Исследование режимов работы серийного плазмотрона Metco F4 с использованием плазмообразующих газов аргона и азота Текст научной статьи по специальности «Электротехника, электронная техника, информационные технологии»

УДК 669.3 Н.И. Артеменко1

ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМОВ РАБОТЫ СЕРИЙНОГО ПЛАЗМОТРОНА METCO F4 С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПЛАЗМООБРАЗУЮЩИХ ГАЗОВ АРГОНА И АЗОТА

DOI: 10.18577/2307-6046-2018-0-5-76-89

Получены аналитические зависимости полной мощности и напряжения плазменной дуги серийного плазмотрона Metco F4 от тока дуги и расходов аргона и азота. Установлено, что увеличение расхода азота оказывает наибольшее влияние на увеличение напряжения дуги. Предложена расчетно-графическая методика оценки средневзвешенной температуры и скорости плазменного потока на срезе сопла серийного плазмотрона Metco F4.

Ключевые слова: плазменное напыление, ток дуги, расход аргона, расход азота, температура плазменной струи, скорость плазменной струи.

N.I. Artemenko1

RESEARCH OF THE OPERATION MODES

OF THE METCO F4 SERIAL PLASMA-GUN

USING PLASMA-FORMING GASES ARGON AND NITROGEN

In this paper was obtained the analytical dependence of the total and voltage power of the plasma arc on the arc current and the flow rates of argon and nitrogen of the serial plasma-gun Metco F4. It is established that an increase in nitrogen consumption has the greatest effect on the increase in arc voltage. A computational and graphical technique for estimating the average temperature and the velocity of the plasma flow at the cutoff of the nozzle of the serial plasma-gun Metco F4 is proposed.

Keywords: plasma spraying, arc current, argon consumption, nitrogen consumption, plasma jet temperature, plasma jet speed.

"'Федеральное государственное унитарное предприятие «Всероссийский научно-исследовательский институт авиационных материалов» Государственный научный центр Российской Федерации [Federal State Unitary Enterprise «All-Russian Scientific Research Institute of Aviation Materials» State Research Center of the Russian Federation]; e-mail: admin@viam.ru

Введение

В настоящее время для нанесения защитных покрытий на крупногабаритные детали ГТД применяются установки плазменного, детонационного и высокоскоростного напыления [1-8].

При плазменном напылении между вольфрамовым катодом и медным водо-охлаждаемым анодом (соплом) возбуждается электрическая дуга, нагревающая рабочий газ, в результате чего он истекает из сопла в виде плазменной струи. Порошковый материал, подаваемый в плазменную струю потоком транспортирующего газа (аргона или азота), с большой энергией ударяется о поверхность обрабатываемой детали. Благодаря высоким температурам при плазменном напылении можно наносить тугоплавкие материалы. Кроме того, регулирование температуры и скорости плазменной струи позволяет расширить класс наносимых материалов. На рис. 1 представлена принципиальная схема плазмотрона для нанесения покрытий методом плазменного напыления [9].

i

Изоляция Сопло

Рис. 1. Принципиальная схема плазмотрона

Плазменное напыление в зависимости от давления в камере напыления разделяют на атмосферное плазменное напыление (APS - Air Plasma Spray), плазменное напыление при пониженном давлении (LPPS - Low Pressure Plasma Spray) и вакуумное плазменное напыление (VPS - Vacuum Plasma Spray). Плазменными методами наносят широкий класс материалов: металлические сплавы систем Me-Cr-Al-Y, металлокера-мические композиции типа MeC-NiCr/Co, покрытия на основе оксидов типа Al2O3/ZrO2-Y2O3. Оборудование для атмосферного плазменного напыления фирм Sulzer Metco и AMT используется на предприятиях авиадвигателестроения «НИЦ газотурбостроения «Салют», ПАО «ОДК-УМПО», АО «ОДК-ПМ» и других научно-производственных объединениях.

Наиболее распространенным плазмотроном для нанесения покрытий методом атмосферного плазменного напыления является плазмотрон Metco F4 производства фирмы Sulzer Metco (в настоящее время - фирма Oerlikon Metco), который представлен на рис. 2.

