CC BY
0
Просьба ссылаться на эту статью в русскоязычных источниках следующим образом:
Ольшанская Т.В., Душина А.Ю., Федосеева Е.М., Щицын Ю.Д. Расчет термического цикла при плазменной и плазма-МИГ-наплавке для сталей аустенитного класса // Вестник ПНИПУ. Машиностроение. Материаловедение. -2023. - Т. 25, № 4. - С. 100-108. DOI: 10.15593/2224-9877/2023.4.10
Please cite this article in English as:
Olshanskaya T.V., Dushina A.Yu., Fedoseyeva E.M., Shchitsyn Yu.D. Thermal cycle calculation for plasma and plasma-MIG-cladding for austenitic steels. Bulletin of PNRPU. Mechanical engineering, materials science. 2023, vol. 25, no. 4, pp. 100-108. DOI: 10.15593/2224-9877/2023.4.10
ВЕСТНИК ПНИПУ. Машиностроение, материаловедение
Т. 25, № 4, 2023 Bulletin PNRPU. Mechanical engineering, materials science
http://vestnik.pstu.ru/mm/about/inf/
Научная статья
DOI: 10.15593/2224-9877/2023.4.10 УДК 621.923.4
Т.В. Ольшанская, А.Ю. Душина, Е.М. Федосеева, Ю.Д. Щицын
Пермский национальный исследовательский политехнический университет, Пермь, Российская Федерация
РАСЧЕТ ТЕРМИЧЕСКОГО ЦИКЛА ПРИ ПЛАЗМЕННОЙ И ПЛАЗМА-МИГ-НАПЛАВКЕ ДЛЯ СТАЛЕЙ АУСТЕНИТНОГО КЛАССА
Аддитивные технологии занимают перспективное место в производстве стальных конструкций и являются высокопроизводительной альтернативой традиционному производству при создании сложных и крупногабаритных деталей. Одной из технологий аддитивного производства является послойная наплавка с использованием высококонцентрированных источников энергии. Применение плазменной наплавки с использованием комбинаций технологических приемов позволяет решать вопросы неоднородности структуры в объеме наплавленного слоя и транскриссталлитного характера роста зерен. Решение данных вопросов в производстве конструкций с примененем послойной наплавки остается на сегодня актуальным. Управление термическими циклами при послойной наплавке, влияющими на процессы кристаллизации, позволяет повысить качество формируемого материала.
В работе рассмотрена послойная плазменная наплавка и плазма-МИГ-наплавка сталей аустенитного класса. Определено влияние термического цикла наплавки на процесс кристаллизации и формирование структуры получаемого материала. Установлено изменение термического цикла наплавки для исследуемых процессов. Выявлены существенные различия в максимальных температурах нагрева и, соответственно, термических циклах при одной и той же форме проплавления при плазменной наплавке и плазма-МИГ наплавке. Установлено, что время пребывания металла в жидком состоянии и время охлаждения с максимальной температуры до температуры кристаллизации для обоих вариантов наплавки отличаются незначительно. Проведенные расчеты подтвердили, что при плазменной наплавке процесс кристаллизации происходит при более высоких скоростях охлаждения, чем при наплавке плазма-МИГ.
Ключевые слова: плазменная наплавка, термический цикл, аустенитные стали, аддитивное производство, фронт кристаллизации, градиент температур, структура металла, кристаллизация, скорость охлаждения, источник тепла.
T.V. Olshanskaya, A.Yu. Dushina, E.M. Fedoseyeva, Yu.D. Shchitsyn
Perm National Research Polytechnic University, Perm, Russian Federation
THERMAL CYCLE CALCULATION FOR PLASMA AND PLASMA-MIG CLADDING
FOR AUSTENITIC STEELS
Additive technologies have a perspective place in the production of steel structures and are a high-performance alternative to traditional production in the creation of complex and large-sized details. One of the technologies of additive manufacturing is layer-by-layer surfacing using highly concentrated energy sources. Application of plasma surfacing with the use of combinations of technological methods allows to solve the issues of heterogeneity of structure in the volume of the surfaced layer and transcrystalline character of grain growth. The solution of these issues in the production of structures with the use of layer-by-layer surfacing remains relevant today. Control of thermal cycles in layer-by-layer surfacing, affecting crystallization processes, allows to improve the quality of the formed material.
