Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке
Методом вычислительного эксперимента исследованы тепловые процессы, протекающие в стенке толстостенной
 трубы при центробежной плазменной порошковой наплавке. Рассчитаны температурные поля в каждой точке
 изделия в зависимости от режима наплавки. Разработан измерительный стенд и пред...
Gespeichert in:
| Veröffentlicht in: | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Datum: | 2010 |
| Hauptverfasser: | , |
| Format: | Artikel |
| Sprache: | Russisch |
| Veröffentlicht: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2010
|
| Schlagworte: | |
| Online Zugang: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/101721 |
| Tags: |
Tag hinzufügen
Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Zitieren: | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке / А.И. Сом, А.Т. Зельниченко // Автоматическая сварка. — 2010. — № 6 (686). — С. 16-21. — Бібліогр.: 12 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1860120180404781056 |
|---|---|
| author | Сом, А.И. Зельниченко, А.Т. |
| author_facet | Сом, А.И. Зельниченко, А.Т. |
| citation_txt | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке / А.И. Сом, А.Т. Зельниченко // Автоматическая сварка. — 2010. — № 6 (686). — С. 16-21. — Бібліогр.: 12 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Автоматическая сварка |
| description | Методом вычислительного эксперимента исследованы тепловые процессы, протекающие в стенке толстостенной
трубы при центробежной плазменной порошковой наплавке. Рассчитаны температурные поля в каждой точке
изделия в зависимости от режима наплавки. Разработан измерительный стенд и предложена методика определения
коэффициента теплоотдачи и эффективной тепловой мощности.
In this work the optimum modes of CPPH were determined by computational experiment method. It was applied to
study the thermal processes running in a thick-wall pipe. The heat transfer and effective heat power coefficients required
for conducting the computational experiment, were determined using the proposed experiment-calculated method and
specially designed measuring stand.
|
| first_indexed | 2025-12-07T17:38:53Z |
| format | Article |
| fulltext |
УДК 621.791.927.55
ЧИСЛЕННЫЙ РАСЧЕТ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ ПРИ
ЦЕНТРОБЕЖНОЙ ПЛАЗМЕННОЙ ПОРОШКОВОЙ НАПЛАВКЕ
А. И. СОМ, канд. техн. наук («Плазма-Мастер Лтд.», г. Киев),
А. Т. ЗЕЛЬНИЧЕНКО, канд. физ.-мат. наук (Ин-т электросварки им. Е. О. Патона НАН Украины)
Методом вычислительного эксперимента исследованы тепловые процессы, протекающие в стенке толстостенной
трубы при центробежной плазменной порошковой наплавке. Рассчитаны температурные поля в каждой точке
изделия в зависимости от режима наплавки. Разработан измерительный стенд и предложена методика определения
коэффициента теплоотдачи и эффективной тепловой мощности.
К л ю ч е в ы е с л о в а : центробежная плазменная порошко-
вая наплавка, втулки буровых насосов, кольцевая ванна,
плазмотрон, тепловые процессы, численное моделирование,
метод калориметрирования
Центробежная плазменная порошковая наплавка
(ЦППН) — эффективный технологический про-
цесс нанесения износостойких, коррозионностой-
ких и антифрикционных покрытий на поверхнос-
ти различных деталей [1, 2], в том числе на
внутреннюю поверхность цилиндрических дета-
лей [3]. ЦППН (рис. 1, 2) проводят путем расп-
лавления слоя присадочного порошка плазменной
дугой прямого действия при быстром вращении
детали (500…1200 об/мин). При этом образуется
жидкая кольцевая ванна, которая движется вместе
с плазмотроном вдоль оси детали. Наличие коль-
цевой ванны является обязательным условием об-
разования металлической связи между наплавля-
емым металлом и подложкой. При этом тем-
пература на внутренней поверхности детали в
месте нахождения ванны должна быть не ниже
температуры плавления присадочного порошка.
Перегрев ее нежелателен, поскольку это приводит
к растворению основного металла и как следствие
перемешиванию его с наплавляемым.
Обеспечение оптимальных условий наплавки
зависит от параметров режима, прежде всего тока
дуги и скорости движения плазмотрона. Большую
роль также играют диаметр цилиндрической де-
тали, толщина ее стенки и теплофизические
свойства основного металла. В связи с тем, что
визуальный контроль за процессами нагрева,
плавления и затвердевания присадочного металла
затруднен, выбор оптимальных параметров режи-
ма является очень трудоемким и затратным. Для
приготовления макрошлифов требуется наплав-
лять, а затем разрезать несколько образцов втулок.