Рис. 2. Плазмотрон Metco F4 (а), электрод (б) и сопло (в)

При нанесении покрытий из различных порошковых материалов варьируются следующие параметры процесса: мощность дуги (кВт), расход плазмообразующего газа при атмосферном (нормальном) давлении (н.л/мин), расход транспортирующего газа (н.л/мин), количество подаваемого материала (г/мин), дистанция напыления (мм), скорость перемещения пятна напыления (мм/с). С увеличением мощности дуги возрастают

температура и энтальпия плазменной струи. Мощность дуги определяется силой тока и напряжением, которое, в свою очередь, определяется видом и расходом плазмообразу-ющего газа [9].

В работе проведено исследование режимов работы плазмотрона, определены зависимости мощности, подводимой к плазмотрону, от тока дуги и расхода плазмообра-зующих газов аргона и азота.

Работа выполнена в рамках реализации комплексных научных проблем 17.3. «Многослойные жаростойкие и теплозащитные покрытия, наноструктурные упрочняющие эрозионно- и коррозионностойкие, износостойкие, антифреттинговые покрытия для защиты деталей горячего тракта и компрессора ГТД и ГТУ» и 17.4. «Многослойные защитные покрытия и плазмохимическое оборудование для осаждения защитных и упрочняющих покрытий из газовых потоков плазмы, содержащих прекурсоры элементов синтезируемого покрытия» («Стратегические направления развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года») [1].

Материалы и методы

Объектом исследования в данной работе является процесс атмосферного плазменного напыления с использованием серийного плазмотрона Metco F4 и плазмообразующих газов аргона и азота. Проведено исследование режима работы плазмотрона с варьированием следующих параметров: ток дуги 300-500 А с шагом 50 А, расход аргона 15-25 н.л/мин с шагом 5 н.л/мин, расход азота 0-15 н.л/мин (0, 11 и 15 н.л/мин в связи с технологическими ограничениями самой установки плазменного напыления). На каждом режиме работы фиксировали мощность Р, которую подводили к плазмотрону. В свою очередь - Р=Ш, где I - ток дуги, А; и - напряжение, В. Результаты исследования приведены в табл. 1.

Таблица 1

Мощность плазмотрона при различных режимах работы_

Ток дуги I, А Мощность плазмотрона Р, кВт, при расходе газа, н.л/мин

азота QN аргона QAт

15 20 25

300 0 8,1 8,6 9,1

11 21,2 21,7 22,2

15 23,9 24,3 24,5

350 0 9,3 10 10,7

11 24 24,6 25,2

15 27 27,7 28,5

400 0 10,8 11,5 12,1

11 26,5 26,8 27,2

15 29,7 30,5 31,4

450 0 12,1 13 13,7

11 29,1 29,3 29,7

15 32,2 32,6 33,4

500 0 13,5 14,5 15,3

11 31,3 31,9 32,5

15 34,6 35,4 35,9

Полагая, что полная мощность плазмотрона складывается из индивидуальных вкладов мощности от использования аргона и азота, т. е.:

Р=Раг+Р№ (1)

из полной мощности следует вычесть мощность дуги при расходе азота 0 н.л/мин. Результат вычислений представлен в табл. 2.

Таблица 2

Мощность плазмотрона при использовании одного плазмообразующего газа - азота

Ток дуги I, Мощность плазмотрона Р, кВт, при расходе газа, н.л/мин Среднее значение

А азота Qn аргона QAs Р№ кВт

15 20 25

300 0 0 0 0 0

11 13,1 13,1 13,1 13,1

15 15,8 15,7 15,4 15,633

350 0 0 0 0 0

11 14,7 14,6 14,5 14,6

15 17,7 17,7 17,8 17,733

400 0 0 0 0 0

11 15,7 15,3 15,1 15,367

15 18,9 19 19,3 19,067

450 0 0 0 0 0

11 17 16,3 16 16,433

15 20,1 19,6 19,7 19,8

500 0 0 0 0 0

11 17,8 17,4 17,2 17,467

15 21,1 20,9 20,6 20,867

Целью исследования является выявление зависимостей индивидуальных мощностей РА и Рн от тока дуги и расходов газов аргона и азота. В связи с этим применены методы аппроксимации линеаризованных функций [10].

Если массив экспериментальных данныхX(XI,Х2, ...,X, . • • Xn), У(У\, У2, ..., У, ... УП) описывается функцией вида , то ее преобразуют в следующий вид:

ЫШгЪЛпЬУНгш, (2)

что соответствует виду у(х)=ах+Ь.

