчивость катодного пятна малоамперной дуги. Допустимая плотность тока для таких электродов достигает 220А/мм2, что при высоком термическом сопротивлении вылета обеспечивает близкий к равномерному разогрев рабочего участка и исключает конденсацию на нем паров вольфрама и материала анода, сводя к мини-

муму процессы образования наростов и «короны». Малоамперная дуга с ДКП обладает низким газодинамическим воздействием на сварочную ванну, что существенно снижает требования к точности сборки заготовок и значительно уменьшает вероятность образования прожогов при сварке тонколистовых материалов. Применение ультратонких и многопрутковых электродов обеспечивает возможность сварки дугой с ДКП в диапазоне токов от 2А до 120А и не требует заточки рабочего участка. Пространственная стабильность малоамперной дуги повышается наложением на дуговой промежуток кратковременных импульсов тока, чем исключается дискретное перемещение анодного пятна и улучшается формирование швов при сварке торцовых соединений на повышенных скоростях.

3. На напряжение дуги оказывают совместное влияние конструкция рабочего участка неплавящегося электрода и состав защитного газа, а полный тепловой КПД дуги в аргоно-гелиевой смеси характеризуется наличием термодинамического минимума при содержании гелия в защитном газе 25-30%. Стойкость неплавящихся электродов при сварке дугой с ДКП в гелии и его смесях с аргоном не только не уступает стойкости электродов при сварке в чистом аргоне, но и превосходит ее. Стойкость катодов с конической заточкой рабочего участка с увеличением содержания гелия снижается, причем наиболее существенно для электродов из технически чистого вольфрама. Увеличение концентрации гелия в аргоно-гелиевой смеси защитного газа способствует не только повышению проплавляющей способности дуги, но и нормализации формирования шва при высоких значениях погонной энергии, что связано с изменением характера нагрева рабочего участка неплавящихся электродов, обуславливающим снижение газодинамического воздействия дуги на сварочную ванну. Применение электродов с обратной конической заточкой обеспечивает нормальное формирование швов при существенно больших плотностях тока, чем электродов традиционной конструкции.

4. Устойчивость малоамперной дуги переменного тока при сварке алюминия и его сплавов определяется стабильностью повторных возбуждений разряда на обратной полярности, решающую роль в механизме которых играет скорость формирования катодных процессов в преддуговой период. Уставлено влияние параметров дежурной дуги, уровня остаточной термоэмиссии неплавящегося электрода и формы кривой сварочного тока на скорость нарастания напряжения аномального тлеющего разряда в переходный период и величину преддугового тока. Изменение в определенных пределах коэффициентов асимметрии дуги ПФИ по току и длительности импульсов прямой и обратной полярности с одновременным повышением частоты переменного 36

тока существенно повышает пространственную устойчивость дуги, увеличивает коэффициент формы проплавлений, обеспечивает высокую стойкость неплавящегося электрода и хорошее качество катодной очистки свариваемой поверхности.

5. При неизменных с увеличением диаметра электрода растет максимальная температура его рабочего участка, что свидетельствует о целесообразности применения для сварки электродов минимально возможных диаметров. С увеличением снижается влияние активирующих присадок в материале электрода на его нагрев, а при стойкость электродов мало зависит от их материала и состава защитного газа. При определенных соотношениях длительностей импульсов тока прямой и обратной полярности тепловое состояние и стойкость неплавящихся электродов приближаются к таковым в условиях сварки дугой постоянного тока. С увеличением угла заточки неплавящегося электрода критическая величина тока возрастает, однако с ростом это влияние становится менее существенным, и при

0,5 угол заточки электрода не оказывает влияния на критическое значение тока. Изменяя плотность тока и длительность импульсов обратной полярности, можно достичь выравнивания температур на рабочем участке, что обеспечивает формирование дуги с ДКП в импульсах прямой полярности и существенно повышает эффективность процессов многопроходной сварки и наплавки.

6. Технологически значимым параметром процесса сварки дугой ПФИ является отношение г0бР / Т. Оптимальный диапазон изменений последнего составляет 0,2-0,38, где минимальное значение относительной длительности импульсов тока обратной полярности ограничивается низким качеством катодной очистки свариваемого металла, а максимальное - снижением стойкости неплавящихся электродов. Эффективный КПД дуги ПФИ зависит от соотношения длительностей импульсов тока и при увеличении Говр/Тот 0,06 до 0,55 уменьшается на 6-8%. При малых значениях эффективный КПД близок по своему значению к эффективному КПД дуги постоянного тока прямой полярности и превышает КПД дуги синусоидального тока на 5-20%. Напряжения дуги ПФИ идпр И (7а обр существенно зависят от соотношения длительности импульсов прямой и обратной полярности, что необходимо учитывать при расчетах энергетических характеристик процесса и выборе режимов сварки. По проплавляющей способности дуга ПФИ существенно превосходит дугу с синусоидальной кривой тока, что объясняется мощным динамическим воздействием ее на сварочную ванну в результате резкой смены полярности. Изменение частоты импульсов тока в диапазоне 30-240Гц не влияет на энер-

гетические характеристики и проплавляющую способность дуги ПФИ, а ее силовое воздействие уменьшается с ростом относительной длительности импульсов обратной полярности

7 Проведенные исследования послужили основой для разработки новых технологий, создания высокоэффективного сварочного оборудования, аппаратуры и материалов для сварки неплавящимся электродом в инертных газах Новые технологические процессы внедрены на РКК «Энергия» (г Королев, Московской обл ), ПО «Баррикады» (г Волгоград), ОАО «Славянка» (г Волгоград), ПО «Волгоградэлектротранс», Приволжской дистанции электроснабжения железной дороги, ОАО «Камышинские электрические сети» (ф-л «Волгоградэнерго»), ОАО «Красный Октябрь» (г Волгоград), Волжском научно-техническом комплексе (Волгоградская обл) Экономический эффект от внедрения новых разработок составил 2 48 млн рублей

Основные положения диссертации опубликованы в 65 научных работах, среди которых наиболее значимыми являются

1 Лапин И Е, Косович В А Неплавящиеся электроды для дуговой сварки -Волгоград Политехник, 2001 -190с

2 Косович В А, Лапин И Е , Седых В С Анализ электрических схем однофазных сварочных выпрямителей // Сварочное производство -1995 - №1 -С 28 - 30

3 Косович В А, Лапин И Е , Потапов А Н и др Оптимизация параметров однофазных сварочных выпрямителей со вспомогательной цепью питания // Сварочное производство -1996 -№7 -С 29-30

4 Лапин И Е , Косович В А , Савинов А В Об устойчивости дуги при сварке

неплавящимся электродом тонколистового алюминия и его сплавов // Сварочное производство - 1996 -№10 -С 17-19

5 Косович В А, Лапин И Е , Савинов А В Выбор формы рабочей зоны непла-вящегося электрода для сварки в аргоне дугой постоянного тока // Сварочное производство -1997 -№2 -С 33-35

6 Косович В А, Лапин И Е , Савинов А В Выбор материала и конструкции не-плавящегося электрода при аргонодуговой сварке переменным током // Сварочное производство -1997 -№8 -С 43-45

7 Косович В А, Лапин И Е , Русол О А и др Электрические и тепловые характеристики малоамперной дуги постоянного тока с вольфрамовым электродом // Сварочное производство -1998 - №7 - С 15-18

8 Косович В А , Лапин И Е , Русол О А Технологические особенности сварки малоамперной дугой с ультратонким вольфрамовым электродом // Сва-

рочное производство -1999 -№1 --С 15-17

9 Косович В А, Лапин И Е , Русол О А Особенности подготовки и условий работы ультратонких вольфрамовых электродов // Сварочное производство - 2000 - №4 - С 6 - 8

10 Лапин И Е , Косович В А, Савинов А В идр Тепловые условия работы не-плавящихся электродов при сварке алюминия разнополярными импульсами прямоугольной формы // Сварочное производство - 2000 - №10 - С 3-5

11 Лапин И Е , Косович В А, Потапов А Н и др Пространственная устойчивость дуги и формирование шва гри сварке тонколистового алюминия разнополярными импульсами тока прямоугольной формы // Сварочное производство -2001 -№5 -С 3-5

12 Косович В А , Лапин И Е , Потапов А Н , Савинов А В Статические и динамические вольтамперные характеристики дуги «вольфрам - алюминий» с прямоугольной кривой переменного тока //Автоматическая сварка - 2001 -№10 -С 51-55

13 Лапин И Е , Косович В А, Потапов АН и др Энергетические характеристики дуги переменного тока с прямоугольной формой импульсов при сварке алюминиевых сплавов//Сварочное производство -2002 -№10 -С 3-6

14 Лапин И Е , Власов С Н , Лысак В И Особенности технологий дуговой сварки тонколистовых элементов из сплава хромаль Х23Ю5 // Сварочное производство - 2003 - №2 - С 31 - 34

15 Власов С Н , Лапин И Е , Савинов А В , Лысак В И Стойкость неплавящих-ся электродов различных конструкций при сварке малоамперной дугой в гелии//Сварочное производство -2004 -№7 -С 46-49

16 АС №1412899 (СССР) Двухэлектродная горелка / И Е Лапин, Б А Коро-стелев, В А Косович и др - Опубл 30 07 88 - БИ №28,1988

17 А С №1486307 (СССР) Неплавящийся электрод для дуговой сварки и пайки / Б А Коростелев, В А Косович, И Е Лапин и др -15 06 89 - БИ №22, 1989

18 АС №1706799 (СССР) Горелка двухэлектродная / И Е Лапин, В А Косович, В С Седых - Опубл 12 02 92 - БИ №3,1992

19 Патент №1809798 (РФ) Способ дуговой сварки алюминия неплавящимся электродом / И Е Лапин, В А Косович, В С Седых - Опубл 15 04 93 - БИ №14,1993

20 Патент №2056235 (РФ) Однофазный сварочный выпрямитель / В А Косо-вич, И Е Лапин - Опубл 16 05 96 - БИ №22,1996

него»

21. Патент №2135336 (РФ) Устройство для дуговой сварки разнополярными прямоугольными импульсами тока / И.Е. Лапин, В.А. Косович, А.Н. Потапов и др. - Опубл. 12.05.98. - БИ №24, 1999.

22. Патент №2170652 (РФ) Неплавящийся электрод для дуговой обработки материалов / И.Е. Лапин, В.А. Косович. - Опубл. 14.04.00. - БИ №20, 2001.

23. Патент №2232668 (РФ) Способ сварки в защитных газах с принудительным охлаждением шва и зоны термического влияния / С.Н. Власов, И.Е. Лапин, А.В. Савинов и др. - Опубл. 26.03.04. - БИ №20, 2004.

РНБ Русский фонд

Подписано в печать 15.10. 2004 г. Тираж 100 экз. Печать офсетная.

Усл. печ. л. 2,0. Бумага офсетная. Формат 60x84 1/16. Заказ № 771

Типография «Политехник» Волгоградского государственного технического университета

400131, г. Волгоград, ул. Советская, 35

Введение.

ГЛАВА 1. Достижения, проблемы, и перспективы дуговой сварки неплавящимся электродом в инертных газах

1.1. Процессы в приэлектродных областях дуги с неплавящимся электродом и ее устойчивость.

1.2. Электрофизические и технологические аспекты устойчивости малоамперной дуги постоянного тока.

1.3. Пути и средства повышения устойчивости малоамперной дуги переменного тока.

1.4. Стойкость неплавящихся электродов при дуговой сварке на постоянном и переменном токе.

1.5. Тепловое и силовое воздействие дуги с неплавящимся электродом на свариваемый металл.

1.6. Цель и задачи исследования.

ГЛАВА 2. Исследование электрофизических и технологических характеристик малоамперной дуги постоянного тока

2.1. Изучение условий работы и выбор неплавящихся электродов

2.2. Тепловые характеристики малоамперной дуги.