В настоящей работе для поиска оптимальных
режимов ЦППН использован метод вычислитель-
ного эксперимента, с помощью которого иссле-
дованы тепловые процессы, протекающие в стен-
ке толстостенной трубы. Необходимые для про-
ведения вычислительного эксперимента коэффи-
циенты теплоотдачи и эффективной тепловой
мощности определяли с помощью предложенного
расчетно-экспериментального метода и специаль-
но сконструированного измерительного стенда.
Тепловые процессы, протекающие при ЦППН
толстостенных труб (рис. 3), описываются диф-
ференциальным уравнением теплопроводности
cρ∂T
∂t
= 1r ∂
∂r
⎛⎜
⎝
rλ ∂T
∂r
⎞
⎟
⎠
+ ∂
∂z
⎛
⎜
⎝
λ∂T
∂z
⎞
⎟
⎠
,
Rв < r < Rн, 0 < z < H,
(1)
© А. И. Сом, А. Т. Зельниченко, 2010
Рис. 1. Фрагмент установки для выполнения ЦППН
Рис. 2. Схема процесса ЦППН на внутреннюю поверхность
детали [1]: 1 — источник питания; 2 — плазмотрон; 3 —
кольцевая сварочная ванна; 4 — присадочный порошок; 5 —
деталь; 6 — патрон
16 6/2010
где c, ρ, λ — соответственно удельная теплоем-
кость, плотность и коэффициент теплопроводнос-
ти материала; T — температура; r, z — радиальная
и аксиальная координаты; t — время; Rв, Rн —
внутренний и наружный радиус трубы; H — длина
трубы.
Предположим, что источник нагрева, переме-
щающийся в аксиальном направлении по внут-
ренней поверхности быстро вращающейся трубы,
распределен по нормальному закону
q(z, t) = q0 exp [–k(z – ξ(t)2)], (2)
где q0 — максимальная плотность теплового по-
тока; k — коэффициент сосредоточенности;
ξ(t) — текущая координата источника:
ξ(t) =
⎧
⎨
⎩
⎪
⎪
t0, t < tв;
t0 + vt, t > tв,
где tв — продолжительность действия дуги в на-
чальной точке с координатой z0; v — скорость
перемещения источника.
Полная мощность источника нагрева Q связана
величиной q0 следующим соотношением:
q0 = Q√⎯⎯⎯⎯k ⁄ π
2πRв
. (3)
На наружной и торцевых поверхностях трубы
происходят процессы теплоотдачи и радиацион-
ного обмена с внешней средой, температура ко-
торой Tс:
– λ∂T
∂r
|r = R
н
= α2(T – Tc) + εδ(T4 – Tc
4) (4)
или
– λ∂T
∂r
|r = R
н
= α′2(T – Tc), (5)
где
α′2 = α2 + εσ(T – Tc)(T
4 – Tc
4). (6)
Аналогично
– λ∂T
∂r
|z = 0 = α′3(T – Tc), (7)
– λ∂T
∂r
|z = H = α′1(T – Tc), (8)
где α — коэффициент теплоотдачи; ε — коэф-
фициент черноты; δ — постоянная Стефана–Боль-
цмана.
На внутренней поверхности трубы, кроме ука-
занных выше процессов, происходит передача
энергии источника нагрева. Часть этой энергии
расходуется на нагрев и плавление присадочного
порошка. Моделирование процесса нагрева по-
рошка при плазменной порошковой наплавке про-
ведено в работе [4]. В соответствии с работой
[5] слой порошка можно представить в виде сос-
редоточенной теплоемкости. В этом случае гра-
ничное условие на внутренней поверхности трубы
имеет следующий вид:
λ∂T
∂r
|r = R
в
= q(z, t) + α′4(T – T ′c) + Cп
∂T
∂t
|r = R
в
, (9)
где Cп — теплоемкость наплавляемого слоя по-
рошка, равная ρcS; S — толщина слоя порошка.