Затем коэффициенты в выражении (2) вычисляют по методу наименьших квадратов как:

b=

n n n

nS ХгУг - S X S У

г=1 г=1 г=1

I n

nSxf-\ Sхг

г=1 V г=1

(3)

a=exp

f n n ^

S У г -bS X

г=1 г=1

n

(4)

где x,=ln(X), y1=ln(Y1).

Если массив экспериментальных данныхX(Х\,Х2, ...,X ...Х„), У(У1, У2, ..., У, ... У„) описывается функцией видагде к - константа, то ее аппроксимируют методом наименьших квадратов следующим образом:

n

Z(a)=S(Y - a • Xk ) ;

(5)

г=1

а=-

аЗД ад

а л

ёа2 аа

ё2£(а) ёа2

(6)

Достоверность аппроксимации определяется коэффициентом детерминации Я который, в свою очередь, является квадратом коэффициента корреляции гх, у:

п

-/(X, ))2

2 л 1=1

Я2 =1-

п2 &

г,

п

(7)

I

1=1

X, у

=4Я.

(8)

где ЛХг) - значение функции аппроксимирующей зависимости в точке X,.

Коэффициент корреляции гх, у характеризует тесную взаимосвязь экспериментальных параметров с уравнением регрессии. По шкале Чеддока значения 0,7<гх, у<0,9 соответствуют высокой корреляционной связи, при 0,9<гх, у<0,99 - очень высокой [10].

Результаты и обсуждение

Расчет зависимости мощности плазмотрона при использовании плазмообразующего газа аргона При расчете используются данные из табл. 1 при расходе азота ^=0. Очевидно, что при расходе аргона QAr=0, мощность, подводимая к плазмотрону, также будет равна РАг=0. С учетом этого предполагается, что зависимость мощности плазмотрона от расхода аргона при постоянном токе дуги будет иметь вид:

Г = а -й г.

Р

Ап I=сош1

Предварительный расчет показал, что коэффициент ¿-0,25, тогда с учетом того, что РД = а 'ОА25, методом наименьших квадратов по формулам (5) и (6) получим зависимости мощности плазмотрона Metco F4 при использовании плазмообразующего газа аргона при разных значениях тока дуги. Результаты расчетов представлены в табл. 3.

Таблица 3

Результаты расчетов зависимости мощности дуги от расхода аргона РАг (2Аг )=

,0,25 Аг

Ток дуги I, А Коэффициент а Коэффициент детерминации В2 Коэффициент корреляции гх, у

300 4,082 0,987 0,994

350 4,749 0,989 0,995

400 5,442 0,985 0,992

450 6,140 0,999 0,999

500 6,852 1 1

Зависимости мощности плазмотрона от расхода аргона при токах дуги 300-500 А с шагом 50 А и их уравнения регрессии представлены на рис. 3.

Рис. 3. Зависимость мощности дуги от расхода аргона при токе дуги 300 (♦); 350 (■); 400 (▲); 450 (■) и 500 А (■)

Из данных табл. 3 видно, что коэффициент а монотонно возрастает при увеличении тока дуги. Полагая, что при токе дуги 0 А мощность также составит 0 кВт, зависимость а(1) будет иметь вид А&)=а%;>. Следовательно, уравнение регрессии будет найдено методом наименьших квадратов по формулам (3) и (4):

а(Т)=0,01211'015; В2=1;

Гх, у=1.

Очевидно, что зависимость мощности плазмотрона от тока дуги и расхода аргона находится из выражения:

Рдг = 0,012-11,015-ОА25. (9)

Зависимость (9) представлена на рис. 4.

Рис

Расход аргона О^, н.п/ыин 4. Зависимость мощности плазмотрона от тока дуги и расхода аргона

Расчет зависимости мощности плазмотрона при использовании плазмообразующего газа азота При расчете используются средние значения мощности из табл. 2 при расходах азота н.л/мин: 0; 11 и 15. Очевидно, что при расходе азота ^N=0, мощность, подводимая к плазмотрону, также будет равна Рн=0. С учетом этого предполагается, что зависимость мощности плазмотрона от расхода азота при постоянном токе дуги будет иметь вид:

1=ссшЛ = а .