2.3. Устойчивость малоамперной дуги и ее технологические свойства.

ГЛАВА 3. Повышение стабильности дуги переменного тока «вольфрам - алюминий»

3.1. Стабилизация дуги переменного тока плазмой дуги косвенного действия.

3.2. Влияние конструкции электрода на устойчивость дуги.

3.3. Физическая устойчивость малоамперной дуги с импульсами тока прямоугольной формы.

3.4. Пространственная устойчивость дуги с импульсами тока прямоугольной формы.

ГЛАВА 4. Тепловые условия работы и стойкость неплавящихся электродов при сварке на постоянном и переменном токе

4.1. Статические и динамические характеристики дуги с неплавящимся электродом в инертных газах.

4.2. Математическое моделирование теплового состояния рабочего участка неплавящихся электродов.

4.3. Стойкость неплавящихся электродов при сварке дугой постоянного тока в аргоне, гелии и их смесях.

4.4. Стойкость электродов при сварке дугой с импульсами тока прямоугольной и синусоидальной формы.

4.5. Влияние состава смеси газов и конструкции неплавящихся электродов на их стойкость при сварке дугой

ГЛАВА 5. Исследование технологических свойств сварочной дуги с неплавящимся электродом

5.1. Энергетические характеристики дуги с импульсами тока прямоугольной формы.

5.2. Технологические характеристики дуги постоянного тока и с импульсами тока прямоугольной формы.

ГЛАВА 6. Разработка оборудования и технологических процессов сварки неплавящимся электродом

6.1. Аппаратура и неплавящиеся электроды для сварки в инертных газах.

6.2 Технологические процессы сварки в инертных газах конструкций из алюминия его сплавов.

6.3. Сварка тонколистовых конструкций на предприятиях оборонного комплекса.

6.4. Опыт сварки неплавящимся электродом на предприятиях электротранспорта и металлургии.

Дуговая сварка вольфрамовым электродом в инертных газах по производительности существенно уступает сварке плавящимся электродом. Однако сравнение между производительностью различных методов сварки не всегда реально отражают практические преимущества того или иного процесса.

Основными критериями выбора способов сварки при разработке новых конструкций и процессов являются их технологические возможности и простота реализации. При оценке применимости различных способов дуговой сварки для выполнения конкретного соединения на первый план выдвигаются технологические свойства дуги, включающие множество показателей: производительность сварки, качество формирования шва, стабильность процесса и воспроизводимость его результатов, механические и эксплуатационные свойства получаемых соединений и многие другие. В свою очередь, технологические свойства сварочных дуг определяются их электрофизическими особенностями в двух основных аспектах - свойствами дугового разряда, как такового и взаимодействием его со свариваемым металлом и электродным материалом. Зная основные закономерности влияния электрофизических параметров дугового разряда на его сварочно-технологические свойства, можно целенаправленно и эффективно воздействовать на процесс сварки, оптимизируя его для достижения требуемых результатов.

Взаимосвязь электрофизических особенностей горения и технологических свойств дуги с дуги с неплавящимся электродом прослеживается наиболее явно. В отличие от дуги с плавящимся электродом отсутствует влияние на свойства разряда процессов плавления и переноса электродного материала, взаимодействия металла с защитной средой, стабильности работы систем регулирования тока и напряжения, формирующих свойства шлаков и т.д. Во многом это определяет и преимущества процесса сварки неплавящимся электродом, делающие его наиболее распространенным при изготовлении конструкций ответственного назначения. Преимущества эти вполне определенны, однако проявляются лишь в конкретных технологических процессах и условиях сварки.

Так, например, отличаясь в целом хорошим формированием швов, сварка неплавящимся электродом толстостенных конструкций на токах свыше 300-400А затруднена по причине нарушения стабильности течения металла сварочной ванны из-за высокого давления дуги на ее поверхность. В ряде случаев достоинства процесса могут оказаться недостатками, требующими принятия специальных мер по их устранению. Сказанное можно отнести к низкой управляемости дуги при сварке на малых токах из-за высокой эластичности разряда. Проблемы, присущие сварке в инертных газах неплавящимся электродом, ограничивают область ее применения и делают неконкурентоспособной по отношению к другим, часто более дорогостоящим, способам сварки.

Одной из важных проблем, присущих сварке неплавящимся электродом, является низкое качество формирования швов при сварке тонколистовых металлов, проявляющееся в несплавлении кромок, образовании прожогов, провисании сварных швов, высоких значениях коэффициента формы шва и др. Причина этих дефектов заключается в низкой физической и пространственной устойчивости малоамперной дуги, наблюдаемой при сварке как на постоянном, так и на переменном токе. Однако корни этого явления у двух процессов различны и поиск причин снижения устойчивости дуги требует самостоятельного анализа условий горения дуги. С другой стороны, в каждом процессе устойчивость сварочной дуги следует рассматривать также в двух аспектах. Первый касается вопросов физической устойчивости разряда, то есть стабильности его параметров во времени, второй - пространственной устойчивости дуги и связанных с ней вопросов управляемости и возможности применения для сварки тонколистовых конструкций.

Известно, что эффективность нагрева свариваемого металла повышается при увеличении плотности тока на электроде. Однако недостаточная стойкость вольфрамовых электродов традиционных конструкций не позволяет в полной мере реализовать этот путь повышения производительности сварки. В связи с этим успехи дуговой сварки непла-вящимися электродами в инертных газах в значительной мере определяется свойствами электродов и потенциальными возможностями их улучшения.

От конструкции неплавящегося электрода и, прежде всего, его рабочего участка зависят технологические свойства сварочной дуги и, как следствие, результаты сварки. Эта зависимость, а также стремление к увеличению срока службы электродов послужили причиной того, что с 1942 года, когда впервые в США неплавящиеся вольфрамовые электроды были применены для дуговой сварки в аргоне, разработано множество их конструкций, основной среди которых до сих пор остается вольфрамовый пруток с рабочим участком, имеющим форму полусферы или конуса. Продолжающийся поиск новых технических решений свидетельствует о том, что традиционная конструкция электродов не всегда удовлетворяет технологическим требованиям, предъявляемым к ним, а тот факт, что она по-прежнему является преобладающей - об актуальности этого поиска и в настоящее время.

Из всего многообразия требований к неплавящимся электродам для дуговой сварки б инертных газах можно выделить основные:

1. Электрод должен обеспечивать уверенное возбуждение, физическую устойчивость и технологически необходимую мобильность сварочной дуги.

2. Электрод должен иметь высокую работоспособность, сохраняя свои качества и возможность применения в течение максимально возможного рабочего времени.

3. Электрод должен быть технологичным в изготовлении и последующем его применении. Усложнение конструкции электрода или повышение трудоемкости подготовки его к сварке должны быть оправданы получаемыми результатами сварки и экономическим эффектом.

4. Конструкция электрода должна обеспечивать минимальные потери электродного материала при первичной и повторных подготовках его к сварке (например, при заточке рабочего участка).

5. Конструкция электрода должна обеспечивать прогнозируемость и воспроизводимость результатов сварки. Незначительные изменения параметров режима или состава применяемых материалов не должны сопровождаться отклонениями параметров проплавлений.

Условия выполнения этих требований определяются характеризующими неплавящиеся электроды технологическими параметрами: диапазоном рабочих токов, максимально допустимым сварочным током, максимально допустимой плотностью тока на электроде и его рабочем участке, расходом электродного материала (например, на единицу длины шва), длительностью непрерывной работы с сохранением формы рабочего участка и так далее. Эти параметры ограничивают возможную область применения электродов определенного типа, однако следует иметь ввиду, что их значения зависят от конкретных условий дуговой сварки. По этой причине они не могут быть достаточным критерием пригодности электродов в каждом конкретном случае. Необходимо учитывать и другие обстоятельства технологического и экономического характера, например, зависимость силового и теплового воздействия дуги на сварочную ванну от конструкции рабочего участка электрода.

По этим причинам для правильного выбора неплавящегося электрода необходимы знания условий его работы и путей приведения их к оптимальным с точки зрения как его работоспособности, так и эффективности воздействия дуги на свариваемый металл.

Широкие возможности для повышения технологических свойств дуги переменного тока предоставляет процесс сварки асимметричными разнополярными импульсами прямоугольной формы. Накопленный к настоящему времени опыт показывает, что преимущества его заключаются в более высокой устойчивости дуги, особенно при сварке на малых токах, возможности раздельного управления качеством катодной очистки свариваемой поверхности и проплавляющей способностью дуги посредством регулирования амплитуды и длительности импульсов тока прямой и обратной полярности. Наряду с широкими технологическими возможностями, инверторные источники питания отличаются высоким КПД, хорошими массогабаритными показателями, возможностью программирования наиболее часто используемых режимов сварки.

Представленные в настоящей работе исследования проводились с привлечением трудов по проблемам сварки неплавящимся электродом Г.И. Лескова, B.C. Гвоздецкого, Д.М. Рабкина, Д.А. Дудко, Б.И. Шнайдера, А.Н. Корниенко, Д.М. Погребицкого, И.И. Зарубы, В.К. Лебедева, B.C. Мечева, Э.М. Эсибяна, А.Я. Ищенко, А.Г., Покляцкого (ИЭС им. Е.О. Па-тона HAH Украины), В.М. Ямпольского, А.И. Акулова, Э.А. Гладкова

МГТУ им. Н.Э. Баумана), A.A. Ерохина, В.А. Букарова, И.Д. Кулагина, H.H. Рыкалина, Н.В. Самойленко (Институт металлургии и материалов им. A.A. Байкова РАН), В.И. Столбова, В.П. Сидорова, Ю.В. Казакова (Тольяттинский государственный университет), В.А. Ленивкина, Н.Г. Дюргерова (Донской государственный технический университет), И.М. Ковалева (Тульский государственный технический университет), Д.Г. Быховского, W.F. Savage, S.S. Strunck, S. Kou, M.S. Tsai, V. Nishikava, I.S. Goodman, G.N. Haddad, V.P. Kuianpaa, S. Kyselica, M. Tomsic, S. Barhorst.

При анализе условий работы термоэмиссонных дуговых катодов использованы труды российских и зарубежных физиков И.Г. Кесаева, В.Ф. Гордеева, A.B. Пустогарова, A.M. Дороднова, Н.П. Козлова, Я.А. Помелова, М.Ф. Жукова, П.А. Шоек, A.D. Morris, W.C. Core и др.

Работа выполнена на кафедре «Оборудование и технология сварочного производства» Волгоградского государственного технического университета при поддержке гранта Президента РФ. Отдельные разделы работы включались в научно-технические программы Минобразования РФ «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники» (2003-04гг.), Сводные планы и перечни научно-исследовательских, проектно-конструкторских и технологических работ по сварочной науке и технике (1987-92гг.), одобренные Объединенной сессией Научного совета по проблеме «Новые процессы сварки и сварные конструкции» ГКНТ и Координационным Советом по сварке.

Цель работы: Создание научно обоснованных процессов сварки, разработка нового сварочного оборудования и конструкций неплавящих-ся электродов, обеспечивающих повышение технологических свойств дуги в инертных газах.

Работа выполнена с применением методов физического и математического моделирования, микрорентгеноспектрального и рентгено-структурного анализа (МГТУ им. Н.Э. Баумана), рентгенографии (ВНИ-ИПТхимнефтеаппаратуры), оптической пирометрии, зондирования дуги, электронного осциллографирования, цифровой видео- и фотосъемки, калориметрии, металлографических исследований и механических испытаний сварных соединений.

В первой главе рассмотрены и обобщены литературные данные по проблемам повышения стойкости неплавящихся электродов, улучшения устойчивости дуги и формирования сварных швов, повышения производительности сварки; поставлены задачи исследований и намечены пути их решения.

Вторая глава посвящена изучению электрофизических и технологических характеристик малоамперной дуги постоянного тока и разработке методов повышения ее устойчивости при сварке тонколистовых высоколегированных сталей.