The paper considers layer-by-layer plasma and plasma-MIG surfacing of austenitic class steels. The influence of thermal cycle of surfacing on the crystallization process and formation of the structure of the obtained material has been determined. The change of thermal cycle of surfacing for the investigated processes is established. Significant differences in maximum heating temperatures and, accordingly, thermal cycles at the same form of melting at plasma surfacing and plasma-MIG surfacing have been revealed. It was found that the time of metal stay in the liquid state and cooling time from the maximum temperature to the crystallization temperature for both variants of surfacing differ insignificantly. The calculations confirmed that in plasma surfacing the crystallization process occurs at higher cooling rates than in plasma-MIG surfacing.
Keywords: plasma surfacing, thermal cycle, austenitic steels, additive manufacturing, crystallization front, temperature gradient, metal structure, crystallization, cooling rate, heat source.
Аддитивные технологии занимают перспективное место в производстве стальных конструкций и являются высокопроизводительной альтернативой традиционному производству при создании сложных и крупногабаритных деталей. Одной из технологий аддитивного производства является послойная наплавка с использованием высококонцентрированных источников энергии.
Из литературных данных [1-8] известно, что независимо от способа и вида наплавляемого материала, одной из важных особенностей адитивного формирования изделий методом послойной наплавки является неоднородность и анизотропия механических характеристик [9]. При послойной наплавке структурный и фазовый состав материала предшествующих слоев во многом определяется воздействием термических циклов последующих слоев по мере формирования заготовки [10-15].
Как следствие, такая особенность, приводит к неоднородной структуре в объеме наплавленного слоя и транскриссталлитному характеру роста зерен.
Использование высококонцентрированных источников энергии для аддитивного формирования металлических изделий должно обеспечить благоприятные термические циклы и улучшить структуру и свойства формируемого материала [1]. Применение плазменной наплавки с использованием комбинаций технологических приемов позволяет решать вопросы неоднородности структуры в объеме наплавленного слоя и транскристаллитного характера роста зерен.
Следует отметить, что воздействие технологических приемов может быть направлено непосредственно на жидкую ванну наплавляемого металла, либо на закристаллизовавшиеся слои металла [9].
Температурное воздействие на сварочную ванну зависит от вводимой тепловой мощности, её удельной плотности и характера распределения теплоты, и определяются способом наплавки.
В работе рассмотрены особенности термических циклов при послойной плазменной и плазма-МИГ-наплавке и их влияние на формирование структуры получаемого металла. Основной задачей работы являлось установить закономерности изменения термического цикла с помощью моделирования при разных видах наплавки.
Для наплавки в исследованиях использовалась сварочная проволока ОК Аий^ 308Ь81. Материал проволоки относится к нержавеющим сталям аустенитного класса. Ферритное число проволоки - БМ 8 и означает, что содержание ферритной фазы в наплавленном металле находится в пределах 3-8 % (~4,5 %).
Исследовалось два вида наплавки: послойная плазменная наплавка обесточенной проволокой и плазма-МИГ-наплавка [9]. Оба процесса выполнялись током обратной полярности (рис. 1). Плазма-МИГ-наплавка является гибридным процессом, сочетающим плазменную наплавку и наплавку плавящимся электродом. Наплавляемая проволока подается по оси плазменной дуги, и дуговой разряд между проволокой и изделием происходит в окружении плазмы. При этом особенностью плазма-МИГ-процесса является одновременное соосное горение двух дуг: плазменной и дуги с плавящегося электрода (МИГ-дуги). При этом каждая дуга питается от собственного сварочного источника.
Для сравнительного анализа температурно-временных параметров при однослойной плазменной наплавке и плазма-МИГ-наплавке были проведены расчетные исследования с помощью тепловых моделей, полученных на основе дифференци-
ального уравнения теплопроводности в подвижном системе координат с неподвижным источником тепла [11; 16]:
дТ dt
■ = a •
fдт дт
дх2 + ду2 + dz2
+ V дТ + — • F (х, у', z\ t) дх cp
(1)
где Р (х', у\z', т) - функция источника тепла,
/ / /
G (х, ху, уz, zт ) =
= Gx (ххт)Gy (у,ут)Gz (z =zт)■
< х — то < у 0 < z <5;
дТ dz
дТ
dz
= 0,
- по х и у граничные условия первого рода равны 0;
3) Температура в начальный момент времени равна 0.