Предварительный расчет показал, что коэффициент ¿~0,6, тогда с учетом того, что = а-О0'6, методом наименьших квадратов по формулам (5) и (6) получим зависимости мощности плазмотрона Ме1со Б4 при использовании плазмообразующего газа азота при разных значениях тока дуги. Результаты расчетов представлены в табл. 4.

Таблица 4

Результаты расчетов зависимости мощности дуги от расхода азота ^ (О, )=я-б0'6

Ток дуги I, А Коэффициент а Коэффициент детерминации В2 Коэффициент корреляции гх, у

300 3,091 0,997 0,999

350 3,481 0,998 0,999

400 3,710 0,982 0,991

450 3,899 1 1

500 4,126 0,998 0,999

Зависимости мощности плазмотрона от расхода азота при токах дуги 300-500 А с шагом 50 А и их уравнения регрессии представлены на рис. 5.

Рис. 5. Зависимость мощности дуги от расхода азота при токе дуги 300 (♦); 350 (■); 400 (▲); 450 (■) и 500 А (■)

Из данных табл. 4 видно, что коэффициент а монотонно возрастает при увеличении тока дуги. Полагая, что при токе дуги 0 А мощность также составит 0 кВт, зависимость а(1) будет иметь вид ](&)=а%;>. Следовательно, уравнение регрессии будет найдено методом наименьших квадратов по формулам (3) и (4):

а(/)=0,13970,547;

Я2=0,986;

Гх, у=0,993.

Очевидно, что зависимость мощности плазмотрона от тока дуги и расхода азота находится из выражения:

Р =0,139-1°,547-Ой6 . (10)

Зависимость (10) представлена на рис. 6.

Рис. 6. Зависимость мощности плазмотрона от тока дуги и расхода азота

Очевидно, что полная мощность серийного плазмотрона Metco F4 при использовании плазмообразующих газов аргона и азота вычисляется как:

Р=0,012-11015 О25 + 0,139-1а547 -О0,6. (11)

Исследование зависимости полной мощности плазмотрона при использовании плазмообразующих газов аргона и азота Оценка адекватности математической модели проведена путем вычисления относительной погрешности 8отн:

Р - Р

еотн = эксп расч-100%, ■^эксп

где Рэксп, Ррасч - соответственно экспериментальные значения мощности дуги из табл. 1 и расчетные значения мощности дуги, полученные по формуле (11).

Результаты оценки представлены в табл. 5.

Таблица 5

Оценка адекватности математической модели, описываемой формулой (11)_

Ток дуги I, А Относительная погрешность модели, %, при расходе газа, н.л/мин

азота QN аргона QAг

15 20 25

300 0 4,721 3,569 3,639

11 1,007 0,636 0,731

15 0,835 0,099 -1,028

350 0 2,960 3,023 4,168

11 2,246 1,894 2,022

15 2,171 2,214 3,007

400 0 4,309 3,432 2,955

11 2,397 0,614 -0,267

15 2,218 2,256 3,028

450 0 3,744 3,727 3,405

11 3,056 0,753 -0,328

15 1,868 0,408 0,643

500 0 3,988 3,944 3,744

11 2,530 1,334 0,697

15 1,454 0,951 0,105

Из данных табл. 5 видно, что максимальная относительная погрешность модели составляет не более 5%, следовательно, математическая модель достаточно точно описывает зависимость мощности дуги серийного плазмотрона Ме1со Б4 от тока дуги в рабочем диапазоне 300-500 А и расходов аргона и азота в диапазонах 15-25 и 11-15 н.л/мин соответственно.

Известно [9, 11-16], что для наиболее эффективного использования энергии при плазменном напылении необходимо выбирать режим работы плазмотрона с максимальным напряжением. С учетом того, что Р=Ш, из выражения (11) получаем:

и=0,012-10'015-е0г25 + 0,139-1-0'453-ей'6 . (12)

Как несложно заметить, и(1, QAг, является функцией трех переменных, поэтому при ее исследовании попеременно фиксируют два параметра и рассматривается зависимость функции от третьего параметра. В качестве фиксированных параметров

принимаются значения середины диапазона вариации: ~ =400 А, (~Аг = 20 н.л/мин, =13 н.л/мин, тогда

и (I )=и|п п =0,025-10'015 + 0,648-1"°'453 ;

и(0Аг)=и|1, ем ^,013-еАг25 + 0,043;

и(бы)=Щ1, ^ =0,028+0,009-еЫ6 .