Уравнение (1) с граничными условиями (4),
(5), (7), (8) решали* методом конечных разностей
(при этом учитывали зависимость теплоемкости
и температуропроводности материала втулки от
температуры). Интегрирование двухмерного урав-
нения теплопроводности сводилось к решению
двух одномерных задач в соответствии с локаль-
но-одномерной схемой А. А. Самарского [6] и
методикой учета сосредоточенной теплоемкости,
предложенной в работе [5].
На основе разработанных моделей и вычис-
лительных алгоритмов создано программное обес-
печение, предусматривающее диалоговый ввод
исходных данных и графическое представление
результатов в виде изотерм и термических циклов
в заданных точках. Необходимые для практичес-
ких расчетов значения коэффициента теплоотдачи
α и эффективной тепловой мощности q опреде-
ляли экспериментально.
Как известно, коэффициент теплоотдачи зави-
сит от формы и размеров поверхности, отдающей
тепло, ее положения в пространстве, свойств ок-
ружающей среды и других факторов. Поэтому эк-
сперименты по его определению проводили в ус-
ловиях, максимально приближенных к реальным.
Рис. 3. Схема нагрева втулки, принятая для расчета
* В численном интегрировании принимал участие А. В.
Романенко.
6/2010 17
Суть методики измерений заключалась в сле-
дующем. Цилиндр из стали 20 диаметром 80 мм
и длиной 300 мм нагревали в печи до температуры
900 °С, устанавливали в центрах токарного станка,
сообщали ему вращение со скоростью 800 об/мин
и с помощью оптического пирометра записывали
кривые охлаждения цилиндрической поверхности
(для исключения теплоотдачи по торцам цилин-
дра были установлены теплоизолирующие прок-
ладки). Процесс охлаждения цилиндра также мо-
делировали на компьютере. Для этого решали
уравнение (1) с граничными условиями
λ∂T
∂r
|r = 0 – λ∂T
∂r
|r = R
н
= α(T – Tc) + εσ(T4 – Tc
4).
Была сделана серия расчетов с различными зна-
чениями α, результаты которых сравнивали с эк-
спериментальными данными. Для дальнейших рас-
четов тепловых процессов было выбрано значение
α = 50 Вт/(м2⋅К), при котором расчетная кривая
наиболее близко совпадала с экспериментальной.
Как видно из рис. 4, небольшое расхождение
экспериментальной и расчетной кривых охлаж-
дения исследуемого цилиндра в области темпе-
ратур 500…700 °С связано с протеканием фазовых
превращений в стали, которые в моделе (1)–(9)
не учитываются.
Энергетические характеристики плазменной
дуги применительно к сварке, резке и наплавке
изучены достаточно хорошо [7–10]. Однако ре-
зультаты этих работ нельзя использовать для
оценки эффективной тепловой мощности дуги
при центробежной наплавке, так как нагрев из-
делия в данном случае имеет существенные осо-
бенности: дуга горит в замкнутом пространстве
и перемещается относительно нагреваемой повер-
хности со скоростью 3…5 м/с, т. е. на 2…3 по-
рядка больше, чем при других способах плазмен-
ной обработки. Следует также учитывать, что эф-
фективный КПД дуги существенно зависит от
конструкции плазмотрона и режима его работы.
Эффективную тепловую мощность дуги опре-
деляли путем калориметрирования, используя в
качестве калориметрического тела толстостенный
медный стакан массой 7900 г с внутренним ди-
аметром 80 мм и длиной цилиндрического участка
100 мм. Стакан имел припаянный к днищу хвос-
товик из нержавеющей стали для крепления его
в патроне установки, а также кожух с теплоизо-
ляцией из базальтового волокна. В кожух вмон-
тирован разъем для подключения внешней изме-
рительной системы к двум хромель-копелевым
термопарам, зачеканенным в стакан. Сущность
методики определения эффективной тепловой
мощности дуги сводилась к измерению количес-
тва тепла, которое приобретало калориметричес-
кое тело за единицу времени горения дуги:
qэ =
Qт
tвр
=
CмmΔT
tвр
,
где Cм — удельная теплоемкость меди; m — масса
калориметрического тела; ΔT — приращение тем-
пературы; tвр — время вращения дуги.