В третьей главе исследована стабильность малоамперной дуги при сварке тонколистового алюминия и его сплавов на синусоидальном токе и асимметричными разнополярными импульсами тока прямоугольной формы. Выработаны требования к конструкциям неплавящихся электродов и источников питания.

В четвертой главе представлен анализ тепловых условий работы неплавящихся электродов при сварке на переменном и постоянном токе в аргоне, гелии и их смесях с применением методов математического и физического моделирования.

Пятая глава обобщает представленные теоретические разработки и посвящена исследованиям технологических характеристик сварочной дуги с неплавящимся электродом.

В шестой главе описаны выполненные конструкторские и технологические разработки, приведены сведения о внедренных технологических процессах.

Научная новизна работы заключается в следующих основных положениях:

Новым научным положением работы, развивающим физические основы управления свойствами сварочной дуги с неплавящимся электродом, является установление возможности и определение условий существования разряда с диффузным катодным пятном (ДКП) в гелии и его смесях с аргоном, в том числе в импульсах прямой полярности при сварке на переменном токе. При этом стойкость неплавящихся электродов не уступает их стойкости при сварке в чистом аргоне, а эффективность нагрева металла характеризуется наличием термодинамического минимума, обусловленного ростом эффективной мощности дуги при увеличении концентрации гелия с одной стороны и снижением ее силового воздействия - с другой. Взаимовлияние этих факторов обуславливает повышение проплавляющей способности дуги при концентрациях гелия более 25-30% и обеспечивает улучшение формирования швов при сварке на высоких значениях погонной энергии при концентрациях гелия более 50%.

В рамках экспериментальных исследований и математического моделирования выявлены условия горения дуги с ДКП, определяемые взаимосвязью конструкции неплавящихся электродов, их материала, теплового баланса и параметров режима сварки. Установлена решающая роль в формировании ДКП эмиссионного охлаждения рабочего участка электрода и джоулева тепловыделения, требуемый уровень которого обеспечивается при плотностях тока в рабочей зоне менее 45-50А/мм2, когда тепловыделение на омическом сопротивлении достигает или превышает уровень энергии, отводимой теплопроводностью.

Впервые установлено, что высокая проплавляющая способность дуги переменного тока с прямоугольной формой импульсов (ПФИ) обусловлена мощным газодинамическим воздействием ее на сварочную ванну, связанным с резким изменением давления дуги при смене полярности. При этом выявлены характерные особенности дуги ПФИ, заключающиеся в:

• падении напряжения дуги в импульсах прямой полярности до аномально низких значений 3,5-5В при показателях коэффициента асимх Е метрии по длительности импульсов кхас-—^— >0,77-0,8;

Гобр + гпр

• увеличении проплавляющей способности дуги при использовании электродов с конической заточкой в диапазоне 0,2 < ктас < 0,38 за счет сжатия катодного пятна в импульсах тока прямой полярности;

• росте устойчивости малоамперной дуги при повышении частоты переменного тока и уменьшении кгас, связанном с повышением пространственной стабильности катодного пятна в импульсах обратной полярности.

Экспериментально доказано, что длительность переходных процессов при повторных возбуждениях дуги в импульсах обратной полярности повышается с увеличением скорости нарастания напряжения на стадии тлеющего разряда в диапазоне от 0 до 130 В.

На основе исследования энергетических параметров катодных процессов определены условия устойчивости малоамперной дуги постоянного тока и показана эффективность применения для сварки ультратонких неплавящихся электродов, обеспечивающих диффузную привязку катодного пятна при плотностях тока, достигающих 225А/мм2. Установлено, что интенсивность образования наростов и «короны» на неплавящихся электродах, обусловленного конденсацией паров свариваемого металла и вольфрама, увеличивается с ростом градиента температур на рабочем участке и снижается при переходе к дуге с ДКП.

Практическая ценность: На основе исследований электрофизических и технологических характеристик дуги в инертных газах и их смесях разработаны пути и средства повышения стойкости неплавящихся электродов,, улучшения формирования сварных швов, увеличения проплавляющей способности дуги и производительности сварки конструкций из высоколегированных сталей и цветных металлов. Созданы технологические рекомендации и соответствующее программное обеспечение, нацеленные на оптимизацию свойств дуги при решении конкретных задач в области сварки неплавящимся электродом.

Разработаны и реализованы методы повышения устойчивости малоамперной дуги постоянного и переменного тока, обеспечивающие качественное формирование сварных швов при сварке неплавящимся электродом тонколистовых металлов.

На основе новых технических и технологических решений разработаны высокоэффективные процессы сварки и наплавки неплавящимся электродом, комплекс высокоэффективного сварочного оборудования, включающий новые конструкции сварочных источников питания, горелок, неплавящихся электродов. Научные разработки внедрены на РКК «Энергия» им. С.П. Королева (г.Королев, Московской обл.); ФГУП ПО «Баррикады» (г.Волгоград); ПКК «Славянка» (г.Волгоград); ПО «Волго-градэлектротранс»; Приволжской дистанции электроснабжения железной дороги; ОАО «Камышинские электрические сети» (ф-л «Волгоград-энерго»); ОАО МЗ «Красный Октябрь» (г.Волгоград); Волжском научно-техническом комплексе (г.Волжский). Суммарный экономический эффект от внедрения новых разработок составил 2.48 млн. рублей. В большинстве перечисленных работ автор являлся научным руководителем.

Материалы диссертации опубликованы в 65 научных работах, в том числе монографии, 14 статьях в центральных журналах, 8 патентах и авторских свидетельствах, 10 статьях в сборниках докладов. Девять работ, опубликованы на английском языке в журнале «Welding International».

Работа прошла апробацию на 23 конференциях различного уровня.

Структура и объем работы Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, списка литературы и приложений, изложена на 373 листах машинописного текста, содержит 254 рисунка и 24 таблицы. Список литературы включает 306 наименований.

Выводы

1. Проведенные исследования послужили основой для разработки нового высокоэффективного сварочного оборудования, создания аппаратуры и материалов для сварки неплавящимся электродом в инертных газах. Конструкции разработанных устройств отличаются улучшенными технико-технологическими характеристиками, ориентированы на использование отечественной элементной базы и материалов, отличаются надежностью в работе и могут быть рекомендованы к широкому внедрению.

2. Внедрение результатов исследований в технологических процессах сварки разнообразных материалов в различных отраслях и условиях показало их восстребованность предприятиями машиностроения. Результаты работы будут полезны как при разработке новых технологических процессов сварки неплавящимся электродом в инертных газах, так и при модернизации существующих.

Заключение

1. На основе комплекса выполненных исследований установлены основные взаимосвязи характера протекания катодных процессов со стойкостью неплавящихся электродов, устойчивостью сварочной дуги, тепловым и силовым воздействием на сварочную ванну, позволяющие научно обоснованно и эффективно управлять ее технологическими характеристиками, обеспечивая высокую стабильность и производительность процесса сварки.

2. Теоретически и экспериментально доказано, что применение ультратонких (<0,5мм) электродов существенно повышает устойчивость катодного пятна малоамперной дуги. Допустимая плотность тока для таких электродов достигает 220А/мм2, что при высоком термическом сопротивлении вылета обеспечивает близкий к равномерному разогрев рабочего участка и исключает конденсацию на нем паров вольфрама и материала анода, сводя к минимуму процессы образования наростов и «короны». Малоамперная дуга с ДКП обладает низким газодинамическим воздействием на сварочную ванну, что существенно снижает требования к точности сборки заготовок и значительно уменьшает вероятность образования прожогов при сварке тонколистовых материалов. Применение ультратонких и многопрутковых электродов обеспечивает возможность сварки дугой с ДКП в диапазоне токов от 2А до 120А и не требует заточки рабочего участка. Пространственная стабильность малоамперной дуги повышается наложением на дуговой промежуток кратковременных импульсов тока, чем исключается дискретное перемещение анодного пятна и улучшается формирование швов при сварке торцовых соединений на повышенных скоростях.

3. На напряжение дуги оказывают совместное влияние конструкция рабочего участка неплавящегося электрода и состав защитного газа, а полный тепловой КПД дуги в аргоно-гелиевой смеси характеризуется наличием термодинамического минимума при содержании гелия в защитном газе 2530%. Стойкость неплавящихся электродов при сварке дугой с ДКП в гелии и его смесях с аргоном не только не уступает стойкости электродов при сварке в чистом аргоне, но и превосходит ее. Стойкость катодов с конической заточкой рабочего участка с увеличением содержания гелия снижается, причем наиболее существенно для электродов из технически чистого вольфрама. Для катодов с активирующими присадками характерно локальное разрушение на вылете независимо от пропорции газовой смеси, в то время как у электродов из технически чистого вольфрама при содержании гелия более 75-80% происходит оплавление рабочего участка. Увеличение концентрации гелия в аргоно-гелиевой смеси защитного газа способствует не только повышению проплавляющей способности дуги, но и нормализации формирования шва при высоких значениях погонной энергии, что связано с изменением характера нагрева рабочего участка неплавящихся электродов, обуславливающим снижение газодинамического воздействия дуги на сварочную ванну. Применение электродов с обратной конической заточкой обеспечивает нормальное формирование швов при существенно больших плотностях тока, чем электродов традиционной конструкции.

4. Устойчивость малоамперной дуги переменного тока при сварке алюминия и его сплавов определяется стабильностью повторных возбуждений разряда на обратной полярности, решающую роль в механизме которых играет скорость формирования катодных процессов в преддуговой период. Уставлено влияние параметров дежурной дуги, уровня остаточной термоэмиссии неплавящегося электрода и формы кривой сварочного тока на скорость нарастания напряжения аномального тлеющего разряда в переходный период и величину преддугового тока. Изменение в определенных пределах коэффициентов асимметрии дуги ПФИ по току и длительности импульсов прямой и обратной полярности с одновременным повышением частоты переменного тока существенно повышает пространственную устойчивость дуги, увеличивает коэффициент формы проплавлений, обеспечивает высокую стойкость неплавящегося электрода и хорошее качество катодной очистки свариваемой поверхности.

5. При неизменных т0бР, тпр с увеличением диаметра электрода растет максимальная температура его рабочего участка, что свидетельствует о целесообразности применения для сварки электродов минимально возможных диаметров. С увеличением т0бр снижается влияние активирующих присадок в материале электрода на его нагрев, а при т0бр > тпр стойкость электродов мало зависит от их материала и состава защитного газа. При определенных соотношениях длительностей импульсов тока прямой и обратной полярности тепловое состояние и стойкость неплавящихся электродов приближаются к таковым в условиях сварки дугой постоянного тока. С увеличением угла заточки неплавящегося электрода критическая величина тока возрастает, однако с ростом тобр это влияние становится менее существенным, и при Тобр/т0бр+т0бр ^ 0,5 угол заточки электрода не оказывает влияния на критическое значение тока. Изменяя плотность тока и длительность импульсов обратной полярности, можно достичь выравнивания температур на рабочем участке, что обеспечивает формирование дуги с ДКП в импульсах прямой полярности и существенно повышает эффективность процессов многопроходной сварки и наплавки.

6. Технологически значимым параметром процесса сварки дугой ПФИ является отношение гобр / Г. Оптимальный диапазон изменений последнего составляет 0,2-0,38, где минимальное значение относительной длительности импульсов тока обратной полярности ограничивается низким качеством катодной очистки свариваемого металла, а максимальное - снижением стойкости неплавящихся электродов. Эффективный КПД дуги ПФИ зависит от соотношения длительностей импульсов тока и при увеличении тобр/Т от 0,06 до 0,55 уменьшается на 6-8%. При малых значениях тобр/Т эффективный КПД близок по своему значению к эффективному КПД дуги постоянного тока прямой полярности и превышает КПД дуги синусоидального тока на 10-15%. Напряжения дуги ПФИ Udnp и (Уа обР существенно зависят от соотношения длительности импульсов прямой и обратной полярности, что необходимо учитывать при расчетах энергетических характеристик процесса и выборе режимов сварки. По проплавляющей способности дуга ПФИ существенно превосходит дугу с синусоидальной кривой тока, что объясняется мощным динамическим воздействием ее на сварочную ванну в результате резкой смены полярности. Изменение частоты импульсов тока в диапазоне 30-240Гц не влияет на энергетические характеристики и проплавляющую способность дуги ПФИ, а ее силовое воздействие уменьшается с ростом относительной длительности импульсов обратной полярности.