Очевидно, скорость изменения функции оценивается по величине первой производной, тогда:

аи (I)

г-0,985 ПОО/1 _ Г-1,453 .

61

-=3,75-10 -1' -0,294-1-6и)=3,25-10-3-е-0,75;

Аг

=5,4-10-3-е^4

На рис. 7 показаны зависимости функций Щ), и^Аг), U(QN), а также их первые производные.

Рис. 7. Зависимости функций Щ1) (а); dU(I)/dI (б); U(QAг) (в); dU(QAг)/dQAг (г); U(QN) (д); dU(QN)/dQN (е)

Видно (рис. 7, а, б), что увеличение тока дуги при сохранении значений остальных параметров снижает напряжение дуги, а повышение расхода аргона увеличивает напряжение дуги (рис. 7, в, г). Видно также (рис. 7, д, е), что повышение расхода азота увеличивает напряжение дуги. Сравнивая значения первых производных функций U(QAг) и U(QN) на рис. 7, г, е, видим, что расход азота вносит больший вклад в увеличение напряжения дуги, чем расход аргона.

Расчет температуры плазменного потока Образование плазмы из молекул двухатомного газа представлено на рис. 8. При низких температурах до 10 К молекулы совершают поступательные движения (а), при повышении температуры до 1000 К у молекул появляется вращательное движение (б).

Столкновения молекул провоцируют их диссоциацию (б), и при дальнейшем повышении температуры происходит их ионизация (г) [11].

Рис. 8. Механизм образования плазмы: 1 - положительный ион; 2 - электрон

Типичное распределение температур в плазменной струе в зависимости от расстояния от среза сопла показано в работе [12] при силе тока дуги 400 А и расходе аргона 10 н.л/мин и представлено на рис. 9.

_£_I_I_I_1_

о 10 20 30 40 50

Расстояние от электрода, мм

Рис. 9. Распределение температуры в плазменной струе

Известно [12], что эффективность использования энергии плазменной дуги на нагрев плазмообразующего газа составляет величину ~30%. Среднеинтегральная объемная энтальпия определяется как [15]:

дг

ДЯ=— [Дж/м3],

где AE=0,3Pt - энергия, передаваемая газу при нагреве в течение времени t с учетом эффек-

Q-10-3-t

тивности процесса, Дж; V=-сопла, м3.

60

- объем газа в течение времени t, проходящий через срез

Тогда:

ДЯАг =0,216-11015-QA0;75 ; ЛЯN =2,502-10547-Q^4 .

(13)

(14)

Энтальпия газа, вычисленная по формулам (13) и (14), определяет индивидуальные температуры аргона ТАг и азота Тк по графику [11], представленному на рис. 10.

Рис. 10. Зависимость энтальпии от температуры для аргона и азота в областях диссоциации (1) и ионизации (2)

Среднюю температуру аргон-азотной плазмы ТАг-к можно приблизительно оценить из уравнения теплосодержания системы:

TAr-N =

QAr -CAr -pAr -TAr + QN-CN -pN -TN

N

QAr -CAr -pAr + QN -CN -pN

(15)

где САг=523 Дж/(кгК) - теплоемкость аргона при нормальных условиях; Ск=1051 Дж/(кгК) -теплоемкость азота при нормальных условиях; рАг=1,784 кг/м3 - плотность аргона при нормальных условиях; рк=1,25 кг/м3 - плотность азота при нормальных условиях.

При режиме работы плазмотрона I =400 А, 0аг=20 н.л/мин, =13 н.л/мин приблизительная температура аргон-азотной плазмы составляет ТАг-к=7305 К.

Среднемассовая скорость потока плазменной струи на срезе сопла может быть определена из уравнения неразрывности течения и уравнения состояния [15]:

Ухол _ УАг-Ы

T T

* хол -1 Ar-N

Qm + QN

где Ухол= ^ , м/с - скорость истечения из сопла плазмотрона Ме1со Б4 диаметром й=6 мм

холодного газа; Тхол=293 К - температура холодного газа.

Тогда:

'Аг-Ы = 0,047-«?-Гх„л <16>

Из уравнения (16) с учетом ГАг-к=7305 К получаем среднемассовую скорость потока плазменной струи уАг-м=486,3 м/с.

Заключения

В результате исследования режимов работы серийного плазмотрона Ме1;со Б4 с использованием плазмообразующих газов аргона и азота получены следующие результаты.

