Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием
Разработана компьютерная модель температурного поля в инструменте и деталях в процессе их сварки трением с перемешиванием. Моделирование температурного поля выполнено для обеих последовательных стадий процесса сварки: погружения штыря рабочего элемента инструмента в детали (1-я стадия) и поступатель...
Збережено в:
| Опубліковано в: : | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Дата: | 2015 |
| Автори: | , , , , , |
| Формат: | Стаття |
| Мова: | Російська |
| Опубліковано: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2015
|
| Теми: | |
| Онлайн доступ: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/112921 |
| Теги: |
Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
|
| Назва журналу: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Цитувати: | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием / А.Л. Майстренко, В.М. Нестеренков, В.А. Дутка, В.А. Лукаш, С.Д. Заболотный, В.Н. Ткач // Автоматическая сварка. — 2015. — № 1 (739). — С. 5-14. — Бібліогр.: 27 назв. — рос. |
Репозитарії
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| _version_ | 1860006988779356160 |
|---|---|
| author | Майстренко, А.Л. Нестеренков, В.М. Дутка, В.А. Лукаш, В.А. Заболотный, С.Д. Ткач, В. Н. |
| author_facet | Майстренко, А.Л. Нестеренков, В.М. Дутка, В.А. Лукаш, В.А. Заболотный, С.Д. Ткач, В. Н. |
| citation_txt | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием / А.Л. Майстренко, В.М. Нестеренков, В.А. Дутка, В.А. Лукаш, С.Д. Заболотный, В.Н. Ткач // Автоматическая сварка. — 2015. — № 1 (739). — С. 5-14. — Бібліогр.: 27 назв. — рос. |
| collection | DSpace DC |
| container_title | Автоматическая сварка |
| description | Разработана компьютерная модель температурного поля в инструменте и деталях в процессе их сварки трением с перемешиванием. Моделирование температурного поля выполнено для обеих последовательных стадий процесса сварки: погружения штыря рабочего элемента инструмента в детали (1-я стадия) и поступательного движения погруженного штыря в детали (2-я стадия). Математическая модель представляет собой нелинейное уравнение нестационарной теплопроводности, в котором на 2-й стадии сварки учитывается поступательное движение штыря. Тепловые источники, возникающие в процессе сварки, описываются двумя составляющими: первая учитывает мощность источников тепла, обусловленных трением на поверхностях контакта инструмента с деталями, вторая – тепловыделение, вызванное механическим деформированием материала деталей. Выполнены математическое моделирование и экспериментальное исследование температурного поля в инструменте из кубического нитрида бора (кубонита) и твердого сплава, а также в медных деталях в процессе сварки трением. На основе согласования численных и экспериментальных результатов установлена адекватность разработанной модели. Показано, что использование сверхтвердых материалов (кубонита и твердого сплава) для изготовления рабочих элементов инструмента дает возможность обеспечить термомеханическую стойкость инструмента в процессе сварки. Показана также возможность повышения прочности сварных соединений деталей из магниевого сплава МЛ10 в результате применения трения с перемешиванием для модифицирования структуры поверхностных слоев свариваемых поверхностей деталей с их последующей электронно-лучевой сваркой.
Developed was a computer model of temperature field in tool and parts in process of their friction stir welding. Modeling of the temperature field was carried out for both successive stages of welding process, i.e. plunging of pin of tool operating element into part (1st stage) and progressive motion of plunged pin in part (2nd stage). The mathematical model represents itself a nonlinear equation of transient heat conduction, which takes into account progressive pin movement during the 2nd stage of welding. Two constituents describe the heat sources, appearing in welding. The first one considers power of heat sources, caused by friction of tool with parts on contact surfaces, the second one takes into account heat generation, promoted by mechanical deformation of part material. Mathematical modeling and experimental examination of temperature field were carried out for tool from cubic boron nitride (cubonit) and hard alloy as well as copper parts during FSW. Adequacy of developed model was determined based on correlation of numerical and experimental results. It is shown that application of superhard materials (cubonit and hard alloy) for manufacture of tool operating elements gives a possibility to provide thermo-mechanical resistance of tool during welding. A possibility is also shown for increase of strength of welded joints of parts from magnesium alloy ML10, gained as a result of application of FSP for modifying of structure of surface layers in parts to be welded with their further electron beam welding.
|
| first_indexed | 2025-12-07T16:39:34Z |
| format | Article |
| fulltext |
51/2015
УДК 621.791
МОДЕЛИРОВАНИЕ ТЕПЛОВЫХ ПРОЦЕССОВ
ДЛЯ УЛУЧШЕНИЯ СТРУКТУРЫ МЕТАЛЛОВ
И СПЛАВОВ МЕТОДОМ ТРЕНИЯ С ПЕРЕМЕШИВАНИЕМ
А.Л. МАЙСТРЕНКО1, В.М. НЕСТЕРЕНКОВ2, В.А. ДУТКА1, В.А. ЛУКАШ1, С.Д. ЗАБОЛОТНЫЙ1, В.Н. ТКАЧ1
1 Ин-т сверхтвердых материалов им. В.Н. Бакуля НАНУ. 04074, г. Киев-074, ул. Автозаводская, 2.
Е-mail: alcon@ism.kiev.ua
2 ИЭС им. Е.О. Патона НАНУ. 03680, г. Киев-150, ул. Боженко, 11. E-mail: office@paton.kiev.ua
Разработана компьютерная модель температурного поля в инструменте и деталях в процессе их сварки трением с пе-
ремешиванием. Моделирование температурного поля выполнено для обеих последовательных стадий процесса сварки:
погружения штыря рабочего элемента инструмента в детали (1-я стадия) и поступательного движения погруженного
штыря в детали (2-я стадия). Математическая модель представляет собой нелинейное уравнение нестационарной те-
плопроводности, в котором на 2-й стадии сварки учитывается поступательное движение штыря. Тепловые источники,
возникающие в процессе сварки, описываются двумя составляющими: первая учитывает мощность источников тепла,
обусловленных трением на поверхностях контакта инструмента с деталями, вторая – тепловыделение, вызванное ме-
ханическим деформированием материала деталей. Выполнены математическое моделирование и экспериментальное
исследование температурного поля в инструменте из кубического нитрида бора (кубонита) и твердого сплава, а также
в медных деталях в процессе сварки трением. На основе согласования численных и экспериментальных результатов
установлена адекватность разработанной модели. Показано, что использование сверхтвердых материалов (кубонита и
твердого сплава) для изготовления рабочих элементов инструмента дает возможность обеспечить термомеханическую
стойкость инструмента в процессе сварки. Показана также возможность повышения прочности сварных соединений де-
талей из магниевого сплава МЛ10 в результате применения трения с перемешиванием для модифицирования структуры
поверхностных слоев свариваемых поверхностей деталей с их последующей электронно-лучевой сваркой. Библиогр.