7. Проведенные исследования послужили основой для разработки новых технологий, создания высокоэффективного сварочного оборудования, аппаратуры и материалов для сварки неплавящимся электродом в инертных газах. Новые технологические процессы внедрены на РКК «Энергия» (г.Королев, Московской обл.); ПО «Баррикады» (г.Волгоград); ОАО «Славянка» (г.Волгоград); ПО «Волгоградэлектротрано»; Приволжской дистанции электроснабжения железной дороги; ОАО «Камышинские электрические сети» (ф-л «Волгоградэнерго»); ОАО «Красный Октябрь» (г.Волгоград); Волжском научно-техническом комплексе (Волгоградская обл.). Экономический эффект от внедрения новых разработок составил 2.48 млн. рублей.

1. Лесков Г.И. Электрическая сварочная дуга. - М.: Машиностроение, 1970. - 335с.

2. Тиходеев Г.М. Энергетические свойства электросварочной дуги. М.: Изд-во АН СССР, 1961.-254с.

3. Финкельнбург В., Меккер Г. Электрические дуги и термическая плазма. М.: Иностр. литер., 1961.-370с.

4. Гордеев В.Ф., Пустогаров A.B. Термоэмиссионные дуговые катоды. М.: Энергоатомиздат, 1988.-192с.

5. Косович В.А., Полупан B.A., Седых В.С.и др. Сравнительная оценка работоспособности не-плавящихся электродов различных конструкций // Сварочное производство. 1987. - №8. -С.19-20.

6. Косович B.A., Маторин А.И., Седых B.C. и др. Композиционные неплавящиеся электроды для аргонодуговой сварки // Сварочное производство. -1983. №5. - С. 17-18.

7. Кудинцева Г.А., Мельников А.И., Морозов A.B. и др. Термоэлектронные катоды. М.Д: Энергия, 1966.-210с.

8. Бродский А.Я. Аргонодуговая сварка вольфрамовым электродом. М.: Машгиз, 1956. -390с.

9. Эккер Г. Вопросы теории вакуумной дуги / Вакуумные дуги: Пер. с англ. М., 1982. - С.267-384.

10. Эсибян Э.М. Исследование электрических и технологических свойств малоамперной сварочной дуги / Сварка специальных металлов и сплавов. Киев, 1963. - С.42-46.

11. Гвоздецкий B.C. К теории катодных процессов в электрической дуге // Автоматическая сварка. -1969. №1. - С.33-37.

12. Гвоздецкий B.C. К теории катодных процессов в электрической дуге // Автоматическая сварка. -1969. №6. - С. 1-4.

13. Кесаев И.Г. Катодные процессы электрической дуги. М.: Наука, 1968. - 244с.

14. Ленивкин B.A., Дюргеров Н.Г., Сагиров X.H. Технологические свойства сварочной дуги в защитных газах. М.: Машиностроение, 1989. - 264с.

15. Самервил Д.М. Электрическая дуга. М.Д: Госэнергоиздат, 1962. - 120с.

16. Микроплазменная сварка / Под ред. Б.Е. Патона. Киев: Наукова думка, 1979. - 248с.

17. Гвоздецкий B.C. Об электрическом поле объемного заряда у катода электрической дуги // Автоматическая сварка. 1965. - №6. - С. 16 - 20.

18. Леб Л.Б. Основные процессы электрических разрядов в газах. М.: ГИТТЛ, I960. - 204с.

19. Патон Б.Е., Лебедев B.K. Электрооборудование для дуговой и шлаковой сварки. М.: Машиностроение, 1966. - 359с.

20. Стародубцев Л.В., Походня И.К, Зависимость повторного зажигания дуги переменного тока от физических характеристик материала, служащего катодом // Автоматическая сварка. -1984. №6. - С.1 - 4.

21. Шубин В.И., Буянов M.B., Бородин Ю.М. и др. Стойкость прямоугольных и круглых вольфрамовых электродов при длительной работе // Сварочное производство. 1979. - №1. -С.12-13.

22. Персиц Л.М., Гриценко М.С., Сидоров Л.Р. Оценка факторов, влияющих на длительную стойкость вольфрамового электрода и надежность возбуждения дуги при аргонодуговой сварке // Сварочное производство. -1979. №1. - С.14-16.

23. Букаров В.А., Ищенко Ю.С., Демичев В.И. Пути повышения стойкости вольфрамовых электродов при дуговой сварке // Сварочное производство. 1984. - №9. - С.22-24.

24. Быховский Д.Г. Кряков В.В. Образование «наростов» на вольфрамовых электродах с формируемой рабочей поверхностью // Автоматическая сварка. 1982. - №8. - С.42-44.

25. Амосов B.M., Карелин Б.А., Кубышкин B.B. Электродные материалы на основе тугоплавких металлов. -М.: Металлургия, 1976. -224с.

26. Эсибян Э.М. Исследование электрических и технологических свойств малоамперной сварочной дуги / Сварка специальных металлов и сплавов. Киев: АН УССР, 1963. - С. 137152.

27. Гордеев В.Ф., Пустогаров A.B., Кучеров Я.Р. и др. Особенности работы вольфрамовых катодов в аргоне и гелии // Автоматическая сварка. 1989. - №6. - С.48-50.

28. Елагин B.M., Кислюк Ф.И. О влиянии химического состава вольфрамового электрода на характер его разрушения и блуждания дуги // Сварочное производство. 1972. - №6. - С.6-9.

29. А. С. 603521 СССР, МП К В 23 К 9/06. Устройство для сварки на переменном токе плавящимся электродом со стабилизацией дуги / Н.И. Заруба, И.В. Пентегов, B.B. Дымченко и др. Опубл. 25.04.78, Бюл. №15.

30. Глушко В.Я., Лейбзон В.М., Лосицкий Н.Т. и др. Стойкость вольфрамового электрода при сварке меди в азоте II Сварочное производство. 1974. - №4. - С.23-24.

31. Прилуцкий В.П., Иванова O.H., Мечев B.C. и др. Стойкость вольфрамовых электродов при аргонодуговой сварки титана по флюсу //Автоматическая сварка. -1979. №10. - С.41-43.

32. Баранов А.К., Крюковский B.H., Раймонд Э.Д. Горелка для аргонодуговой сварки с интенсивным охлаждением вольфрамового электрода // Сварочное производство. 1970. - №8. -С.48-49.

33. Селяненков В.Н., Степанов B.B., Сайфиев P.3. Зависимость давления сварочной дуги от параметров вольфрамового электрода II Сварочное производство. 1980. - №5. - С.5-7.

34. Раймонд Э.Д., Тащилов B.C., Шиганов H.B. Предупреждение блуждания дуги при аргонодуговой сварке II Сварочное производство. -1983. №7. - С.31-33.

35. Федоренко Г.А., Шведиков B.M. Формирование зоны газовой защиты при дуговой сварке // Автоматическая сварка. 1986. - №4. - С.36-38.

36. Полупан B.A. Разработка и исследование неплавящихся электродов для сварки в аргоне на токах до 1000 А: дис. на соиск. ученой степени канд. техн. наук. Волгоград, 1988.

37. Паршин С.Г. О рациональной форме рабочей поверхности вольфрамовых электродов, контактирующих с парами активирующего флюса // Сварочное производство. 2002. - №4. -С.30-32.

38. Neurath P.W., Gibbs J.W. Arc Cathode Emission Mechanisms at High Currents and Pressures // Journal of Applied Physic. 1963. - №2. - P. 277-283.

39. Пищик B.T. Стойкость вольфрамового электрода при импульсной сварке обратной полярности // Сварочное производство. 1967. - №5. - С.48-49.

40. Ando Kohei, Nishi Kawa Jan Stadies on tungsten electrode for TIG-arc welding // Japan Welding Society. 1971.-40. - №6. - P.552 - 562.

41. Гордеев В.Ф., Пустогаров A.B., Кучеров Я.P. и др. Стойкость вольфрамового катода при дуговой сварке в гелии //Автоматическая сварка. 1986. - №9. - С.66-67.

42. Chihoski R.A., The rationing of power between the gas tungsten arc electrode // Welding Journal. -1970.-№2.-P. 69-82.

43. Schleifgerät verlängert Lebensdauers von Wolframelectroden // Maschinenmarkt. 1983. - №15.- P. 256.

44. Ковалев И.M. Пространственная устойчивость движущейся дуги с неплавящимся катодом // Сварочное производство. -1972. №8. - С. 1-3.

45. Ковалев И.М. О некоторых закономерностях течениях дуговых плазменных потоков // Физика и химия обработки материалов. -1972. №2. - С.17-20.

46. Буки A.A., Стрелков Л.А., Сизов П.Н. Особенности прохождения дуги через зазор // Сварочное производство. 1987. - №12. - С.25-27.

47. Ковалев И.М., Кричевский E.M., Львов B.H. Влияние движения металла в сварочной ванне на устойчивость дуги и формирование шва // Сварочное производство. 1974. - №11. - С.5-7.

48. Ковалев И.М. Некоторые способы стабилизации неустойчивых дуг с неплавящимся электродом // Сварочное производство. 1973. - №6. - С.3-5.

49. Булатов Ю.В., Лосева Г.И. Влияние характеристик потока защитных газов на устойчивость малоамперной дуги // Сварочное производство. 1970. - №11. - С. 10-12.

50. Казаков Ю.В., Столбов В.И., Корягин К.Б. и др. Отставание анодного пятна движущейся сварочной дуги // Сварочное производство. 1986. - №10. - С.19-21.

51. Столбов В.И. Исследование формы сварочной дуги // Автоматическая сварка. 1979. - №2. -С.15-17.

52. Казаков Ю.В., Столбов В.И., Корягин К.Б и др. Влияние активирующих флюсов на строение сварочной дуги в аргоне // Сварочное производство. -1985. №4. - С.30-32.

53. Hirschmann F. Automatic Random Shape Arc Welding usid X, Y and Rotation Control. Welding and Metal Fabrication, 1969, №5, p.208-209.

54. Синельников H.Г., Ганюшин В.M., Cae A.B. и др. Исследование качества сварки торцовых тонколистовых соединений в условиях действующих возмущений // Автоматическая сварка.- 1985. — №1. -С.37-41.

55. Погребиский Д.М., Шнайдер Б.И., Дудко Д.А. Достижения, проблемы и перспективы развития микроплазменной сварки (обзор). // Автоматическая сварка. 1983. - №10. - С.43-51.

56. Шнеерсон В.Я. Некоторые особенности сварки отбортованных и торцовых соединений // Автоматическая сварка. -1980. №9. - С.51-53.

57. Степанов В.В., Нечаев В.И. О давлении плазменной дуги // Сварочное производство. -1974.-№11.-0.4-5.

58. Алекин Л.Е., Ильенко H.A., Гума B.B. Давление малоамперной дуги в аргоне на сварочную ванну // Автоматическая сварка. 1965. - №10. - C.38-40.

59. Дудко Д.А., Шннайдер Б.И., Погребицкий Д.М. Допустимые зазоры при ипульсно-дуговой сварке торцовых соединений металлов малых толщин // Сварочное производство. 1977. -№5. - C.27-31.

60. Столбов В.И., Масаков В.В., Образование прожога при сварке плавлением тонких листов // Сварочное производство. -1977. №10. - C.20-22.