Температуру тела регистрировали с помощью
трехточечного потенциометра КСП-4 кл. 0,5 со
шкалой 0…100 °С. Время горения дуги задавали
с помощью электронного реле времени и фик-
сировали цифровым миллисекундомером Ф.291,
сигнал к которому поступал от датчика тока. Од-
новременно сигнал о зажигании дуги поступал
и к потенциометру. Ток и напряжение дуги ре-
гистрировали с помощью приборов магнитоэлек-
трической системы кл. 0,2. Эксперименты про-
водили на установке УД251 (рис. 5). В опытах
использовали плазмотрон с вольфрамовым элек-
тродом. Диаметр сопла плазмотрона 5 мм, длина
Рис. 4. Экспериментальная (1) и расчетная (2) кривые охлаж-
дения цилиндра диаметром 80 мм при вращении со ско-
ростью 800 об/мин (α = 50 Вт/(м2⋅К))
Рис. 5. Схема установки УД251 для определения эффектив-
ной тепловой мощности дуги: 1 — калориметр; 2 — шунт;
3 — сварочный выпрямитель; 4 — датчик тока; 5 — милли-
секундомер; 6 — плазмотрон; 7 — потенциометр
18 6/2010
сопла 5 мм, углубление электрода в сопло 5 мм,
плазмообразующий газ — аргон.
Параметры дуги варьировали в пределах: ток
дуги 300…700 А, длина дуги 5…15 мм, расход
плазмообразующего газа 4…20 л/мин, скорость
вращения калориметра 50…1250 об/мин. Изменяя
один параметр, другие поддерживали постоянны-
ми, близкими к оптимальным.
Последовательность эксперимента была следу-
ющей. Плазмотрон вводили в полость калоримет-
рического тела, присоединяли потенциометр и за-
писывали начальный ход калориметра. Затем по-
тенциометр отсоединяли, оставляя включенной
протяжку диаграммной ленты для фиксирования
момента зажигания дуги, включали вращение ка-
лориметра и возбуждали дугу. Через 6…8 с вык-
лючали дугу, останавливали калориметр, быстро
выводили из него плазмотрон и закрывали крыш-
кой. Одновременно подключали потенциометр и
записывали основной и конечный периоды тем-
пературного хода калориметра. Пример записи
полного цикла изменения температуры калори-
метра приведен на рис. 6. Перед проведением сле-
дующего эксперимента калориметр охлаждали до
комнатной температуры струей воздуха.
Потери тепла калориметра в окружающую сре-
ду из-за несовершенства теплоизоляции учиты-
вали с помощью поправки на теплообмен, кото-
рую определяли графически в каждом экспери-
менте по методике, описанной в работе [10]. Дейс-
твительное значение температуры с учетом этой
поправки находили экстраполяцией прямыми на-
чального и конечного температурного хода до мо-
мента главного периода, когда изменение темпе-
ратуры системы составит половину наблюдаемого
изменения (точка C). Каждый эксперимент пов-
Рис. 6. Полный цикл изменения температуры калориметра:
AB — начальный период; BCD — основной; DE — конечный
Рис. 7. Зависимость эффективной тепловой мощности плазменной дуги от тока (а), длины дуги (б), расхода плазмообразую-
щего газа (в) и скорости вращения дуги (г) при Qпл = 10 л/мин (а, б, г); Lд = 10 мм (а, в, г); n = 800 об/мин (а–в); Iд = 500 А
(б–г)
6/2010 19
торяли 3…4 раза. Некоторые результаты иссле-
дования представлены на рис. 7, 8.
Для проверки адекватности расчетной модели
экспериментально исследовали нагрев наружной
поверхности стальной втулки в процессе наплавки
(внутренний диаметр втулки 105 мм, наружный
135 мм, длина 250 мм). В качестве присадочного
материала использовали порошок марки ПГ-СР4
(ГОСТ 21448–75) грануляции 80…200 мкм. Ре-
жим наплавки: ток дуги 500 А, скорость осевого
перемещения плазмотрона 35,5 мм/мин, расход
плазмообразующего газа (аргона) 10 л/мин, ско-
рость вращения детали 800 об/мин, толщина нап-
лавляемого слоя 2 мм. Наплавку начинали на рас-
стоянии 50 мм от левого конца втулки. Основ-
ными критериями выбора параметров режима
наплавки были хорошее формирование наплав-
ляемого слоя и минимальное проплавление ос-
новного металла (< 3 %).
Запись температуры проводили при неподвиж-
ном пирометре, направленном на середину втулки
(рис. 9, а), и при его синхронном с дугой пере-
мещении вдоль втулки (рис. 9, б). В последнем
случае оптическая ось пирометра и ось плазмот-
рона совпадали. Максимальное расхождение эк-
спериментальных и расчетных кривых составля-
ет не более 7 %.