27, табл. 1, рис. 14.
К л ю ч е в ы е с л о в а : математическое моделирование, сварка трением с перемешиванием, температурное поле,
инструмент из сверхтвердых материалов, модифицирование структуры, электронно-лучевая сварка
С момента запатентования [1] способ сварки
трением с перемешиванием (СТП) стал широко
использоваться в разных областях промышлен-
ности для соединения сплавов, плохо сваривае-
мых традиционными способами (алюминиевые
сплавы, содержащие цинк, медь, литейные спла-
вы магния); металлов и сплавов, не образующих
эвтектик и твердых растворов, а также вследствие
его преимуществ в сравнении с другими способа-
ми соединения деталей путем сварки [2, 3]. Про-
цесс СТП осуществляется при температуре, ко-
торая значительно ниже температуры плавления
(0,4…0,5Тпл); в результате существенно снижа-
ются остаточные напряжения и температурные
деформации; измельчается микроструктура зоны
соединения, что положительно влияет на обе-
спечение прочности материала деталей в зоне их
соединения. СТП в основном используется для
соединения листовых деталей вдоль линии их
контакта или наваривания одной листовой детали
на другую [3, 4]. Распространение этого способа и
его совершенствование происходит еще и потому,
что возникает необходимость соединения деталей
из разнородных материалов, а также материалов,
имеющих высокие твердость и температуру плав-
ления. Для сварки таких материалов необходима
разработка инструмента более совершенной кон-
струкции [5, 6] и использование для изготовления
его рабочих элементов материалов с повышенной
термомеханической и химической стойкостью
[7, 8]. Для выбора оптимальных конструкций ин-
струмента, рациональных режимов сварки и по-
лучения качественного соединения деталей в ре-
зультате СТП целесообразно математическое
моделирование и экспериментальное исследова-
ние теплового состояния инструмента и деталей
в процессе сварки [9, 10]. При этом математиче-
ское моделирование в сочетании с другими вида-
ми исследований позволяет воссоздать наиболее
полную картину физико-механических процессов,
протекающих при СТП.
Математическая модель температурного
поля в процессе СТП. Данная работа посвяще-
на численному моделированию температурного
поля в процессе наваривания медных пластин на
металлическую основу способом СТП с исполь-
зованием термостойких инструментов из кубони-
та и твердого сплава. Весь процесс СТП условно
© А.Л. Майстренко, В.М. Нестеренков, В.А. Дутка, В.А. Лукаш, С.Д. Заболотный1, В.Н. Ткач, 2015
6 1/2015
можно разделить на две основные стадии: на 1-й
штырь рабочего элемента, вращающийся с боль-
шой скоростью вокруг своей оси, постепенно пол-
ностью погружается в свариваемые детали, на 2-й
стадии штырь, погруженный в детали, продолжа-
ет вращаться вокруг своей оси и поступательно
движется параллельно к верхним поверхностям
деталей в определенном согласно технологиче-
ским условиям направлении до завершения про-
цесса сварки.
В процессе СТП наблюдается ряд физико-ме-
ханических процессов. На 1-й стадии в начале
контакта штыря с поверхностью детали происхо-
дит трение в зоне контакта. Вследствие вращения
штыря и действия силы трения элементы поверх-
ности штыря увлекают за собой частички мате-
риала детали. В результате она деформируется
в виде перемешивания материала в той части ее
объема, которая находится вблизи зоны контакта
штыря с деталью. Кроме того, погружение шты-
ря в деталь приводит также к ее деформированию.
Оба описанных явления деформирования детали
происходят одновременно, что приводит к вязко-
пластическому течению материала деталей отно-
сительно поверхности рабочего элемента. На 2-й
стадии, когда погруженный в деталь штырь дви-
жется параллельно ее поверхности, процесс тре-
ния также происходит по поверхности контакта
буртика с деталью. Перемешивание материала де-
талей происходит в ее объеме вблизи поверхно-
сти контакта как штыря с деталью, так и буртика
с деталью.
На обеих стадиях в результате трения в зоне
объема деталей, находящихся вблизи поверхно-
стей штыря и буртика (зоне термомеханического
влияния), существенно повышается температура.
Действие сил трения вызывает деформирование
материала деталей в этой зоне и его вязкопласти-
ческое течение, возникают большие механические
деформации. Действие сил трения и деформиро-
вание деталей приводит к интенсивному выделе-
нию тепла и повышению температуры рабочего
элемента и деталей, что является причиной изме-
нения физико-механических свойств последних, и
в свою очередь влияет на процессы деформирова-
ния, тепловыделения и теплопередачи. Таким об-
разом, процессы трения, деформирования, вязко-
го течения материала деталей и теплопроводности
при СТП являются взаимосвязанными. Поэтому в
строгой постановке при математическом модели-
ровании температурного поля в процессе СТП не-
обходимо рассматривать связанные между собой
задачу теплопроводности и задачи вязкого тече-
ния и деформирования. Однако для оперативного
создания компьютерной программы можно рас-
сматривать лишь задачу теплопроводности, учи-
тывая действие тепловых источников, обусловлен-
ных действием сил трения и вязкопластическим
деформированием, а также вращение штыря во-
круг своей оси и его поступательное движение с
буртиком относительно детали.
Из результатов экспериментальных и теорети-
ческих исследований [11–13] известно, что карти-
ны распределения температуры и механических
нагрузок не являются симметричными относи-
тельно плоскости ABCD (рис. 1), которая про-
ходит через ось вращения штыря параллельно
направлению сварки. Однако учитывая, что ли-
нейная скорость вращения штыря на 2…3 поряд-
ка больше его поступательной скорости, для упро-
щения постановки задачи и уменьшения времени
вычислений можно принять, что температурное
поле в штыре с буртиком симметрично относи-
тельно указанной плоскости.
Для математического моделирования темпера-
турного поля в процессе СТП используем уравне-
ние переноса тепла
( ),grad div gradp
Tc v T Tt
→∂ ρ + = λ ∂
(1)
где ρ, cp, λ — соответственно плотность, удельная
теплоемкость при постоянном давлении и коэф-
фициент теплопроводности материала; v
→
— век-
тор скорости; Т — температура; t — время.