61. Лесков Г.И. Исследование процессов в дуге и источниках питания для перехода тока через нуль//Автоматическая сварка. 1963.- №2,- C.4-8.

62. Оборудование для дуговой сварки. Справочное пособие / Под. ред. B.B. Смирнова. Л.: Энергоатомиздат, 1986. - 656с.

63. Рабинович И.Я. Оборудование для дуговой электрической сварки. М.: Машгиз, 1968. -380с.

64. Троицкий В.А. Влияние параметров электрической цепи на повторное возбуждение дуги переменного тока //Автоматическая сварка. 1975. - №11. - C.6-10.

65. Троицкий В.А. Влияние индуктивности на форму кривой переменного тока сварочной дуги // Автоматическая сварка. 1974. -№1. - C.8-11.

66. Троицкий B.A., Шигаев Т.Г. Влияние параметров электрической цепи на преддуговые процессы при сварке переменным модулированным током //Автоматическая сварка. 1979. -№3. - C.8-10.

67. A.c. 329972 СССР, МКИ B23K 9/16. Способ дуговой сварки / Лебедев B.K., Пентегов И.В., Заруба И.И. и др. (СССР).

68. А. с. 523769 СССР, МПК В 23 К 9/00. Устройство для сварки переменным током / Н.И. Заруба, В.А. Троицкий, И.В. Пентегов, B.B. Дымченко и др. Опубл. 05.08.76, Бюл. №29.

69. А. с. 1165537 СССР, МПК В 23 К 9/00. Устройство для многопостовой сварки / Н.И. Заруба, B.B. Дымченко, В.В. Андрев и др. Опубл. 07.07.85, Бюл. №25.

70. А. С. 1416280 СССР, МКИ B23K 9/06. Устройство для стабилизации дуги переменного тока / Бельков C.M. (СССР).

71. А. С. 1458121 СССР, МПК В 23 К 9/06. Устройство для стабилизации сварочной дуги переменного тока / B.M. Попов, А.И. Ревякин. Опубл. 15.02.89, Бюл. №6.

72. А. С. 1445879 СССР, МПК В 23 К 9/06. Устройство для стабилизации дуги переменного тока / C.M. Бельков. Опубл. 23.12.88, Бюл. №47.

73. Заруба И.И., Дыменко B.B., Болотько В.И. Автономный стабилизатор горения дуги на 100 Гц (СД-3) / ИЭС им.Е.О.Патона HAH УССР. Киев, 1982. -4с.

74. Лебедев B.K., Лесков Г.И. Основы расчета и новые модели генераторов импульсов // Автоматическая сварка. 1967. - №6. - C.7-12.

75. Заруба И.И., Дыменко В.В. Стабилизаторы горения дуги переменного тока с двойным управлением //Автоматическая сварка. -1982. №5. - C.43-46.

76. Заруба И.И., Дыменко В.В., Болотько В.И. Применение стабилизаторов горения дуги с целью понижения напряжения холостого хода трансформаторов для ручной дуговой сварки // Автоматическая сварка. 1982. - №10. - C.27-31.

77. Заруба И.И., Дыменко B.B., Болотько В.И. Сварочные трансформаторы с устройствами стабилизации горения дуги. (Обзор) //Автоматическая сварка. 1989. - №10. - C.46-51.

78. Дыменко B.B., Заруба И.И., Стемковский Е.П. Выбор полярности импульсов для стабилизации горения дуги //Автоматическая сварка. -1987. №12. - C.28-34.

79. Короткова Г.М. Динамические характеристики дуги переменного тока при сварке алюминиевых сплавов // Автоматическая сварка. 1984. -№11.- С.30-32.

80. А. С. 1426718 СССР, МПК В 23 К 9/00. Устройство для сварки переменным прямоугольным током / О.Г. Булатов, B.C, Иванов, В.Д. Поляков и др. Опубл. 30.09.87, Бюл. №27.

81. Hinchen J. Avoiding problems when welding aluminium/ Welding and Metal Fabrication. 1988. -56,N3 . - P.132-138.

82. Square wave TIG300-400 // Smitweld report. 1990. - N1. - P.25-29.

83. Hirosi M., Yoshinori H. Rectangular wave AC TIG welding of aluminium alloy // Technol. Repts Osaka Univ. 1988. - March, 9. - P.77-85.

84. Иоффе Ю.Е. Инверторные источники питаня для аргонодуговой сварки фирмы Lincoln Electric// Сварочное производство. 1977. - №2. - C.36-37.

85. Qilong W., Jiuhai Z., Yanping L. Dinamic characteristics of TIG welding arc with AC square wave // Harbin, 1985.-7 p.p. (IIW Doc., N 212-609-85).

86. Закс М.И., Каганский Б.А., Печенин A.A. Трансформаторы для элекгродуговой сварки. Я: Энергоатомиздат, 1988. - 136с

87. Применение генераторов постоянного тока для сварки алюминиевых сплавов разнополяр-ными импульсами / J1.H. Быков, Н.М. Воропай, B.A. Мищенков, J1.J1. Павлов // Автоматическая сварка. -1972. №5. - С.72-73.

88. Источники питания для дуговой сварки с использованием инверторов / И.В. Пентегов, С.Н. Мещеряк, В.А. Кучеренко и др. //Автоматическая сварка. 1982. - №7. - С.29-35.

89. Источник питания для сварки алюминиевых сплавов прямоугольными импульсами / Л.Н. Быков, Н.М. Воропай, В.А. Мищенков, Л.Л. Павлов // Автоматическая сварка. 1972. - №7. -С.72-73.

90. Behnisch H. Das Schweibkonzept der Zukunf. Schweibmaschinen sollten primär getaktet und transistorisiert sein.- Metall, 1986. N5. - P.27-28.

91. Сушкин В. П., Цепенников Ю.А. Сварка алюминиевых сплавов током повышенной частоты / Монтаж и специальные работы в строительстве. -1981. №4. - C.21-23.

92. А. С. 221477 СССР, МКИ B23K 9/16. Способ плазменной сварки / Патон Б.Е., Дудко ДА., Гвоздецкий B.C. и др. (СССР).

93. Печенкина B.A., Сидоров В.П., Куркин И.П. Сварка тонколистовых алюминиевых сплавов сжатой малоамперной трехфазной дугой // Сварка цветных металлов. Киев, 1989. - С.26-28.

94. Столбов В.И., Сидоров В.П., Кузнецов Г.Д. Плазменная резка алюминиевых сплавов трехфазной дугой // Сварочное производство. 1977. - №2. - С.36-37.

95. Столбов В.И. Сварка и резка алюминиевых сплавов трехфазной дугой: Автореферат диссертации на соискание ученой степени д.т.н., М.: 1983. 34с

96. Тайц Б.Л. Сварка алюминия трехфазной дугой неплавящимся электродом в защитных газах. -Л.: ЛДНТП, 1969. -26с.

97. Столбов В.И., Шаповалов В.А., Акимов A.B. О влиянии стабильности горения трехфазной дуги на качество соединений из алюминиевых сплавов // Сварка цветных металлов. Киев, 1989. — С.34-36.

98. Стабилизация процесса аргонодуговой сварки переменным током с помощью дежурной дуги / И.М. Трофимов, B.B. Коряжкин, Г.Д. Шевченко и др. // Сварочное производство. 1976. -№10. - С.39-41.

99. Savage W.F., Strunk S.S., Ishikawa Y. The effect of electrode geometry in gas tungsten arc welding // Welding Journal. - 1965. - №11. - P. 489-496.

100. Руссо В.Л., Суздалев И.В., Явно Э.И. Влияние напряжения дуги и геометрии заточки непла-вящегося электрода на силовое воздействие дуги // Сварочное производство. 1977. - №7. - С.6-8.

101. Косович В.А., Полупан B.A., Панин A.B. и др. Особенности работы вольфрамовых электродов полых катодов в аргоне при атмосферном давлении // Сварочное производство. -1986,- №9,- С. 14-15.

102. Лапин И.Е., Косович B.A., Седых B.C. Перспективные конструкции неплавящихся электродов для аргонодуговой сварки и наплавки / Достижения и перспективы развития сварочного производства. М.: МДНТП, 1988. - С.54-59.

103. А. С. 766795 СССР, МПК В 23 К 9/10, 9/16. Неплавящийся электрод / B.B. Баринов, И.М. Бирюков, B.C. Краснов. Опубл. 30.09.80, Бюл. №36.

104. А. С. 567573 СССР, МПК В 23 К 35/02. Неплавящийся электрод / И.М. Ковалев, В.Л. Надеен-ский, A.C. Рыбаков, В.Ф. Евдокимов, В.Н. Львов. Опубл. 05.08.77, Бюл. №29.

105. US3715561, B23K35/02B, В23К9/007. Non-consumable electrode configuration having increased arc starting capabilities / Hammarlind A. 06. 02. 73.

106. A.C. 425749 СССР, МПК В 23 К 9/16, 9/24. Вольфрамовый электрод / В.И. Шубин, И.В. Бу-ряк. Опубл. 30.04.74, Бюл. №16.

107. US3201563, В23К35/02В. Welding electrode / Gunther Lehnert. 17. 08. 65.

108. US3780259, B23K35/02B. Nonconsumable tungsten electrode for arc welding / Meyer R. 18. 12. 73.

109. US2922028, B23K35/02B, H05H1/34. Electric arc electrodes / Butler Thomas E, Persson John A. 19.01.60.

110. US3976853, B23K35/04, B23K35/02B. Non-fusible electrode, in particular for tungsten inert gas welding and a process for the production thereof / Trattner Hermann, Raab Hans. 24. 08. 76.

111. US3231332, B23K35/02B. Electrodes for electric discharge apparatus / W. Rowell, J.J. David, R.W. David. 25. 01.66.

112. JP58038692, B23K35/04, B23K35/22 bar for welding / Imanaga Akiyoshi. 07. 03. 83.

113. US3086103, В23К35/22В, Н05Н1/34, B23K9/067D10. Refractory electrode-inert gas shielded-arc working / Manz August F, Hackman Robert L. 16. 04. 63.114. Авт. свид. 266110 (СССР).

114. А. С. 764891 СССР, МПК В 23 К 9/16, 35/02. Неплавящийся электрод / В.А. Косович, А.И. Маторин, А.С. Протасенко, B.C. Седых. Опубл. 23.09.80, Бюл. №35.116. Заявка 59-179286 (Япония)

115. US3019330, B23K35/02B. Electrode for inert gas shielded electric welding and cutting / Guida Frank C. 30. 01.62.

116. JP56077072, B23K9/16. TIG welding method and ITS apparatus / Miura Minori. 25. 06. 81.

117. DE2437776, B23K35/06, B23K35/02B, H05H1/34. Rasche Sigurd Dr. 19. 02. 76.120. Патент 434383 (США).

118. А. С. 829376 СССР, МПК В 23 К 35/02, 9/16. Неплавящийся электрод для дуговой сварки / В.А. Косович, А.И. Маторин, А.С. Протасенко, B.C. Седых. Опубл. 15.05.81, Бюл. №18.

119. А. С. 944836 СССР, МПК В 23 К 9/16. Электродный узел к горелкам для сварки неплавя-щимся электродом / В.А. Косович, И.А. Маторин, B.C. Седых. Опубл. 23.07.82, Бюл. №27.

120. Kou S., Tsai M.S. Thermal Analysis of Welding Electrodes II Welding Journal. 1985. - №9. - P. 266-269.

121. Дородное A.M., Козлов Н.П., Помелов Я.А. Об эффекте «электронного» охлаждения на термоэмиссионном дуговом катоде // Теплофизика высоких температур. 1973. - №4. - С.724-727.

122. Косович B.A., Маторин А.И., Седых B.C. Особенности тепловых процессов в вольфрамовых электродах при аргонодуговой сварке // Сварочное производство. -1981. №11. - С.6-7.