Рис. 9. Изменение температуры наружной поверхности втул-
ки в процессе наплавки в среднем сечении (а) и в сечениях,
совпадающих с осью дуги (б): 1, 3 — расчетные кривые; 2,
4 — экспериментальные
Рис. 10. Тепловое поле (оС) в стенке втулки бурового насоса
УНБТ-950 спустя 8 мин после начала наплавки
Рис. 11. Изменение температуры на внутренней (1, 3) и внеш-
ней (2, 4) поверхностях стенки втулки в среднем сечении (а)
и в сечениях, совпадающих с осью дуги (б)
Рис. 8. Зависимость напряжения на дуге от тока наплавки
(Qпл = 10 л/мин; n = 800 об/мин) при различной длине дуги:
1 — Lд = 15; 2 — 10; 3 — 5 мм
20 6/2010
Разработанная математическая модель позво-
ляет рассчитать температуру в любой точке из-
делия в зависимости от режима наплавки, что су-
щественно облегчает выбор оптимальных пара-
метров режима. Например, задав температуру
внутренней поверхности стенки втулки, можно
методом последовательных приближений подоб-
рать эффективную тепловую мощность дуги, ско-
рость осевого перемещения плазмотрона и другие
параметры режима, обеспечивающие эту темпе-
ратуру (на персональном компьютере эта задача
решается за 10…15 мин). Программное обеспе-
чение позволяет проследить на мониторе компь-
ютера тепловое состояние изделия в любой момент
наплавки, что очень важно для нестационарного
процесса (начало и конец наплавки, наплавка втулок
с переменной толщиной стенки и т. п.).
На рис. 10 в качестве примера показано теп-
ловое поле втулки бурового насоса УНБТ-950
спустя 8 мин после начала наплавки. Размеры
втулки: внутренний диаметр 154 мм, наружный
215 мм, длина 450 мм. Режим наплавки: ток дуги
25600 А; скорость осевого перемещения плазмот-
ронов 30 мм/мин; расход плазмообразующего га-
за в каждом плазмотроне 10 л/мин; длина дуг
10 мм; толщина наплавляемого слоя 2,5 мм; ско-
рость вращения детали 800 об/мин. Начало нап-
лавки на расстоянии 50 мм от левого торца
втулки. Наплавляемый материал — сплав на ос-
нове железа. На рис. 11 для этой же втулки по-
казано изменение температуры на внутренней и
внешней поверхностях стенки на протяжении все-
го цикла наплавки. Анализ приведенных кривых
показывает, что данный режим наплавки близок
к оптимальному. Температура на внутренней
стенке втулки при установившемся процессе сос-
тавляет 1240 °С, что на 100…150 °С выше тем-
пературы плавления присадочного порошка, и
следовательно, сплавление наносимого слоя с ос-
новным металлом должно быть обеспечено. В то
же время она ниже температуры плавления ос-
новного металла, благодаря чему разбавление
наплавленного металла должно быть минималь-
ным. На рис. 12 представлен макрошлиф попе-
речного сечения втулки, который подтверждает
сделанный вывод.
Выводы
1. Разработанная математическая модель нагрева
изделия при ЦППН достаточно точно описывает
тепловые процессы. Проведенная серия вычисли-
тельных экспериментов позволила оптимизиро-
вать параметры наплавки.
2. Расчетно-экспериментальная методика оп-
ределения коэффициента теплоотдачи с поверх-
ности вращающейся втулки позволила определить
его значение, которое составляет 50 Вт/(м2⋅К).
3. Разработан измерительный стенд и предло-
жена методика определения эффективной тепло-
вой мощности при ЦППН. Полученные количест-
венные данные успешно использованы в техни-
ческих расчетах.
1. Гладкий П. В., Переплетчиков Е. Ф., Рябцев И. А. Плаз-
менная наплавка. — Киев: Екотехнологія, 2007. — 292 с.
2. Переплетчиков Е. Ф., Рябцев И. А. Плазменно-порошко-
вая наплавка в арматуростроении. — Киев: Екотехноло-
гія, 2007. — 64 с.