Как отмечено в работах [10, 14], в процес-
се СТП тепловыделение, полученное в результа-
те деформирования материала деталей, состав-
ляет 4,4 % общего количества тепловыделений.
С учетом этого, а также принимая во внимание
близость зоны деформирования деталей к по-
верхности штыря с буртиком, действие тепловых
источников, обусловленных трением и деформи-
рованием, аналогично [10, 15, 16] задавали в виде
действия общего источника на поверхности кон-
такта штыря и буртика с деталью:
Рис. 1. Расчетная область (продольное сечение плоскостью
ABCD): 1 — стальной вал привода; 2 — стальная державка;
3, 4 — буртик и штырь рабочего элемента; 5, 6 — сваривае-
мые детали; 7 — твердосплавная обойма
71/2015
[ (1 ) ] ,n
T p Rn
∂
−λ = βµ + − β ητ ω∂
(2)
где pn — нормальные усилия в точке контакта;
ω — круговая скорость в точках поверхности кон-
такта; µ — коэффициент трения; R — расстояние
рассматриваемой точки контакта от оси вращения
штыря; τ — предел текучести материала; η — ко-
эффициент механической эффективности (меха-
нический КПД); коэффициент β определяется по
формуле
0 0
1 exp ,
á
R
R
ω β = − − β ω
(3)
а его значения находятся в пределах от 0 до 1. Ко-
эффициент трения µ вычисляем по формуле
( )0 0exp ,Rµ = µ −λ βω
(4)
где Rб — радиус буртика; ω0 — характерная вели-
чина угловой скорости; μ0 — постоянное значение
коэффициента трения; β0 — постоянный коэффи-
циент со значением на отрезке [0; 1]; постоянная
λ0 равна 1 с/м. На плоскости ABCD (см. рис. 1) те-
пловые потоки отсутствуют
0.T
n
∂
λ =∂
(5)
На поверхностях буртика и деталей, которые
контактируют с внешней средой температуры Tс,
задаются условия конвективного теплообмена
( )
ñ
T T Tn
∂
−λ = α −∂
(6)
с соответствующим значением коэффициента кон-
вективного теплообмена α. Кроме того, на поверх-
ностях деталей и буртика, расположенных вблизи
зон с высокой температурой, задаются условия
излучения тепла согласно закону Стефана–Боль-
цмана
4 4
0 ( ),
ñ
T T Tn
∂
−λ = εs −∂
(7)
где ε — степень черноты поверхности; σ0 — по-
стоянная Стефана–Больцмана.
Учитывая поступательное движение со скоро-
стью v
→
деталей относительно штыря с буртиком,
на торцах AKLB и DNMC расчетной области (см.
рис. 1) задается условие переноса тепловой энер-
гии через указанные поверхности
0( ),p n
T c v T Tn
∂
−λ = ρ −∂
(8)
где vn — проекция вектора скорости → на нормаль
к поверхности. В начальный момент времени тем-
пература расчетной области равна комнатной.
Как видно из уравнения (1), в математической
постановке задачи теплопроводности учитыва-
ется массоперенос. Однако вследствие того, что
скорость вращения штыря с буртиком (равная
ωR ≈ 0,1…1,0 м/с) значительно больше их посту-
пательной скорости vсв вдоль линии сварки (vсв =
= 0,002 … 0,004 м/с), учет этих движений в мо-
дели учитывается таким образом. При вращении
с большой скоростью вокруг своей оси штыря с
буртиком температурное поле в штыре и бурти-
ке является практически осесимметричным. По-
этому в уравнении теплопроводности (1) учиты-
вается лишь поступательная скорость движения
детали относительно штыря с буртиком, т. е.
( ,0,0)
ñâ
v v
→
= − .
Учет вращения штыря с буртиком реализуется
в математической модели путем усреднения тем-
пературы вдоль каждой линии Li (i = 1, 2,…, N)
вращения точек поверхности штыря и буртика,
где N — количество линий вращения. В компью-
терной реализации это осуществляется так. По-
сле каждого шага по времени вдоль каждой линии
вращения вычисляется среднее значение темпера-
туры Ti с помощью соответствующих криволиней-
ных интегралов первого рода:
1 ( , , , ) , ( ), 1, 2,..., .
i i
i i
i L L
T T x y z t dL L dL i NL= = =∫ ∫
(9)
После этого в каждой из узловых точек Ti,k,
лежащих на этой линии вращения, принимается
температура, равная Ti
, , 1, 2,..., ,i k i iT T k K= = (10)
где Ki — количество точек разбиения i-й линии.
На поверхностях контакта детали с массивными
телами (подставками) и буртика (с соединитель-
ными элементами привода) задаются граничные
условия теплообмена путем введения эффектив-
ного коэффициента теплообмена αэф
( ).
ýô ñ
T T Tn
∂
−λ = α −∂
(11)
Величина αэф определяется на основе уравне-
ния баланса тепла с учетом температурной зави-
симости теплофизических свойств и геометриче-
ских параметров контактирующих тел.
Для решения задачи теплопроводности (1)–(11)
используем метод конечных элементов совмест-
но с методом Бубнова–Галеркина и конечно-раз-
ностной схемой Кранка–Николсона по времени.
Вычисления выполнены с помощью модернизи-
рованной версии пакета программ [17] в среде
Visual Fortran 6.5 по моделированию трехмерно-
го температурного поля, в которой учитывали по-
ступательное движение инструмента (второй член
в левой части уравнения (1)), а также вращение
штыря с буртиком (формулы (9), (10)).
Расчетную область (см. рис. 1) выбирали на ос-
новании размеров свариваемых деталей и указан-
ных выше условий симметрии задачи. Плоскость
ABCD — плоскость симметрии. Все части расчет-
ной области в компьютерной реализации являют-
ся неподвижными. Однако движение тех частей,
которые двигаются в процессе СТП, моделируется
8 1/2015
с помощью соответствующих разработанных ал-
горитмов, описанных ниже.