При выборе видов источников тепла учитывались особенности передачи тепловложения в изделия при плазменной наплавке и плазма-МИГ-наплавке (рис. 1).
х , у , z - координаты источника тепла.
Одним из методов решения задач теплопроводности является метод источников (метод функций Грина), позволяющий получать аналитические решения в зависимости от различных краевых задач и характера сварочного источника энергии. Интегральное решение задачи теплопроводности данным методом имеет вид:
Т(х, у,z,т) =
= ИД0 (( х', у, у', z, z', Т) • Р (х', у', z', Т) дх'ду 'Ъz 'Эт, (2)
Т 2 у х
где О (х, х', у, у', z, z', т) - стандартизованная функция Грина, Р (, у', z/, т) - функция источника тепла, х , у', z/ - координаты источника тепла.
Функция Грина допускает неполное разделение переменных (она разделяется по пространственным переменным х, у, z, но не разделяется по времени т), т.е. может быть представлена в виде произведения одномерных функций Грина, подбираемых, исходя из краевых условий:
(3)
При этом для определения функции Грина чаще всего применяют мгновенный точечный источник, который описывается с помощью функции Дирака 5(х).
Для оценки характера распределения температурных полей при плазменной наплавке и плазма-МИГ-наплавке выберем следующие краевые условия:
1) расчётную схему - бесконечная пластина толщиной 5:
а б
Рис. 1. Схемы работы плазмотрона в однодуговом (а) и двухдуговом (б) режимах; 1 - плазменная дуга, горящая с электрода-анода на изделие, 2 - электрод-анод, 3 - изделие, 4 - плазменная дуга, горящая с сопла (кольцевого анода) на изделие, 5 - плазмообразующее сопло (кольцевой анод), 6 - источник питания дуги сопло-изделие, 7 - источник питания электрод-изделие
При плазменной наплавке (рис. 1, а), когда дуга 1 горит между медным водоохлаждаемым анодом 2 и изделием 3, размер зоны нагрева (диаметр зоны катодных пятен й?к.п) определяется диаметром плазмообразующего сопла (¿а) и высотой расположения плазмотрона над изделием, влияющим на увеличение пятна нагрева на изделии (dк.п=da+b). Исходя из этого, источник тепла для плазменной наплавки можно представить как плоский нормально-круговой в бесконечной пластине. Математическое описание функции источника тепла в данном случае имеет следующий вид:
(г,z,т)= ^Е(/)5(/)Е(т), (6) ср
Е (^ )= ПщжО * / * К;
^ ' [0 при К < г < 0;
Р(Т) = |1при/0 *т*'; ,0 = -Ь Р = -12
0 при т > t;
4aK d
(4)
2) граничные условия смешанного типа: - на поверхностях z=0 и z=5 граничные условия второго рода равны 0:
(5)
где - мощность источника тепла; п Р1 - коэффициент полезного действия; z', г' - координаты источника тепла, г' = ^х 2 + у'2 ; К - радиус источника тепла К = 2 d кп ; Р(г') и Р(т) - единичные функции. Для имитации воздействия нормально-
кругового источника рассчитывается время действия фиктивного источника /о через коэффициент сосредоточения К для заданного диаметра плазмо-образующего сопла.