3. Гладкий П. В., Сом А. И., Переплетчиков Е. Ф. Центро-
бежная плазменная наплавка // Новые процессы наплав-
ки, свойства наплавленного металла и переходной зоны.
— Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1984. — С. 31–34.
4. Гладкий П. В., Павленко А. В., Зельниченко А. Т. Матема-
тическое моделирование нагрева порошка в дуге при
плазменной наплавке // Автомат. сварка. — 1989. —
№ 11. — С. 17–21.
5. Зельниченко А. Т. Разностная схема сквозного счета для
уравнения теплопроводности с сосредоточенной тепло-
емкостью // Вычисл. и прикладная математика. — 1984.
— Вып. 53. — С. 57–65.
6. Самарский А. А. Теория разностных схем. — М.: Наука,
1977. — 656 с.
7. Вайнбойм Д. И., Ратманова Ж. В. Энергетические характе-
ристики дуги, горящей в аргоне, с различной степенью
сжатия // Свароч. пр-во. — 1974. — № 5. — С. 1–3.
8. Кулагин И. Д., Николаев А. В. Обработка материалов ду-
говой плазменной струей. — М.: Ин-т металлургии им.
А. А. Байкова, 1960. — 31 с.
9. Стихин В. А., Пацкевич И. Р. Определение тепловых ха-
рактеристик сжатой дуги // Свароч. пр-во. — 1967. —
№ 9. — С. 26–27.
10. Попов М. М. Термометрия и калориметрия. — М.: Моск.
ун-т, 1954. — 942 с.
11. Николич А. С. Поршневые буровые насосы. — М.: Нед-
ра, 1973. — 224 с.
12. Юзвенко Ю. А., Гавриш В. А., Марьенко В. О. Лаборатор-
ные установки для оценки износостойкости наплавленного
металла // Теоретические и технологические основы нап-
лавки. Свойства и испытания наплавленного металла. —
Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1979. — С. 23–27.
In this work the optimum modes of CPPH were determined by computational experiment method. It was applied to
study the thermal processes running in a thick-wall pipe. The heat transfer and effective heat power coefficients required
for conducting the computational experiment, were determined using the proposed experiment-calculated method and
specially designed measuring stand.
Поступила в редакцию 11.02.2010
Рис. 12. Макрошлиф поперечного сечения втулки
6/2010 21
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-101721 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0005-111X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T17:38:53Z |
| publishDate | 2010 |
| publisher | Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Сом, А.И. Зельниченко, А.Т. 2016-06-06T18:42:47Z 2016-06-06T18:42:47Z 2010 Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке / А.И. Сом, А.Т. Зельниченко // Автоматическая сварка. — 2010. — № 6 (686). — С. 16-21. — Бібліогр.: 12 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/101721 621.791.927.55 Методом вычислительного эксперимента исследованы тепловые процессы, протекающие в стенке толстостенной
 трубы при центробежной плазменной порошковой наплавке. Рассчитаны температурные поля в каждой точке
 изделия в зависимости от режима наплавки. Разработан измерительный стенд и предложена методика определения
 коэффициента теплоотдачи и эффективной тепловой мощности. In this work the optimum modes of CPPH were determined by computational experiment method. It was applied to
 study the thermal processes running in a thick-wall pipe. The heat transfer and effective heat power coefficients required
 for conducting the computational experiment, were determined using the proposed experiment-calculated method and
 specially designed measuring stand. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке Numerical calculation of heat processes in centrifugal plasma-powder surfacing Article published earlier |
| spellingShingle | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке Сом, А.И. Зельниченко, А.Т. Научно-технический раздел |
| title | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке |
| title_alt | Numerical calculation of heat processes in centrifugal plasma-powder surfacing |
| title_full | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке |
| title_fullStr | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке |
| title_full_unstemmed | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке |
| title_short | Численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке |
| title_sort | численный расчет тепловых процессов при центробежной плазменной порошковой наплавке |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/101721 |
| work_keys_str_mv | AT somai čislennyirasčetteplovyhprocessovpricentrobežnoiplazmennoiporoškovoinaplavke AT zelʹničenkoat čislennyirasčetteplovyhprocessovpricentrobežnoiplazmennoiporoškovoinaplavke AT somai numericalcalculationofheatprocessesincentrifugalplasmapowdersurfacing AT zelʹničenkoat numericalcalculationofheatprocessesincentrifugalplasmapowdersurfacing |