Моделирование тепловых источников на 1-й
стадии СТП. На стадии погружения штыря в сва-
риваемые детали моделирование действия тепло-
вых источников выполнено таким образом. Пола-
гаем, что во время реального погружения в детали
штырь движется равномерно вниз. При этом в
каждый момент времени на поверхности погру-
женной части штыря действуют тепловые источ-
ники. При компьютерном моделировании рассма-
триваем штырь, полностью погруженный в деталь
(рис. 2), тепловые источники действуют лишь на
поверхности погруженной части 2 штыря в теку-
щий момент времени. Увеличение погруженной
части штыря 2 моделируем дискретно с помо-
щью величины шага по времени и шага конечно-
элементной разбивки поверхности EFG контакта
штыря 2 с деталью. В каждый момент времени
в зависимости от погружения штыря вычисляем
площадь вертикальной проекции погруженной ча-
сти штыря 2 на плоскость xOz (см. рис. 1) и рас-
считываем нормальное усилие на каждый элемент
поверхности контакта штыря с деталями.
По мере погружения штыря область действия
тепловых источников на поверхности контакта
штыря с деталями распространяется вверх в на-
правлении буртика, как изображено на рис. 2. Эта
стадия завершается в момент полного погружения
штыря в деталь.
Моделирование температурного поля на 2-й
стадии СТП. На этой стадии СТП происходит по-
ступательное движение штыря с буртиком отно-
сительно свариваемых деталей. Для реализации
такого относительного движения моделируем дви-
жение точек деталей со скоростью ( ),0,0
ñâ
v v
→
= − ,
т. е. движение в отрицательном направлении оси
Ox (см. рис. 1). В этом случае граничное условие
(2) реализуется с учетом всей поверхности кон-
такта штыря и буртика с деталью. Как и на стадии
погружения штыря, контролируется температура в
детали, которая не может превышать температуру
ее плавления Тпл. Реализуются условие (8), а так-
же условия осесимметричности температурного
поля в штыре и буртике (9), (10). Остальные гра-
ничные условия, приведенные в постановке зада-
чи, реализуются на обеих стадиях процесса СТП.
Результаты численных и эксперименталь-
ных исследований СТП. Разработанное компью-
терное обеспечение было использовано для моде-
лирования температурного поля в процессе СТП
медных деталей: верхнюю деталь 6 наваривают на
нижнюю 5 (см. рис. 1). Исследуемые свариваемые
детали были изготовлены из меди; штырь с бурти-
ком — из кубонита; обойма — из твердого сплава
ВК8; державка и вал от привода — из стали 40.
При расчетах использовали размеры элементов
расчетной области: радиус основания штыря со-
ставлял 0,0045 м, высота — 0,0065 м; радиус ниж-
ней части буртика — 0,0125 м, размеры остальных
элементов пропорциональны, указанным на рис. 3.
Размеры деталей: толщина верхней (навариваемой)
детали составляет 0,005 м, толщина нижней дета-
ли — 0,027 м, длина деталей — 0,1 м, ширина —
0,05 м. Поскольку в компьютерной модели все части
расчетной пространственной схемы являются не-
подвижными, то для исследования температурного
режима деталей, расчетную область для детали вы-
брали вдвое длиннее (вдвое больше в направлении
оси Ox). Скорость вращения штыря nоб = 1180 об/
мин, средняя скорость сварки vсв = 0,563 мм/с. Те-
плофизические свойства меди, кубонита, твердого
сплава и стали 40 выбраны из работ [18–21]. Ин-
формацию о температурной зависимости предела
текучести меди (рис. 4) взято из [22, 23]. Значение
постоянных параметров следующие: µ0 = 0,4, β0 =
= 0,4 и λ0 = 1 с/м — принято аналогично [10]; ω0 =
= 2πnоб, Rб = 0,0125 м. Коэффициент конвективно-
Рис. 2. Фрагмент расчетной области для моделирования те-
пловых источников на стадии погружения штыря в деталь:
1 — твердосплавная обойма; 2 — часть объема штыря, по-
груженная в деталь в определенный момент времени; 3, 4 —
свариваемые детали; 5, 6 — соответственно штырь и буртик
рабочего элемента Рис. 3. Размеры элементов расчетной области
91/2015
го теплообмена α на верхней поверхности верхней
детали и боковых поверхностях обеих деталей
был выбран равным 20 Вт/(м2·град) по методике
[24]. На боковой поверхности стальной державки,
на внешних поверхностях буртика и твердосплав-
ной обоймы задавали граничные условия конвек-
тивного (α = 30 Вт/(м2·град) и лучистого (ε = 0,6)
теплообменов с внешней средой при комнатной
температуре. На нижней поверхности нижней де-
тали, верхней поверхности стальной державки,
внешней поверхности стержня привода, где есть
контакт указанных элементов с массивными те-
лами, задавали граничные условия теплообмена
с эффективным коэффициентом теплообмена αэф,
который меняется в зависимости от температуры
в пределах 60…80 Вт/(м2·град).
Очевидно, что температурное поле в зоне
сварки существенно зависит от технологическо-
го режима процесса СТП, в частности механиче-
ских усилий, действующих на штырь с буртиком
со стороны привода. Для определения мощно-
сти тепловых источников необходимо знать ме-
ханические напряжения на поверхностях штыря
и буртика. В компьютерной модели эти напря-
жения определяются по механическим усилиям,
действующим на штырь с буртиком в процессе
СТП. Проведен эксперимент по измерению этих
усилий, а также температуры в отдельных точ-
ках верхней детали. Как видно из рис. 5, 1-я ста-
дия (погружение штыря) заканчивается в момент
124 с: до этого времени штырь полностью погру-
жается в верхнюю деталь; на штырь действует
лишь вертикальное усилие, которое постепенно
уменьшается и становится почти вдвое меньше
своего максимального значения. В момент 124 с
начинается процесс сварки. В этот момент вре-
мени на систему штырь–буртик действует каса-
тельное усилие и резко возрастает вертикальное
усилие, которое после достижения своего макси-
мума спадает к завершению процесса сварки. Че-
рез 50 с после начала поступательного движения
деталей относительно штыря в целях повышения
скорости сварки увеличена продольная подача
привода станка, что привело к возрастанию уси-
лий (рис. 5), действующих на штырь с буртиком.
На 1-й стадии процесса СТП вертикальное уси-
лие приложено лишь к штырю и оно вызывает
возникновение тепловых источников на поверх-
ности контакта штыря с деталью. На 2-й стадии
вертикальное и горизонтальное усилия приложе-
ны как к штырю, так и к буртику; теперь они яв-
ляются причиной действия тепловых источников
на поверхностях контакта штыря с деталью и бур-
тика с деталью. На этой стадии, как видно ниже
из результатов вычислений, с самого начала про-
исходит перераспределение тепловых источни-
ков на поверхностях контакта штыря и буртика с
деталью.