123. А. С. 761183 СССР, МПК В 23 К 9/24, 9/16. Электродный узел к головкам и горелкам для дуговой сварки неплавящимся электродом / А.С. Рыбаков. Опубл. 07.09.80, Бюл. №33.

124. Мосиашвили О.Я., Суладзе Р.Н., Ерошев Ю.В. Тепловая нагрузка на вольфрамовый катод сжатой дуги // Автоматическая сварка. 1966. -№11.- С.20-23.

125. Рабкин Д.М., Иванова О.И. Исследование дуги при сварке вольфрамовым электродом // Автоматическая сварка. -1968. №5. - С. 16-20.

126. Иванова О.Н., Рабкин Д.М., Будник В.П. Допустимые значения тока при аргонодуговой сварке вольфрамовыми электродами // Автоматическая сварка. 1972. -№11.- С.38-40.

127. Specification for Tungsten Arc Welding Electrodes. AWS A5. 12-80.

128. Recommend Practices for Gas Tungsten Arc Welding // Welding Journal. 1981. - №6. - P. 4344.

129. Петров Г.Л. Сварочные материалы. П.: Машиностроение, 1972. -280с.

130. Гуревич C.M. Справочник по сварке цветных металлов. Киев: Наукова думка, 1981. -608с.

131. Справочник по сварке / Под ред. E.B. Соколова.-Т. 2. M.: Машгиз, 1961.-664с.

132. Шеленков Г.М., Гуревич C.M., Блащук B.E. Вольфрамовые электроды для сварки титана погруженной дугой II Сварочное производство. 1974. - №4. - С.21-23.

133. Юрьев В.П. Справочное пособие по нормированию материалов и электроэнергии для сварочной техники. M.: Машиностроение, 1972. - 152с.

134. Китаев А.М. Дуговая сварка. M.: Машиностроение, 1979. - 238с.

135. Жуков М.Ф., Смоляков В.Я., Урюков Б.А. Электродуговые нагреватели газа (плазмотроны). -М.: Наука, 1973.-232с.

136. Пузряков А.Ф., Лоскутов B.C., Мироненко М.Г. Энергетический и тепловой баланс катода плазменной горелки / Физика, техника и применение низкотемпературной плазмы. Алма-Ата, 1970,- С.256-260.

137. Иванова О.Н., Рабкин Д.М., Шевченко И.Н. и др. Поступление в дугу присадок вольфрамового электрода //Автоматическая сварка. 1968. - №2. - С. 13-15.

138. Пустогаров A.B. Экспериментальные исследования тугоплавких катодов плазмотронов. / Экспериментальные исследования плазмотронов. Новосибирск, 1977. - С.315-340.

139. Теоретические основы сварки / Под. ред. B.B. Фролова. M.: Высшая школа, 1970. -592с.

140. Nobuyuki Jamauchi, Tahao Taka, Manabu Oh-i. Divelopment and application of high Current TIG process (Scholta welding process). The Sumitomo Search, 1981. №25. - P. 87-100.

141. Kuianpaa V.P. Weld Defects in Austenite Stainless steel Sheets-Effect of Welding Parameters // Welding journal. -1983. №2. - P. 458-528.

142. Ерохин A.A., Букаров B.A., Ищенко Ю.С. Влияние угла заточки вольфрамового катода на образование подрезов и газовых полостей при сварке // Сварочное производство. 1972. -№5. - С.20-21.

143. Ковалев И.М., Кричевский E.M., Львов B.H. Влияние движения металла в сварочной ваннена устойчивость дуги и формирование шва // Сварочное производство. 1974. - №11. - С.5-7.

144. Ерохин A.A. Основы сварки плавлением. М.: Машиностроение, 1973. -448с.

145. Патон Б.Е., Мандельберг С.Л., Сидоренко Б.Г. Некоторые особенности формирования швов при сварке с повышенной скоростью // Автоматическая сварка. 1971. - №8. - С.1 - 6.

146. Kuianpaa V.P. Weld Defects in Austenite Stainless steel // Welding journal. 1984. - №5. - P. 118-122.

147. Ерохин A.A., Букаров B.A., Ищенко Ю.С. Влияние геометрии вольфрамового катода на некоторые характеристики сварочной дуги и проплавление металла // Сварочное производство.1971. — №12. С.17-19.

148. Столбов В.И., Иевлев B.A, Краснободцев E.H. Движение металла в ванне при сварке трехфазной дугой с глубоким проплавлением // Сварочное производство. 1976. - №9. - С.51-53.

149. Демянцевич В.П., Матюхин В.И. Особенности движения жидкого металла в сварочной ванне при сварке неплавящимся электродом // Сварочное производство. 1972. - №10. - С.1-3.

150. Селянинков В.Н., Голиков В.А., Казаков Ю.В. и др. О формировании сварочного шва в продольном магнитном поле при аргонодуговой сварке // Сварочное производство. 1975. -№11. — С.5-7.

151. Ерохин A.A. Силовое воздействие дуги на расплавляемый металл // Автоматическая сварка.1979. — №7. С.21-26.

152. Суздалев И.В., Кудояров Б.В., Руссо В.Л. и др. Влияние угла наклона электрода на образование газовых полостей в корне шва при аргонодуговой сварке титана // Сварочное производство. 1972. -№11.- С.44-45.

153. Руссо В.Л., Кудояров Б.В., Суздалев И.В. и др. Образование газовых полостей в металле шва при автоматической сварке титана сжатой дугой // Сварочное производство. 1972. -№9. - С.48-50.

154. Кудояров Б.В., Руссо В.Л., Суздалев И.В. О взаимосвязи между отклонением сварочной дуги и образованием газовых полостей в сварном шве // Сварочное производство. 1972. -№11. - С.9-10.

155. Мандельберг С.Л., Сидоренко Б.Г., Касаткин О.Г. Выбор режимов дуговой сварки, обеспечивающих получение стыковых швов без подрезов // Автоматическая сварка. 1984. - №12. -С.57 - 60.

156. Косович В.А., Полупан В.А., Седых B.C. и др. Технологические характеристики сильноточной дуги с полым катодом в аргоне // Сварочное производство. 1992. - №2. - С.34-35.

157. Косович В.А., Коростелев Б.А., Полупан В.А. Рациональные конструкции вольфрамовых электродов для аргонодуговой сварки постоянным током // Сварочное производство. 1988.10. С.28-29.

158. Лейбзон В.М., Глушко В.Я., Фролов В.В. Энергетические и технологические параметры дуг, горящих в аргоне, азоте или гелии // Сварочное производство. 1977. - №8. - С.9-11.

159. Гавров Е.В. Влияние состава защитного газа на глубину и форму проплавления при сварке композитной проволокой бронзы БрАНМцЖ8, 5-4-4-1,5 // Сварочное производство. 1982. -№12. - С.24-26.

160. Фан Ван Лан, Иванова О.Н., Рабкин Д.М. Экспериментальное определение плотности тока в анодном пятне при сварке в гелии //Автоматическая сварка. -1976. №8. - С.9-10.

161. Мечев B.C., Замков В.Н., Прилуцкий В.П. Радиальное распределение плотности тока в анодном пятне аргоновой дуги // Автоматическая сварка. 1971. - №6. - С.7 -10.

162. Кудояров Б.В., Руссо В.Л., Суздалев И.В. О взаимосвязи между отклонением сварочной дуги и образованием газовых полостей в сварном шве // Сварочное производство. 1972. -№4.-С.9-10.

163. Рабкин Д.М., Игнатьев В.Г., Довбищенко И.В. Сварка алюминия и его сплавов. Киев: Нау-кова думка, 1983. - 80с.

164. Дудко ДА., Корниенко А.Н. Тепловая эффективность процесса сварки плазменной дугой переменного тока//Автоматическая сварка. 1967. - №11. - С. 13-16.

165. Ноиков O.M., Токарев В.О. Казаков В.А. и др. Влияние переменного тока и состояния поверхности алюминиевых сплавов на эффективный КПД при аргонодуговой сварке неплавящимся электродом // Сварочное производство. 1990. - №8. - С.43-44.

166. Рыкалин H.H. Расчеты тепловых процессов при сварке. М.: Машгиз, 1951. - 296с.

167. Ищенко А.Я., Мишенков В.А., Чаюн А.Г. Аргонодуговая сварка алюминиевых сплавов АМг5 и 01381 на постоянном, переменном и асимметричном токе // Автоматическая сварка. 1978.11. С.46-48.

168. Гудков Д.В., Руссо В.Л. Выбор асимметрии сварочного тока при сварке алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 1993. - №1. - С.34-35.

169. Короткова Г. М., Славин Г.А., Филиппов М.А. Исследование процесса сварки дугой переменного тока прямоугольной формы // Сварочное производство. 1971. - №10. - С.4-6.

170. Чаюн А.Г., Фортунатова H.H., Легостаев В.А., Саенко М.И. Выбор режима аргонодуговой сварки на асимметричном разнополярном токе сплава 01420 // Автоматическая сварка. -1979. №1. - С.74-75.

171. Ищенко А.Я., Покляцкий А.Г., Яворская М.Р. и др. Влияние асимметрии разнополярного тока прямоугольной формы на параметры швов при аргоно-дуговой сварке сплавов АМгб // Автоматическая сварка. 1990. - №1. - С.26-28.

172. Kyselica S. High frequency reversing arc switch for plasma arc welding of aluminium // Welding journal. 1987. - №17. - P. 31-35.

173. Tomsic M., Barhorst S. Keyhole Plasma Arc Welding of Aluminium with Variable Polarity Powe // Welding journal. -1984. №2. - P. 25-30.

174. Nunes A.C., Bayless E.O., Jones C.S. at all. Variable Polarity Plasma Arc Welding on the Space Shuttle External Tank // Welding journal. 1984. - №9. - P. 27-35.

175. Craig E. The Plasma Arc Process A Review // Welding journal. - 1988. - №2. - P. 22-23.

176. Илюшенко P.B. Влияние параметров режима сварки пульсирующей дугой в аргоне на пористость соединений сплава 1420 //Автоматическая сварка. 1990. - №9. - С.27-30

177. Ищенко А.Я., Покляцкий А.Г., Минакова Р.В., Антонов С.О. Стойкость вольфрамовых электродов при аргонодуговой сварке алюминиевых сплавов переменным током / Сварка цветных металлов. Киев: Наукова думка, 1989. - С.8-11.

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

179. Carl R. Weymueller. Aluminium welding an engineering guide // Welding design and fabrication. -1981,-№5.-P. 75-82.

180. Goodman I.S., Ehringer H.J., Hackman R.L. New Gas Tungsten Arc Welding Electrode // Welding journal. - 1963. - №7. - P. 567.

181. Косович B.A., Полупан B.A., Седых B.C. и др. Влияние конструкции и материала неплавя-щихся электродов для дуговой сварки на их стойкость // Сварочное производство. 1990. -№6. - С.8-10.

182. Ищенко, А.Я., Чаюн А.Г., Мишенков В.А. и др. Аргонодуговая сварка алюминиевого сплава 01420 разнополярными прямоугольными импульсами тока //Автоматическая сварка. 1978.10. С.48-50.

183. Ищенко А.Я., Покляцкий А.Г., Яворская М.Р. Влияние параметров импульсов асимметричного тока на проплавляющую способность дуги при сварке алюминиевых сплавов // Автоматическая сварка. 1990. - №7. - С.13-16.

184. Рабкин Д.М., Воропай Н.М., Мишенков В.А. Энергетические характеристики процесса сварки на асимметричном разнополярном токе // Автоматическая сварка. 1978. - №4. - С.5 - 10.

185. Брик Е.Ю., Довбищенко И.В., Запарованный А.П. и др. Сварка алюминиевых сплавов плазменной дугой на переменном токе //Автоматическая сварка. 1992. - №4. - С.52-53.