При плазменной наплавке плавящимся электродом (рис. 1, б) тепловложение в изделии создается действием двух источников: первый - дугой с плавящегося электрода 1, горящей между плавящимся электродом и изделием, второй - плазменной дугой 4, горящей между медным водоохлажда-емым кольцевым анодом и изделием. Поэтому при моделировании тепловых процессов для данного способа наплавки температурное поле можно представить как суперпозицию температурных полей от действия двух источников тепла с учетом долей их тепловложений: объемного и плоского нормально-круговых источников, действующих на поверхности бесконечной пластины. Математическое описание функции источника тепла в данном случае имеет следующий вид:
=—[
cp L
Fpm (.Z.T)=
gmgmg S (r ')S (z ')E (t ) + gplplE (r ')S (z')E (т)]:
(7)
E (r ') =
1 при 0 < r'< R; 0 при R < r'< 0;
1
E(x) = J1 при t0 <T<t; t =
w [ 0 при т > t; 0 4aK
; к=^ d2
Tpl ( У.z.t) =
gpl П Pl 16cpb{ф
0 \/т + t(\
вг/
f \ x + b + Vt
- вг/
f \ x - b + Vt
2^/a(t +10) ) [2y[a(+t0)
вг/
( \ У + b
2Va (t +10 )
•¿exp
- вг/
Г Л
У - b
(z + 2nS)
4aT
2^/ a (t +10) dV;
(8)
- для наплавки плазма-МИГ
Грт (х,у,г,/) = Т^ (х,у,г,/) + Тр1 (х,у,г,/), (9)
^ т/е Пт/е
Tmg ( У. Z.t) = f 1
•{-= • exp
0 V T +10 ¿exp
(x + Vt )2 + y2 4a (t +10)
+ 2nS )2
4 от
dT
где ет/в и ер1 - мощности источников тепла; Пт/е и пР1 - коэффициент полезного действия; г', г' - координаты источников тепла,
' I п . ~п г> г = у] х + у ; л - радиус источника тепла
Я = 2 й кп; Е(г^ и Е(т) - единичные функции. Время действия для первого фиктивного источника /о определяется с учетом диаметра плавящегося электрода йэ, для второго - с учетом диаметра кольцевого анода йа.
Используя методику построения тепловых моделей с помощью функций Грина, представленную в работах [17-19], и проведя преобразования, были получены следующие уравнения для решения тепловой задачи:
- для плазменной наплавки
Тр1 (х,у, г,/) - определяется по формуле (2.8), где V - скорость сварки, с - удельная теплоемкость, р - плотность металла, 5 - толщина пластины, а - коэффициент поверхностной теплоотдачи
Данные модели позволяют оценить распределение температур, термические циклы, кривые охлаждения и скорости охлаждения при воздействии на бесконечную пластину источников тепла мощностью, эквивалентной мощности при плазменной наплавке и плазма-МИГ-наплавке. Мощность источников тепла q, имитирующих плазменную и плазма-МИГ-наплавку, и скорость перемещения определялась из режимов наплавки. При проведении расчетов использовался прикладной программный пакет МаШса±
На рис. 2 представлено распределение температур в поперечном сечении (плоскость 102) при воздействии источников тепла. При одной и той же форме проплавления в результате действия плазменного источника тепла в металле образуется более концентрированное температурное поле, по сравнению с воздействием источника тепла при плазма-МИГ-наплавке (рис. 2).
Для количественного сравнения температур-но-временных параметров при плазменном и плаз-менно-дуговом нагреве был произведен расчет термических циклов по ширине и глубине сварочной ванны (рис. 3) и расчет скоростей охлаждения жидкого металла в интервале температур Ттах (максимальная температура нагрева) - ТЬ (температура кристаллизации). Изменения скоростей охлаждения по ширине и глубине сварочной ванны, а также диапазоны скоростей охлаждения жидкого металла при плазменной наплавке и плазма-МИГ-наплавке представлены на рис. 4. Изменения диапазонов скоростей охлаждения в интервале
температур Tmax - TL представлены по ширине и глубине сварочной ванны в условных координатах Ky и Kz: Ky = y/b, Kz = z/h, где y, z — координаты ширины и глубины соответственно, b — максимальная полуширина сварочной ванны, h - максимальная глубина сварочной ванны.
Ширина, б
Рис. 2. Результаты расчета распределения температур в поперченном сечении: а - плазменная наплавка; б - наплавка плазма-МИГ
t, c
б
Анализ полученных результатов показал, что при одной и той же форме проплавления наблюдаются различия по максимальным температурам нагрева и характеру термических циклов, при этом время пребывания металла в жидком состоянии и время охлаждения с максимальной температуры до температуры кристаллизации (ТЬ) отличаются незначительно (см. рис. 3).
По объему сварочной ванны скорости охлаждения до ТЬ изменяются в широком диапазоне: от нуля по периферии до максимальных значений в центральной части. При плазменной наплавке максимальная скорость охлаждения (Рохл) превышает 1700 °С/с, а при наплавке плазма-МИГ - 1350 °С/с (см. рис. 4, а). Для каждого вида наплавки это свой определенный диапазон скоростей охлаждения, при этом диапазон скорей охлаждения при плазменной наплавке шире, чем при наплавке плазма-МИГ (см. рис. 4, б, в).