На рис. 6 приведена схема расположения термо-
пар в точках плоскости ABCD (см. рис. 1), где изме-
ряли температуру при СТП. Результаты компьютер-
ного и лабораторного экспериментов представлены
на рис. 7, откуда видно их хорошее согласие между
собой, что свидетельствует об адекватности ком-
пьютерной модели процесса СТП.
По результатам вычислений можно прогнози-
ровать состояние температурного поля в тех зо-
нах исследуемой области, где очень сложно или
невозможно измерить температуру. Кроме того,
они дают возможность получить представление
об эволюции температурного поля в процессе
СТП. Так, на рис. 8 приведены картины распре-
Рис. 4. Температурная зависимость предела текучести меди
Рис. 5. Механические нагрузки, действующие на штырь и
буртик в процессе СТП (эксперимент): 1, 2 — вертикальная и
горизонтальная составляющие усилия соответственно
Рис. 6. Схема расположения термопар (1, 2) при измерении
температуры в процессе СТП
10 1/2015
деления температуры в плоскости ABCD (см. рис.
1) в последовательные дискретные моменты вре-
мени на обеих стадиях процесса СТП. Видно, что
максимальная температура находится в зоне дей-
ствия тепловых источников, обусловленных тре-
нием и деформированием материала деталей. На
1-й стадии по мере углубления штыря в деталь
максимальная температура постепенно смещает-
ся от вершины штыря (нижней его точки на оси
вращения) (рис. 8, а) вдоль его боковой поверх-
ности к плоскости буртика (рис. 8, б). В момент
окончания углубления штыря (124 с) максимальная
температура находится в плечевой зоне соединения
штыря с буртиком (рис. 8, б). С момента полного по-
гружения штыря, т. е. на 2-й стадии процесса СТП,
зона максимальных температур уже располагается
на поверхности буртика (рис. 8, в, г; 9), что согла-
суется с результатами других авторов [25, 26]. На
этой стадии основное количество тепла генериру-
ется в зоне контакта буртика с деталью, поэтому в
указанной зоне на протяжении 2-й стадии постоянно
поддерживается максимальная температура (рис. 9).
Эта информация очень важна для обеспечения тер-
мостойкости штыря, буртика, а также обоймы (в том
числе при необходимости ее охлаждения для недо-
пущения перегрева инструмента). Отсюда следует,
что термостойкость буртика должна быть не ниже,
чем термостойкость штыря.
При работе инструмента в условиях высоких
температур важна информация о температуре в
наиболее нагруженных зонах инструмента, кото-
рыми является вершина штыря, его боковая по-
верхность, поверхность буртика, контактирующая
со свариваемыми деталями, а также поверхность
контакта штыря с твердосплавной обоймой. Это
важно и при оценке термостойкости инструмен-
та для СТП. Как видно из рис. 10, на 1-й стадии
вершина штыря нагревается сильнее, чем поверх-
ность твердосплавной обоймы. Однако с началом
2-й стадии нагрев обоймы становится более ин-
тенсивным, чем нагрев штыря. Температура вну-
тренней поверхности обоймы становится боль-
ше, чем в вершине штыря, и достигает уровня
1090…1130 K. Различие между этой и начальной
(комнатной) температурой составляет 78 % разли-
чия между температурой плавления меди (1356 K)
и комнатной, что согласуется с данными работы
[2] относительно температуры при СТП.
Как показывают расчеты, суммарный уровень
термических (нагрев до температуры 1090…1130 K)
и механических нагрузок, вызванных в основном
горизонтальной составляющей силы (с макси-
мальным значением 1200 Н), с которой инструмент
воздействует на деталь на протяжении процесса
сварки (см. рис. 5, кривая 2), является меньше кри-
тического уровня для твердого сплава ВК6, из кото-
рого изготовлена обойма. Так, в температурном ин-
тервале 1000…1100 K предел текучести при сжатии
для твердых сплавов ВК6, ВК8 снижается с 13 до 3
МПа [21], а по результатам выполненных расчетов
максимальное значение нормального давления на
поверхности обоймы между точками 2 и 3 (рис. 10)
достигает 2,54 МПа.
Это дает основание сделать вывод об обеспе-
чении механической стойкости инструмента из
сверхтвердых материалов для СТП медных дета-
лей при рассмотренном режиме сварки. Очевид-
но, что значительное увеличение горизонтальной
составляющей усилия (а значит, и скорости по-
ступательного движения штыря) может привести
к превышению для нормальных усилий предела
текучести материала твердосплавной обоймы и
в результате к выходу из строя инструмента в це-
лом. Поэтому следует тщательно выбирать пара-
метры режима СТП, соблюдая при этом опреде-
ленное соотношение между скоростью вращения
штыря и скоростью его поступательного движе-
ния [2].
При выборе материала для изготовления рабо-
чего элемента инструмента способом СТП важ-
ное значение имеет температура в зоне сварки.
Для обеспечения надежности инструмента матери-
ал рабочего элемента должен иметь необходимую
термостойкость. Из рис. 11 видно, что максималь-
Рис. 7. Результаты вычислений (1) и измерений (2) темпера-
туры в процессе СТП: а, б — соответственно температура
1-й и 2-й термопар
111/2015
ная температура в рабочем элементе стабилизиру-
ется в интервале 1050…1080 K (при наваривании
меди на медь). Это значение существенно меньше,
чем термостойкость нитрида бора, которая находит-
ся в интервале 1570…1770 K [27]. Таким образом,
использование рабочего элемента из кубическо-
го нитрида бора при указанных выше режимах
процесса СТП позволяет обеспечить стойкость
инструмента.
Полученные технологические возможности
также использованы для модифицирования струк-
туры литейного магниевого сплава МЛ10 за счет
Рис. 8. Температурное поле в разные моменты времени: а — t = 60; б — 124 (1-я стадия процесса СТП); в — 180; г — 274 с
(2-я стадия)
Рис. 9. Фрагменты картин распределения температуры на 2-й стадии процесса СТП через 25 (а) и 125 с (б) после начала гори-
зонтального движения штыря
12 1/2015
влияния процесса трения с перемешиванием на
изменение структурного состояния поверхностно-
го слоя свариваемых электронно-лучевой сваркой
(ЭЛС) деталей из литьевого магниевого сплава
МЛ10. Модифицирование заключалось в измель-
чении зерна в 10…12 раз в обрабатываемом слое
на глубину 6…8 мм по сравнению с основным ме-
таллом. Структура (рис. 12) образцов из сплава
МЛ10 с модифицированным поверхностным сло-
ем исследована с помощью растрового электрон-
ного микроскопа ZEISS EVO, оснащенного энер-
годисперсионным анализатором INCA PENTA
Fetх3.