1. Получена аналитическая зависимость полной мощности плазменной дуги от тока дуги и расходов аргона и азота. Относительная погрешность предложенной модели составляет не более 5%.

2. Получена аналитическая зависимость напряжения плазменной дуги от тока дуги и расходов аргона и азота. В результате исследования зависимости и ее частных производных установлено, что увеличение тока дуги снижает напряжение дуги, а повышение расходов аргона и азота повышает напряжение дуги, причем расход азота вносит больший вклад в повышение напряжения дуги.

3. Предложена расчетно-графическая методика оценки средневзвешенной температуры и скорости плазменного потока на срезе сопла серийного плазмотрона Ме1;со Б4.

ЛИТЕРАТУРА

1. Каблов Е.Н. Инновационные разработки ФГУП «ВИАМ» ГНЦ РФ по реализации «Стратегических направлений развития материалов и технологий их переработки на период до 2030 года» // Авиационные материалы и технологии. 2015. №1 (34). С. 3-33. DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-1-3-33.

2. Каблов Е.Н., Мубояджян С.А. Теплозащитные покрытия с керамическим слоем пониженной теплопроводности на основе оксида циркония для лопаток турбины высокого давления перспективных ГТД // Сб. докл. конф. «Современные достижения в области создания перспективных неметаллических композиционных материалов и покрытий для авиационной и космической техники». М.: ВИАМ, 2015. С. 3.

3. Каблов Е.Н. Основные итоги и направления развития материалов для перспективной авиационной техники // 75 лет. Авиационные материалы. М.: ВИАМ, 2007. С. 20-26.

4. Мубояджян С.А., Будиновский С.А., Гаямов А.М., Матвеев П.В. Высокотемпературные жаростойкие покрытия и жаростойкие слои для теплозащитных покрытий // Авиационные материалы и технологии. 2013. №1. С. 17-20.

5. Будиновский С.А., Чубаров Д.А., Матвеев П.В. Современные способы нанесения теплозащитных покрытий на лопатки газотурбинных двигателей (обзор) // Авиационные материалы и технологии. 2014. №S5. С. 38-44. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-s5-38-44.

6. Матвеев П.В., Будиновский С.А., Мубояджян С.А., Косьмин А.А. Защитные жаростойкие покрытия для сплавов на основе интерметаллидов никеля // Авиационные материалы и технологии. 2013. №2. С. 12-15.

7. Матвеев П.В., Будиновский С.А. Исследование свойств защитных жаростойких покрытий для интерметаллидных никелевых сплавов типа ВКНА для рабочих температур до 1300°С // Авиационные материалы и технологии. 2014. №3. С. 22-26. DOI: 10.18577/2071-91402014-0-3-22-26.

8. Кашин Д.С., Стехов П.А. Защитные покрытия для жаропрочных сплавов на основе ниобия // Труды ВИАМ: электрон. науч.-технич. журн. 2015. №6. Ст. 01. URL: http://www.viam-works.ru (дата обращения 16.04.2018). DOI: 10.18577/2307-6046-2015-0-6-1-1.

9. Ильющенко А.Ф., Шевцов А.И., Оковитый В.А., Громыко Г.Ф. Процессы формирования газотермических покрытий и их моделирование. Минск: Беларуская навука, 2011. 357 с.

10. Кибзун А.И., Горянова Е.Р., Наумов А.В., Сиротин А.Н. Теория вероятностей и математическая статистика. Базовый курс с примерами и задачами. М.: Физматлит, 2002. 224 с.

11. Хасуи А., Моригаки О. Наплавка и напыление. М.: Машиностроение, 1985. 240 с.

12. Хасуй А. Техника напыления. М.: Машиностроение, 1975. 288 с.

13. Кудинов В.В. Плазменные покрытия. М.: Наука, 1977. 184 с.

14. Газотермическое напыление: учеб. пособие / под общ. ред. Л.Х. Балдаева. М.: Маркет ДС, 2007. 344 с.

15. Кудинов В.В., Бобров Г.В. Нанесение покрытий напылением. Теория, технология и оборудование: учеб. для вузов. М.: Металлургия, 1992. 432 с.

16. Сидоров А.И. Восстановление деталей машин напылением и наплавкой. М.: Машиностроение, 1987. 192 с.