0,2 0,4 0,6 0 б
0,4 в
Рис. 3. Результаты расчета термических циклов по ширине (а) и глубине (б) зоны проплавления
Рис. 4. Результаты расчета скорости охлаждения жидкого металла до ТЬ: изменения скоростей охлаждения по ширине и глубине сварочной ванны (а), диапазоны скоростей охлаждения для плазменной наплавки (б) и плазма-МИГ-наплавки (в)
Таким образом, проведенные расчеты подтвердили, что при плазменной наплавке процесс кристаллизации происходит при более высоких скоростях охлаждения, чем при наплавке плазма-МИГ. Это характеризуется закономерностью изменения формы воздействия источника, которая при плазменной наплавке представляет собой сочетание объемного и плоского нормально-круговых источников, действующих на поверхности бесконечной пластины.
а
а
Учитывая, что скорости охлаждения в жидкой ванне изменяются по её объему, установить количественный критерий для изменения схем кристаллизации по скорости охлаждения достаточно сложно, и может оказаться некорректно. Исходя из этого, было принято решение определить градиент температур в плоскости 102 и сравнить его с изотермой фронта кристаллизации и структурой металла в поперечного сечении. Градиент температур определялся по формуле
GT (x, y, z,) =
Ч dxT (y. z >) + & (x. y. z)) + О ((y. z:
(10)
где Т (х, у, г) соответствует формулам (8) и (9),
т.е. градиент температур зависит от всей тепловой картины наплавляемого металла.
На рис. 5 представлены карты распределения градиента температур совместно с изотермическими линиями распределения температур (синий цвет) в плоскости 102 для плазма-МИГ-наплавки (а) и плазменной наплавки (б). Карты показывают, как меняется градиент температур во всем объеме сварочной ванны.
б
Рис. 5. Карты распределения градиента температур и изотермы распределения температур (синие линии) в поперечном сечении при наплавке плазма-МИГ (а) и плазменной наплавке (б)
Определяющее влияние на схему кристаллизации будет оказывать градиент температур непосредственно по изотерме кристаллизации. На рис. 6 представлены геометрические размеры изотермы кристаллизации в поперечном сечении и градиент температур для плазменной наплавки и плазма-МИГ-наплавки соответственно. Как показали про-
веденные математические расчеты, градиент температур по изотерме кристаллизации (1400 °С) при плазма-МИГ-наплавке меняется в пределах от 450 до 590 °С/мм, а при плазменной наплавке - от 560 до 630 °С/мм.
(77, °С/мм
у, мм
Рис. 6. Изотермы кристаллизации в поперечном сечении (б) и градиент температур (а) для плазменной наплавки и плазма-МИГ-наплавки
В исследованиях, проведенных ранее [9; 2123], установлено, что при плазменной наплавке весь металл кристаллизовался по БА-механизму, а при наплавке плазма-МИГ - в нижней и средней части слоя кристаллизуется как по БА-, так и по АБ-механизму [9]. Соответственно, можно сделать вывод, что если градиент температур по фронту кристаллизации составляет более 550 °С/мм, то кристаллизация наплавленного металла будет проходить по БА-механизму. При градиенте температур по фронту кристаллизации менее 550 °С/мм часть металла начнет кристаллизоваться по АБ-механизму, и чем ниже будет градиент температур, тем больший объем металла будет кристаллизоваться по этому механизму [1].
Анализ полученных результатов показал, что при одной и той же форме проплавления наблюдаются различия по максимальным температурам нагрева и характеру термических циклов для плазменной наплавки и плазма-МИГ-наплавки, при этом время пребывания металла в жидком состоянии и время охлаждения с максимальной температуры до температуры кристаллизации (ТЬ) отличаются незначительно (см. рис. 5, а, б).
По объему сварочной ванны скорости охлаждения до ТЬ изменяются в широком диапазоне: от нуля по периферии до максимальных значений в центральной части. Расчеты показали, что при плазменной наплавке максимальная скорость охлаждения (^хл) превышает 1700 °С/с, а при наплавке плазма-МИГ - 1350 °С/с.
Таким образом, проведенные расчеты подтвердили, что при плазменной наплавке процесс кристаллизации происходит при более высоких
а
скоростях охлаждения, чем при наплавке плазма-МИГ. Дальнейшие расчеты позволили определить градиент температур в плоскости YOZ и сравнить его с изотермой фронта кристаллизации и структурой металла в поперечного сечении.