Изменение параметров структуры модифи-
цированных образцов сплава МЛ10 зависит от
параметров движения инструмента (скоростей
вращения и подачи). Изображение границ зерен
сопряженных слоев модифицированного и основ-
ного металла магниевого сплава МЛ10, получен-
ное методом дифракции отраженных электронов
с помощью растрового электронного микроско-
па и представленное на рис. 12, свидетельству-
ет о высокой степени влияния процесса модифи-
цирования на изменение структурного состояния
сплава в виде значительного измельчения зерен
в 10…12 раз, т. е. до размера 2…3 мкм. Именно
эта особенность изменения структуры магниевого
сплава МЛ10, полученная в результате предвари-
тельного модифицирования поверхностного слоя
структуры сплава (на глубину 6 мм) трением с пе-
ремешиванием, была использована для дальней-
шего соединения деталей изделия способом ЭЛС
в вакууме в целях повышения прочности свар-
ного шва (рис. 13). Фрактографическое исследо-
вание состояния структуры сварного соединения
с применением растрового электронного микро-
скопа показало, что благодаря предварительной
обработке поверхностных слоев торцов деталей
трением с перемешиванием с последующей ЭЛС,
сварка проходит уже по сплаву со сформирован-
ной мелкозернистой структурой (размер зерна
2…3 мкм, рис. 13), а в зоне рекристаллизации ме-
талла шва через жидкую фазу размер зерен сплава
увеличивается только до 5…6 мкм, что в 4…5 раз
меньше размеров зерен в основном металле. Од-
Рис. 11. Изменение во времени максимальной температуры в
рабочем элементе в процессе СТП
Рис. 12. Структура сплава МЛ10 на границе соединения слоев в исходном и модифицированном состоянии (после обработки
трением с перемешиванием на глубину 6 мм)
Рис. 13. Общий вид структуры сварного соединения сплава
МЛ10 с предварительным модифицированием поверхностно-
го слоя (νсв = 20 мм/мин; nоб = 630 об/мин) и последующей
ЭЛС
Рис. 10. Изменение температуры в вершине штыря (1) и двух
крайних точках поверхности твердосплавной обоймы (2, 3)
в процессе СТП (вертикальная штриховая — окончание 1-й
стадии и начало 2-й)
131/2015
нако главное заключается в том, что между зоной
рекристаллизации и основным металлом образу-
ется промежуточная структурированная мелко-
зернистая область, в которой уже не наблюдает-
ся горячих трещин. На рис. 13 показана структура
сплава МЛ10 в модифицированном слое, а также
условные границы соединения слоев после обра-
ботки трением с перемешиванием.
Испытание сварных соединений магниевых
сплавов МЛ10 на разрыв на цилиндрических об-
разцах с диаметром рабочей части d0 = 3 мм про-
водили после ЭЛС без применения трения с пе-
ремешиванием и после гибридной технологии
(СТП+ЭЛС). Как показали испытания, у образцов
из магниевого сплава МЛ10 после ЭЛС без приме-
нения трения с перемешиванием разрушения про-
исходят по линии сплавления. Противоположная
картина наблюдается при разрушении образцов,
прошедших обработку по гибридной техноло-
гии (СТП+ЭЛС), т. е. разрушение происходит вне
зоны термического влияния (рис. 14).
Результаты сравнительных испытаний на
растяжение образцов со сварными соединениями,
полученные стандартным способом ЭЛС и по ги-
бридной технологии (СТП+ЭЛС), подтверждают
ее эффективность (таблица).
Заключение
Путем сравнения результатов вычисления и из-
мерения температурного поля в свариваемых
деталях установлена адекватность модели на ос-
новании ее соответствия экспериментальным дан-
ным. Показано, что максимальная температура на
стадии сварки находится на поверхности буртика
инструмента, что важно при конструировании ра-
бочих элементов инструмента для СТП. Показано
также, что использование таких сверхтвердых ма-
териалов, как кубический нитрид бора и твердый
сплав, для изготовления рабочих элементов ин-
струмента, предназначенных для СТП, обеспечи-
вает термомеханическую стойкость инструмента.
Разработанное компьютерное обеспечение дает
возможность оперативно прогнозировать тепло-
вое состояние в процессе СТП листовых деталей
и модифицирования структуры легких сплавов.
Разработанные инструменты были использова-
ны для предварительной обработки поверхност-
ных слоев литейного магниевого сплава МЛ10
способом СТП в целях их модифицирования, на-
правленного на формирование мелкозернистой
структуры сплава (размер зерна 2…3 мкм) для
их последующей обработки способом ЭЛС. В ре-
зультате рекристаллизации металла шва после
ЭЛС размер зерен сплава увеличивается только
до 5…6 мкм, что в 4…5 раз меньше, чем размеры
зерен в основном металле, что и повышает проч-
ность сварного соединения по сравнению с проч-
ностью основного металла.
1. Intern. pat. PCT/GB92/02203; Pat. 9125978.8 GB; Pat.
5,460,317 US. Friction stir butt welding / W M. Thomas,
E.D. Nicholas, J.C. Needham et al. – Publ. Dec., 1991.
2. Штрикман М.М. Состояние и развитие процесса сварки
трением линейных соединений (Обзор) // Свароч. пр-во.
– 2007. – № 10. – С. 25–32.
3. Восстановление плит медных кристаллизаторов непре-
рывной разливки стали методом наплавки трением с
перемешиванием / В.И. Зеленин, М.А. Полещук, Е.В.
Зеленин и др. // Породоразрушающий и металлообраба-
тывающий инструмент – техника и технология его изго-
товления и применения. – 2010. – Вып. 13. – С. 476–479.
4. Backer J.D., Bolmsjo G., Christiansson A.K. Temperature
control of robotic friction stir welding using the thermoelec-
tric effect // Int. J. Adv. Manuf. Technol. – 2014. – № 70. –
P. 375–383.
5. Pat. 005893507A US. Auto-adjustable pin tool for friction
stir welding / R.J. Ding, P.A. Oelgoetz. – Publ. Apr. 13, 1999.
6. Friction stir welding and processing: 2007 ASM International
/ Eds R.S. Mishra, M.W. Mahoney, 2007. – 352 p. //www.
asminternational.org.
7. Review: friction stir welding tools / R. Rai, A. De, H.K.D.H.
Bhadeshia, T. DebRoy // Sci. and Technol. Welding and
Joining. – 2011. – 16, № 4. – P. 325–342.