186. Ищенко А.Я., Довбищенко В.П., Будник B.C., и др. Современные способы дуговой сварки алюминиевых сплавов (Обзор) // Автоматическая сварка. 1994. - №5. - С.35 - 37.

187. Еремин E.H., Кулишенко Б.А., Зиниград М.И. О стойкости вольфрамового электрода при сварке в смеси аргона и углекислого газа // Сварочное производство. 1979. - №1. - С.17-18.

188. Жуков М.Ф., Никифоровский B.C. Особенности теплового и механического состояния составных катодов // Экспериментальные исследования плазмотронов. Новосибирск: Наука, 1977.- С. 155-207.

189. Бейлис И.И., Любимов Г.А., Раховский В.И. Электрическое поле на поверхности электрода в катодном пятне дугового разряда //ДАН СССР, 1969. Т. 188. - №3. - С.552-555.

190. Нейман В. Приэлектродные процессы в газовом разряде высокого давления // Экспериментальные исследования плазмотронов. Новосибирск: Наука, 1977. - С.253-292.

191. С.Е. Jackson, The Science of Arc Welding. Welding Journal. - 1960. - №4. - P. 147-158.

192. Haddad G.N., Farmer J.D. Temperature Measurements in Gas Tungsten Arcs // Welding Journal.- 1985.-№12.-P. 339-342.

193. Ерошенко Л.Е., Мечев B.C. Влияние диаметра неплавящегося электрода на параметры электрической дуги, горящей в аргоне // Автоматическая сварка. 1976. - №7. - С.67-68.

194. Мечев B.C., Ерошенко Л.Е., Жайпаков А.Ж. и др. Характеристики столба дуги в аргоне при разных углах заточки неплавящегося электрода // Автоматическая сварка. 1983. - №8.1. С.32-37.

195. Моррис А. Исследование дуги постоянного тока. Получение и исследование высокотемпературной плазмы. М.: Иностр. лит., 1962. - С. 152-163.

196. Morris A.D., Core W.C. Analysis of the direct-current arc // Welding Journal. 1956. - №3. - P. 153-160.

197. Lancaster J.F. Energy Distribution in Argon-Shielded Welding Arcs // British Welding Journal. -1954,-№9.-P. 412-426.

198. Наркевичус И., Арпаускас В., Нарушкевичус И. Исспедование эпастичности мапоамперной дуги переменного тока / Доклады респуб. конф. по вопросам развития техн. наук и использования их результатов. Вильнюс. - 1977. - С.72-74.

199. Пехович А.И., Жидких B.M. Расчеты теппового режима твердых тел. Л.: Энергия, 1976. -353с.

200. Свойства элементов: Справочник. Ч. I. Физические свойства / Под ред. Г.В. Самсонова. -М.: Металлургия, 1976. -600с.

201. Нащекин В.В. Техническая термодинамика и теплопередача. М.: Высшая школа, 1980. 468с.

202. Чиркин B.C. Теппофизические свойства материалов ядерной физики. М.: Атомиздат, 1968. -484с.

203. Лапин И.Е., Косович В.А. Неплавящиеся электроды для дуговой сварки. Волгоград: Политехник, 2001.-190с.

204. Косович В.А., Лапин И.Е., Потапов А.Н., Русол O.A., Коростелев Б.А. Электрические и тепловые характеристики малоамперной дуги постоянного тока с вольфрамовым электродом // Сварочное производство. 1998. - №7. - С.15-18.

205. Косович В.А., Лапин И.Е., Русол O.A. Особенности подготовки и условий работы ультратонких вольфрамовых электродов // Сварочное производство. 2000. - №4. - С.27-29.

206. Косович В.А., Лапин И.Е., Савинов A.B. Выбор формы рабочей зоны неплавящегося электрода для сварки в аргоне дугой постоянного тока // Сварочное производство. 1997. - №2.- С.33-35.

207. Топчий Ю.К., Каменев В.П. Установка для опредепения распределения потенциала в дуге с неплавящимся электродом // Сварочное производство. 1974. - №1. - С.51-52.

208. Бадьянов Б.Н., Колупаев Ю.Ф., Давыдов В.А. Продопьное распределение потенциала в дуге, горящей в смеси аргона и гексафторида серы // Автоматическая сварка. 1980. - №4. -С.68-69.

209. Косович В.А., Маторин А.И., Седых B.C. Повышение эффективности нагрева металла при аргонодуговой сварке вольфрамовым электродом II Сварочное производство. 1981. - №3.- С.29-30.

210. Зимин А.М., Козлов Н.П., Хвесюк В.И. О взаимосвязи катодных процессов электрических дуг IIЖТФ. 1973. - №6. - С.1248-1254.

211. Алекин Л.Е., Зорин Ю.Н., Разживин В.Н. и др. Методика определения регулировочных характеристик малоамперной дуги в аргоне // Сварочное производство. 1966. - №12. - С.9-11.

212. Тимощенко А.Н., Гвоздецкий B.C., Лозовский В.П. Концентрация энергии на аноде неплавящегося электрода дуги // Автоматическая сварка. 1978. - №5. - С.68-70.

213. Столбов В.И., Потехин В.П., Ликонен A.C. Методика определения теплового потока, поступающего в изделие от разогретого дугой газа // Автоматическая сварка. 1981. - №3. -С.66-67.

214. Славин Г.А., Столпнер Е.А. Некоторые особенности дуги, питаемой кратковременными импульсами тока // Сварочное производство. 1974. - №2. - С.3-5.

215. Васильченко B.B. Влияние угла заточки вольфрамового электрода и добавок различных фторидов на стабильность горения дуги при аргоно-дуговой сварке меди II Автоматическая сварка. 1986. - №10. - С.28 - 31.

216. Погребицкий Д.М., Шнайдер Б.И. Оценка прочности сварных соединений палладиевой фольги // Автоматическая сварка. 1973. - №5. - С.36 - 36.

217. Косович В.А, Лапин И.Е., Русол O.A. Технологические особенности сварки малоамперной дугой с ультратонким вольфрамовым электродом // Сварочное производство. 1999. - №1.1. С.15-17.

218. Власов С.Н., Лапин И.Е., Потапов АН. Ресурс работы неплавящихся электродов при аргонодуговой сварке // «Современные материалы и технологии 2002»: труды межд. науч.-техн. конф. - Пенза, 2002. - С.286 - 288.

219. Косович В.А., Лапин И.Е., Русол O.A. и др. Взаимосвязь электрофизических и технологических характеристик малоамперной дуги с неплавящимся электродом // «Славяновские чтения»: труды Российской науч.-техн.конф. Липецк, 1999г., - С.126 - 130.

220. Данилов В.А., Чернышов Г.Г. О механизме воздействия импульса тока на ванну // Сварочное производство. 1974. - №1. - С.54-56.

221. Моисеев Н.П., Илюнин O.K., Козакова J1.H. Преимущества сварки током повышенной частоты с автоматическим регулированием режима // Сварочное производство. 1978. - №5. -С.21-23.

222. Петров A.B., Славин Г.А. Исследование технологических возможностей импульсной дуги // Сварочное производство. 1966. - №2. - C.1-4.

223. Вагнер Ф.А. Оборудование и способы сварки пульсирующей дугой. M.: Энергия, 1980. -119с.

224. Сварка особотонкостенных труб / Под ред. Д.А. Дудко. M.: Машиностроение, 1977. -128с.

225. Шнайдер Б.И., Погребицкий Д.М. Рациональная форма торцового шва при сварке тонколистового металла //Автоматическая сварка. 1973. - №10. - С.44 - 47.

226. Косович B.A., Лапин И.Е., Савинов A.B. Выбор материала и конструкции неплавящегося электрода при аргонодуговой сварке переменным током // Сварочное производство. 1997. - №8. - C.43-45.

227. Патент №1809798 (РФ) Способ дуговой сварки алюминия неплавящимся электродом / И.Е. Лапин, В.А. Косович, B.C. Седых. Опубл. 15.04.93. - БИ №14,1993.

228. A.C. №1278148 (СССР) МКП В23К 9/16 Двухэлектродная горелка / Шакола А.Е.

229. A.C. №221477 (СССР) МКП В23К 9/16 Способ плазменной сварки / Б.Е. Патон, Д.А. Дудко,1. B.C. Гвоздецкий и др.

230. Лапин И.Е., Косович В.А., Савинов A.B. Об устойчивости дуги при сварке неплавящимся электродом тонколистового алюминия и его сплавов // Сварочное производство. 1996. -№10.-С.17-19.

231. Шпоек П.А. Исследование баланса энергии на аноде сильноточных дуг, горящих в атмосфере аргона // Современные проблемы теплообмена. M.-Л: Энергия, 1966. - С. 110-139.

232. Smilh G.A., Brown V.l. An inverter power sourse for welding application. IEE, 1977. - №49. -P.58-61.

233. Бедфорд Б., Хофт P. Теория автономных инверторов. M.: Энергия, 1969. - 280с.

234. Белов Г.А. Высокочастотные тиристорно-транзизторные преобразователи постоянного напряжения. M.: Энегоатомиздат, 1987. -117с.

235. Нежданов И.В. Инверторы на тиристорах. М.,Л: Энергия, 1965. -112с.

236. Князьков А.Ф., Киселев A.C. Питание дуги переменным прямоугольным током при сварке алюминиевых сплавов / Актуальные проблемы сварки цветных металлов. Киев, 1985.1. C.145-147.

237. Вайнбойм Д.И., Ратманова Ж.В. Свойства стабилизированной дуги при сварке вольфрамовым электродом в аргоне током обратной полярности // Сварочное производство. 1976. -№10. - С.5-6.

238. Фетисов Т.П. Исследование плазменной сварки алюминиевых сплавов: дис. на соиск. ученой степени канд. техн. наук. Москва, 1972.

239. Гвоздецкий B.C., Рублевский И.Н., Яринич Л.М. Преддуговые процессы на холодных катодах со слабо ионизированным разрядным промежутком // Автоматическая сварка. 1977. -№10.-С. 17-22.

240. Юсуфова З.А. О механизме разрушения окисных плен в стыке при аргонодуговой сварке алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 1979. - №10. - С.25-26.

241. Котов Г Н., Черкесов Н.Е., Меньшова Г.В. Влияние технологических условий на размеры зон катодной очистки при сварке алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 1975. -№9. - С.32-34.

242. Покляцкий А.Г. Особенности образования макровключений окисной плены в металле швов алюминиевых сплавов //Автоматическая сварка. 2001. - №3. - С.38-40.

243. Исхаков Г.Г., Гапченко M.H., Вляние предварительного подогрева на катодную очистку и проплавляющую способность плазменной дугой пластин, толщиной 0,5-1,2мм из сплава АмцМ // Сварочное производство. -1984. №6. - С.6 -8.

244. Скачков Ю.Н., Новиков O.M., Мамон М.Д. Причины появления окисных плен в сварных швахсплава Амгб // Сварочное производство. 1973. - №4. - C.27-29.

245. Крюковский В.Н., Новиков O.M., Меньшова О.В. и др. Несплошности в сварных швах сплава АМгб при наличии окисных включений II Сварочное производство. 1970. - №12. - С.25 -27.

246. Исхаков Г.Г. Плазменная сварка алюминиевых сплавов малоамперной дугой обратной полярности: дис. на соиск. ученой степени канд. техн. наук. Киев, 1985.

247. Лапин И.Е., Косович B.A., Потапов А.Н. и др. Пространственная устойчивость дуги и формирование шва при сварке тонколистового алюминия разнополярными импульсами тока прямоугольной формы II Сварочное производство. 2001. - №5. - С.17-19.

248. Будник В.П., Стебловский Б.А., Буцько М.Г. Сравнительная характеристика способов сварки алюминиевых сплавов / Актуальные проблемы сварки цветных металлов. Киев, 1985. -С.73-76.

249. Теория сварочных процессов / Под. ред. B.B. Фролова. М.: Высшая школа, 1988. - 559с.