8. Friction stir welding of 20 mm thickness 1018 steels / R.J.
Steel, J. Peterson, S. Sanderson et al. // Proc. of the twenty-
second international offshore and polar engineering conf.
Rhodes, Greece, June, 17–22, 2012. – 2012. – P. 238–243.
9. Buffa G., Fratini L., Shivpuri R. Finite element studies on
friction stir welding process of tailored blanks // Computers
and Structures. – 2008. – 86. – P. 181–189.
10. Three-dimensional heat and material flow during friction stir
welding of mild steel / R. Nandan, G.G. Roy, T.J. Lienert,
T. DebRoy // Acta Materialia. – 2007. – 55. – P. 883–895.
11. Friction stir welding of aluminium alloys / P.L. Threadgill,
A.J. Leonard, H.R. Shercliff , P.J. Withers // Int. Mater. Rev.
– 2009. – 54, № 2. – P. 49–93.
Механические свойства сварных соединений литого маг-
ниевого сплава МЛ10
Тип образца sв, МПа s0,2, МПа d,
%
ψ,
%
Основной металл 230,6 140,0 5,9 11,1
После ЭЛС 197,9 134,3 6,5 12,0
После ЭЛС деталей с
модифицированными СТП
поверхностными слоями
216,8 153,9 6,6 12,5
Рис. 14. Общий вид образцов магниевого сплава МЛ10 с мо-
дифицированной (СТП) структурой слоев сплава, прилегаю-
щих к сварному стыку, а затем сваренных ЭЛС (Uуск = 60 кВ;
Iп = 50 мА; vЭЛС = 20 мм/с; ΔIф = 5 мА; lраб = 200 мм) после
механических испытаний на одноосное растяжение
14 1/2015
12. Kumbhar N.T., Bhanumurthy K. Friction stir welding of Al
6061 alloy // Asian J. Exp. Sci. – 2008. – 22, № 2. – P. 63–74.
13. Modelling of precipitation during friction stir welding of an
Al–Mg–Si alloy / D. Carron, P. Bastid, Y. Yin, R.G. Faulkner
// Technische Mechanik. – 2010. – 30, № 1–3. – P. 29–44.
14. Steady state thermomechanical modelling of friction stir
welding / A. Bastier, M. H. Maitournam, K. van Dang,
F. Roger // Sci. and Technol. Welding and Joining. – 2006.
– 11. – P. 278–288.
15. Якимов А.В., Слободяник П.Т., Усов А.В. Теплофизика ме-
ханической обработки. – Киев–Одесса: Либідь, 1991. –
240 с.
16. Nandan R., DebRoy T., Bhadeshia H.K.D.H. Recent advances
in friction stir welding – process, weldment structure and
properties // Progress in Materials Science. – 2008. – 53. –
P. 980–1023.
17. Математичне моделювання теплового стану елементів
технологічного вузла в процесі швидкісного електро-
спікання алмазовмісних композитних матеріалів / А.Л.
Майстренко, В.А. Дутка, В.П. Переяслов, С.А. Іванов //
Сверхтв. материалы. – 1999. – № 4. – С. 26–35.
18. Синтез, спекание и свойства кубического нитрида бора /
А.А. Шульженко, С.А. Божко, А.Н. Соколов и др. – Киев:
Наук. думка, 1993. – 256 с.
19. Варгафтик Н.Б. Теплофизические свойства веществ:
Справ. – М.; Л.: Техноэнергоиздат, 1956. – 367 с.
20. Справочник по сталям и методам их испытаний / Под
общ. ред. В.К. Григоровича. – М.: Металлургиздат, 1958.
– 920 с.
21. Туманов В.И. Свойства сплавов системы карбид воль-
фрама – кобальт. – М.: Металлургия, 1971. – 95 с.
22. http://www.cniga.com.ua/index.files/cuprum.htm.
23. Таблицы физических величин: Справ. / Под ред. акад.
И.К. Кикоина. – М.: Атомиздат, 1976. – 1008 с.
24. Тепло- и массообмен. Теплотехнический эксперимент:
Справ. / Под общ. ред. В.А. Григорьева, В.И. Зорина. –
М.: Энергоиздат, 1982. – 510 с.
25. Uyyuru R.K., Kailas S.V. Numerical analysis of friction stir
welding process // J. Materials Eng. and Performance. –
2006. – 15, № 5. – P. 505–518.
26. On the choice of tool material in friction stir welding of
titanium alloys / G. Buffa, L. Fratini, F. Micari, L. Settineri //
Proc. of NAMRI/SME. – 2012. – 40. – P. 1–10.
27. Лавриненко В.И., Смоквина В.В., Солод В.Ю. Особенно-
сти морфологии порошков из кубического нитрида бора
и их направленное использование в шлифовальном ин-
струменте // Сучасні технології в машинобудуванні. –
2013. – Вип. 8. – С. 56–65.
Поступила в редакцию 20.10.2014
17-я МЕЖДУНАРОДНАЯ НАУЧНО-ПРАКТИЧЕСКАЯ КОНФЕРЕНЦИЯ
«ТЕХНОЛОГИИ УПРОЧНЕНИЯ, НАНЕСЕНИЯ ПОКРЫТИЙ И РЕМОНТА:
ТЕОРИЯ И ПРАКТИКА»
14–17 апреля 2015 г. г. С.-Петербург
Организаторы: Санкт-Петербургский политехнический университет, НПФ «Плазмацентр»
Цель конференции — определение конкретных путей экономии финансовых средств предприятий
и бюджета, поддержание производственно-технического потенциала промышленных предприятий за
счет эффективного применения прогрессивных технологий ремонта, восстановления и упрочнения.
эта традиционная ежегодная конференция проводится с 1997 г. и является самой крупной в России
и странах СНГ по данной узконаправленной тематике. Она посвящена промышленным технологиям,
которые способны повысить эффективность производства и обеспечить максимальное сокращение
издержек за счет применения современных технологий упрочнения, восстановления и ремонта изде-
лий.
На конференции рассматриваются производственно-технические проблемы предприятий различ-
ных отраслей промышленности и городского хозяйства, связанные с ремонтом, восстановлением
и упрочнением машин, механизмов, оборудования, инструмента и технологической оснастки, опыт
применения новых технологий ремонта и упрочнения, увеличивающих срок службы изделий в 2…10
раз при минимальных финансовых затратах, демонстрируется современное технологическое обору-
дование для ремонта.
В рамках конференции пройдут практические школы-семинары: «Наплавка, напыление и упроч-
нение деталей промышленного оборудования — выбор технологии, оборудования и материалов» и
«упрочнение, восстановление и ремонт инструмента, штампов, пресс-форм и другой технологиче-
ской оснастки».
Вам представится возможность получить практические рекомендации ведущих специалистов для
решения Ваших актуальных проблем ремонта, конкурентоспособности продукции, долговечности де-
талей, нанесения покрытий и упрочнения.
Заявки для участия в конференции следует направлять:
по электронной почте: info@plasmacentre.ru
по тел./факсу (812) 444-93-37, 444-93-36, т. (921) 973-46-74
почтовый адрес: 195112, Санкт-Петербург, Малоохтинский просп., д. 68, оф. 103.
|
| id | nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-112921 |
| institution | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| issn | 0005-111X |
| language | Russian |
| last_indexed | 2025-12-07T16:39:34Z |
| publishDate | 2015 |
| publisher | Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| record_format | dspace |
| spelling | Майстренко, А.Л. Нестеренков, В.М. Дутка, В.А. Лукаш, В.А. Заболотный, С.Д. Ткач, В. Н. 2017-01-30T14:04:42Z 2017-01-30T14:04:42Z 2015 Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием / А.Л. Майстренко, В.М. Нестеренков, В.А. Дутка, В.А. Лукаш, С.Д. Заболотный, В.Н. Ткач // Автоматическая сварка. — 2015. — № 1 (739). — С. 5-14. — Бібліогр.: 27 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/112921 621.791 Разработана компьютерная модель температурного поля в инструменте и деталях в процессе их сварки трением с перемешиванием. Моделирование температурного поля выполнено для обеих последовательных стадий процесса сварки: погружения штыря рабочего элемента инструмента в детали (1-я стадия) и поступательного движения погруженного штыря в детали (2-я стадия). Математическая модель представляет собой нелинейное уравнение нестационарной теплопроводности, в котором на 2-й стадии сварки учитывается поступательное движение штыря. Тепловые источники, возникающие в процессе сварки, описываются двумя составляющими: первая учитывает мощность источников тепла, обусловленных трением на поверхностях контакта инструмента с деталями, вторая – тепловыделение, вызванное механическим деформированием материала деталей. Выполнены математическое моделирование и экспериментальное исследование температурного поля в инструменте из кубического нитрида бора (кубонита) и твердого сплава, а также в медных деталях в процессе сварки трением. На основе согласования численных и экспериментальных результатов установлена адекватность разработанной модели. Показано, что использование сверхтвердых материалов (кубонита и твердого сплава) для изготовления рабочих элементов инструмента дает возможность обеспечить термомеханическую стойкость инструмента в процессе сварки. Показана также возможность повышения прочности сварных соединений деталей из магниевого сплава МЛ10 в результате применения трения с перемешиванием для модифицирования структуры поверхностных слоев свариваемых поверхностей деталей с их последующей электронно-лучевой сваркой. Developed was a computer model of temperature field in tool and parts in process of their friction stir welding. Modeling of the temperature field was carried out for both successive stages of welding process, i.e. plunging of pin of tool operating element into part (1st stage) and progressive motion of plunged pin in part (2nd stage). The mathematical model represents itself a nonlinear equation of transient heat conduction, which takes into account progressive pin movement during the 2nd stage of welding. Two constituents describe the heat sources, appearing in welding. The first one considers power of heat sources, caused by friction of tool with parts on contact surfaces, the second one takes into account heat generation, promoted by mechanical deformation of part material. Mathematical modeling and experimental examination of temperature field were carried out for tool from cubic boron nitride (cubonit) and hard alloy as well as copper parts during FSW. Adequacy of developed model was determined based on correlation of numerical and experimental results. It is shown that application of superhard materials (cubonit and hard alloy) for manufacture of tool operating elements gives a possibility to provide thermo-mechanical resistance of tool during welding. A possibility is also shown for increase of strength of welded joints of parts from magnesium alloy ML10, gained as a result of application of FSP for modifying of structure of surface layers in parts to be welded with their further electron beam welding. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Научно-технический раздел Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием Modeling of heat processes for improvement of structure of metals and alloys in friction stir welding Article published earlier |
| spellingShingle | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием Майстренко, А.Л. Нестеренков, В.М. Дутка, В.А. Лукаш, В.А. Заболотный, С.Д. Ткач, В. Н. Научно-технический раздел |
| title | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием |
| title_alt | Modeling of heat processes for improvement of structure of metals and alloys in friction stir welding |
| title_full | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием |
| title_fullStr | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием |
| title_full_unstemmed | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием |
| title_short | Моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием |
| title_sort | моделирование тепловых процессов для улучшения структуры металлов и сплавов методом трения с перемешиванием |
| topic | Научно-технический раздел |
| topic_facet | Научно-технический раздел |
| url | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/112921 |
| work_keys_str_mv | AT maistrenkoal modelirovanieteplovyhprocessovdlâulučšeniâstrukturymetallovisplavovmetodomtreniâsperemešivaniem AT nesterenkovvm modelirovanieteplovyhprocessovdlâulučšeniâstrukturymetallovisplavovmetodomtreniâsperemešivaniem AT dutkava modelirovanieteplovyhprocessovdlâulučšeniâstrukturymetallovisplavovmetodomtreniâsperemešivaniem AT lukašva modelirovanieteplovyhprocessovdlâulučšeniâstrukturymetallovisplavovmetodomtreniâsperemešivaniem AT zabolotnyisd modelirovanieteplovyhprocessovdlâulučšeniâstrukturymetallovisplavovmetodomtreniâsperemešivaniem AT tkačvn modelirovanieteplovyhprocessovdlâulučšeniâstrukturymetallovisplavovmetodomtreniâsperemešivaniem AT maistrenkoal modelingofheatprocessesforimprovementofstructureofmetalsandalloysinfrictionstirwelding AT nesterenkovvm modelingofheatprocessesforimprovementofstructureofmetalsandalloysinfrictionstirwelding AT dutkava modelingofheatprocessesforimprovementofstructureofmetalsandalloysinfrictionstirwelding AT lukašva modelingofheatprocessesforimprovementofstructureofmetalsandalloysinfrictionstirwelding AT zabolotnyisd modelingofheatprocessesforimprovementofstructureofmetalsandalloysinfrictionstirwelding AT tkačvn modelingofheatprocessesforimprovementofstructureofmetalsandalloysinfrictionstirwelding |