250. Винарский М.С., Лурье M.B. Планирование эксперимента в технологических исследованиях. Киев: Техника, 1975. - 168с.

251. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. 2-е изд., перераб. и доп. - М.: Наука, 1976. - 280с.

252. Патент №1809798 (РФ) Способ дуговой сварки алюминия неплавящимся электродом / И.Е. Лапин, В.А. Косович, B.C. Седых. Опубл. 15.04.93. - БИ №14, 1993.

253. Ищенко А.Я., Будник В.П., Покляцкий А.Г. и др. Влияние состава защитных газов на технологические свойства дуги при сварке алюминиевых сплавов II Автоматическая сварка. -2000,-№2.-С. 19-22.

254. Новиков О.М., Вавуло И.В. Сварка алюминиевых сплавов трехфазной дугой с дополнительным потоком инертного газа // Сварочное производство. 1969. - №12. - С.23-25.

255. Рабкин Д.М., Иванова О.Н., Стебловский Б.А. Сварка алюминиевых сплавов на постоянном токе прямой полярности //Автоматическая сварка. 1971. - №3. - С.71-72.

256. Астахин В.И., Сибагатулина C.3., Коновалов В.А. Совершенствование технологии сварки труб с трубными решетками из алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 1985. -№1. - С.15-16.

257. Лапин И.Е., Косович В.А., Савинов A.B. и др. Тепловые условия работы неплавящихся электродов при сварке алюминия разнополярными импульсами тока прямоугольной формы // Сварочное производство. 2000. - №10. - С.3-5.

258. Косович В.А., Лапин И.Е., Потапов А.Н. и др. Влияние параметров дуги переменного тока на катодную очистку при сварке алюминия и его сплавов // «Славяновские чтения»: труды Российской науч.-техн. конф. Липецк, 1999. - С.131 -135.

259. Лебедев В.К., Заруба И.И., Пентегов A.A. Тенденции развития источников питания для дуговой сварки II Автоматическая сварка. 1982. - №7. - С.29-35.

260. Косович В.А., Лапин И.Е., Потапов А.Н., Савинов A.B. Статические и динамические вольт-амперные характеристики дуги «вольфрам алюминий» с прямоугольной кривой переменного тока // Автоматическая сварка. - 2001. - №10. - С.51 - 55.

261. Атаманюк В.И., Савинов A.B., Лапин И.Е. Влияние состава аргоно-гелиевой смеси газов на стойкость неплавящихся электродов II «Современные материалы и технологии 2002»: труды межд. науч.-техн. конф. - Пенза, 2002. - С.283 - 285.

262. Берман Р. Теплопроводность твердых тел. М.: Мир, 1979. - 342с.

263. Лыков A.B. Теория теплопроводности. М.: Высшая школа, 1967. - 321с.

264. Излучательные свойства твердых материалов / Под ред. А.Е. Шейндлина. М.: Энергия, 1974.-212с.

265. Добрецов Л.Н., Гомоюнова М.В. Эмиссионная электроника. М.: Наука, 1966. - 343с.

266. Фоменко B.C. Эмиссионные свойства материалов. Киев: Наукова думка, 1981. - 112с.

267. Грановский В.Л.Электрический ток в газе. Установившийся ток. М.: Наука, 1971. - 544с.

268. Войценя B.C., Гужова С.К., Титов В.И. Воздействие низкотемпературной плазмы и электромагнитного излучения на материалы. М.: Энергоатомиздат, 1991. - 224с.

269. Франк-Каменецкий Д.А. Лекции по физике плазмы. М.: Атомиздат, 1968. - 286с.

270. Мойжес Б.Я., Немчинский В.А. К теории дуги высокого давления на тугоплавком катоде // Журн. техн. физики. 1973. - №11. - С.2309-2317.

271. Жуков М.Ф., Козлов Н.П., Пустогаров A.B. Приэлектродные процессы в дуговых разрядах. -Новосибирск, Наука, 1982.-322с.

272. Теория столба электрической дуги. Низкотемпературная плазма. Т.1. / Энгельшт B.C., Гуро-вич В.Ц., Десятков Г.А. и др. Новосибирск: Наука, Сиб. отд-ние, 1990. - 376с.

273. Lowke J.J. Characteristics of radiation dominated electric arcs. J. II Appl. Phys. 1970. V.41. -№6. - P.2588-2599.

274. Назаренко И.П., Паневин И.Г. Расчет характеристик стабилизированных дуг с учетом переноса излучения и отрыва температур // Моделирование и методы расчета физико-химических процессов в низкотемпературной плазме. М.: Наука, 1974. - С.86-107.

275. Гурович В.Ц., Десятков Г.А., Энгельшт B.C. Качественное исследование уравнения Элен-бааса Хеллера // ТВТ. - 1978. - Т. 16. - №5. - С.922-925

276. Рабкин Д.М., Иванова О.Н., Платова С.И. и др. Влияние присадки окислов редких и редкоземельных металлов на свойства вольфрамовых электродов // Автоматическая сварка. -1964. — №4. С.5-9.

277. Технология и оборудование сварки плавлением / Под ред. Г.Д. Никифорова. М.: Машиностроение, 1986.-320с.

278. Mikami H., Suzuki M., Ishi'i R. Rapports sur le comportement des electrodes de tungstene en soudage. TIG // Soudage et techn. Connexes. 1966. - №7 - 8. - P. 333-336.

279. Goodman I.S., Ehringer H.J., Hackman R.L. New gas tungsten arc welding electrodes // Welding Journal. - 1963. - №7. - P. 567-569.

280. Зельдович Я.Б., Мышкис АД. Элементы прикладной математики. М.: Наука, 1972. - 592с.

281. Петров A.B. Давление дуги на сварочную ванну в среде защитного газа // Автоматическая сварка. 1955. - №4. - С.84-89.

282. Мирдель Г. Электрофизика. М.: Мир, 1972. - 608с.

283. Суздалев И.В., Явно Э.И. Распределение силового воздействия сварочной дуги по поверхности активного пятна в зависимости от длины дуги и формы неплавящегося электрода // Сварочное производство. 1981. - №11. -С.11-13.

284. Лапин И.Е., Косович В.А., Потапов А.Н. и др. Энергетические характеристики дуги переменного тока с прямоугольной формой импульсов при сварке алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 2002. - №10. - С. 3 - 6

285. Покляцкий АГ.,Ищенко А.Я., Гринюк A.A. и др. Аргонодуговая сварка алюминиевых сплавов неплавящимся электродом с колебаниями дуги // Автоматическая сварка. 2002. - №2. -С. 18-22.

286. Syogi Moritaka, Ikkai Toshikage, Onuma Akira, Ishimaru Kazuguki Welding of thin-size aluminium alloys J. Jap. Weld. Soc., 1978, №11, P.747-752.

287. Косович B.A., Лапин И.Е., Седых B.C. Анализ электрических схем однофазных сварочных выпрямителей // Сварочное производство. 1995. - №1. - С.28 - 30.

288. Косович В.А, Лапин И.Е., Потапов А.Н. и др. Оптимизация параметров однофазных сварочных выпрямителей со вспомогательной цепью питания // Сварочное производство. 1996. -№7. — С.29 - 30.

289. A.C. №1412899 (СССР) Двухэлектродная горелка / И.Е. Лапин, Б.А. Коростелев, В.А. Косович и др. Опубл. 30.07.88. - БИ №28, 1988.

290. A.C. №1486307 (СССР) Неплавящийся электрод для дуговой сварки и пайки / Б.А. Коростелев, В.А. Косович, И.Е. Лапин и др. -15.06.89. БИ №22, 1989.

291. A.C. №1706799 (СССР) Горелка двухэлектродная / И.Е. Лапин, В.А. Косович, B.C. Седых. -Опубл. 12.02.92.-БИ №3, 1992.

292. Патент №2056235 (РФ) Однофазный сварочный выпрямитель / В.А. Косович, И.Е. Лапин. -Опубл. 16.05.96. БИ №22, 1996.

293. Патент №2135336 (РФ) Устройство для дуговой сварки разнополярными прямоугольными импульсами тока / И.Е. Лапин, В.А. Косович, АН. Потапов и др. Опубл. 12.05.98. - БИ №24, 1999.

294. Патент №2170652 (РФ) Неплавящийся электрод для дуговой обработки материалов / И.Е. Лапин, В.А. Косович. Опубл. 14.04.00. - БИ №20, 2001.

295. Мамон М.Д., Новиков O.M. Аргонодуговая сварка нахпесточных и тавровых соединений алюминиевых сплавов // Сварочное производство. 1990. - №9. - С.2-4.

296. Лобанов Л.М, Стебловский Б.А., Шейко П.П. и др. Особенности технологии импульсно-дуговой сварки сплава Д20 и определение остаточных напряжений в соединениях // Автоматическая сварка. 1975. - №2. - С.16-19.

297. Рязанцев В.И., Федосеев В.А. Механические свойства сварных соединений из алюминиевых сплавов системы Al-Cu // Сварочное производство. 1994. - №12. - C.4-7.

298. Пеев А.П. Разработка технологических процессов изготовления сваркой взрывом медно-алюминиевых элементов токоподводящих узлов для предприятий энергетики: дис. на соиск. ученой степени канд. техн. наук. Волгоград, 2002.

299. Лапин И.Е., Власов С.Н., Лысак В.И. Особенности технологий дуговой сварки тонколистовых элементов из сплава хромаль Х23Ю5II Сварочное производство. 2003. - №2. - С.31 - 34.

300. Власов С.Н. Лапин И.Е., Филиппов С.Н. Опыт сварки в инертных газах элементов сопротивления из сплавов группы Fe-Cr-AI // «Перспективные пути развития сварки и контороля»: труды Всероссийской, науч.-техн. конф. Воронеж, 2001. -С.162 - 164.

301. Документ, подтверждающий внедрение разработок организацией (предприятием); у которых отсутствует отчетность по форме Р-10 ЦСУ"1. АКТо внедрении результатов научно-исследовательской (опытно-конструкторской) работы

302. Назначение внедренной(ых) разработки(ок)ныть конкретные -рабоконпт•¡трукпиР ИЯ АЯПМИНУТЯ ,ифункции внедренной (ых)его сплавовчиеразработки

303. Технический уровень разработки (ок).номера авторских свидетельств на изобретения, лицензии, патенты)

304. Вид внедрения опнтннй образец в единичном производствеэксплуатация изделий и сооружений, изготовлениепродукции ^серийное, единичное производство), выполнение производственных работ, функционирование систем организации, управления и т.д.; ! '

305. Акт внедрения по форме Р-10 ЦСУ организацией (предприятием) ке представляется поукйза^с причину и Лн6мер" документа"" не составлениятштв 1. ЭФФЕКТИВНОСТЬ ВНЕДРЕНИЯ

306. Организационно-технические преимуществапараме тры" характёрйз'у-1"нению с базовым или заменяемым вариантом)2. Социальный эффект подробно раскрыть конкретный вид эффекта;защита здоровья человека, охрана окружающей среды и т.д.) ~

307. Экономический эффект от внедрения разработки(ок) достигнут за счет

308. ЖшшштШьытжш* мтшг\жжт^, энергетическихтрудовых ресурсов, сокращения кап.вложений, повышение качества и т.Д'

309. При ЭТОМ (Щвттттяртпя ТТШТУЩГГЬ) ЭКОНОМИЧвСКИЙэффект с момента внедрения 30000 (тридцать) тыс. руб.сумма цифрами и прописью)1. Долевое участие;название ВУЗа)в полученном экономическом эффекте составляеттыс. руб.сумма цифрами и прописью)

310. Уведомление о получении фактического экономического эффекта (вслучае когда разработка внедрена с ожидаемым экономическим эффектоми по ней разработчику представляется акт) будет ВУЗу сообщенодополнительно в^ 199 г.квартал)