Библиографический список
1. Душина А.Ю. Послойная плазменная наплавка сталей аустенитного класса типа 308LSi для аддитивного производства: автореф. дис. ... канд. техн. наук. -Пермь, 2022. - 16 с.
2. Передовые технологии аддитивного производства металлических изделий / А.А. Осколков, Е.В. Матвеев, И.И. Безукладников [и др.] // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Машиностроение, материаловедение. - 2018. -Т. 20, № 3. - С. 90-105. DOI 10.15593/2224-9877/2018.3.11
3. Чумаков Д.М. Перспективы использования аддитивных технологий при создании авиационной и ракетно-космической техники // Труды МАИ. - 2014. -№ 78. - С. 31.
4. Зражевский А.В. Применение аддитивных технологий в промышленности // Наукосфера. - 2021. -№ 8-1. - С. 9-13.
5. Аддитивные технологии / А.И. Рудской, А. А. Попович, А.В. Григорьев, Д.Е. Каледина. - СПб.: Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого, 2017. - 252 с.
6. Additive manufacturing of metals / D. Herzog [et al.] // Acta Materialia. - 2016. - Vol. 117. - P. 371-392.
7. Printability of alloys for additive manufacturing / T. Mukherjee [et al.] // Scientific reports. - 2016. - Vol. 6, № 1. - С. 1-8.
8. Continuous liquid interface production of 3D objects / J.R. Tumbleston [et al.] // Science. - 2015. - Vol. 347, № 6228. - P. 1349-1352.
9. Душина А.Ю. Послойная плазменная наплавка сталей аустенитного класса типа 308lSi для аддитивного производства: дис. ... канд. техн. наук. - Пермь, 2023. -148 с.
10. Рыкалин Н. Н. Расчеты тепловых процессов при сварке. - М.: Изд-во МАШГИЗ, 1951. - 296 с.
11. Терентьев С.А. Разработка технологии и оборудования аддитивного производства металлических изделий плазменной наплавкой плавящимся электродом: автореф. дис. ... канд. техн. наук. - Пермь, 2019. - 16 с.
12. Терентьев С. А. Разработка технологии и оборудования аддитивного производства металлических изделий плазменной наплавкой плавящимся электродом: дис. ... канд. техн. наук. - Пермь, 2019.
13. Неулыбин С. Д. Влияние полярности тока на свойства слоистых материалов, получаемых многослойной плазменной наплавкой: дис. ... канд. техн. наук: 05.02.10. - Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2017. - 135 с.
14. Щицын Ю.Д. Специальные плазменные технологии: учеб. пособие. - Пермь: Изд-во Перм. нац. исслед. политехн. ун-та, 2017. - 159 с.
15. Щицын Ю.Д., Косолапов О.А., Щицын В.Ю. Возможности плазменной обработки металлов током
обратной полярности // Сварка. Диагностика. - 2009. -№ 2. - С. 42-45.
16. Язовских, В.М. Математическое моделирование и инженерные методы расчета в сварке: в 2 ч. Ч. 2. Тепловые процессы при сварке и моделирование в пакете MathCad. - Пермь: Изд-во ПГТУ, 2008. - 119 с.
17. Язовских, В.М. Математическое моделирование и инженерные методы расчета в сварке: в 2 ч. Ч. 1. Статистическая обработка и планирование эксперимента. - Пермь: Изд-во ПГТУ, 2007. - 119 с.
18. Ольшанская Т.В., Федосеева Е.М. Математический анализ роста неметаллических включений в сварочной ванне // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Машиностроение, материаловедение. - 2017. - Т. 19, №. 1. -С. 139-154.
19. Ольшанская Т.В., Федосеева Е.М. Выбор основных критериев термического цикла для методов прогнозирования структуры сварных швов при электроннолучевой сварке // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Машиностроение, материаловедение. - 2019. - Т. 21, №. 2. - С. 73-81.
20. Федосеева Е.М., Ольшанская Т.В., Душина А.Ю. Закономерности формирования структуры в механизмах кристаллизации аустенитных сталей (обзор) // Вестник ПНИПУ. Машиностроение. Материаловедение. - 2023. -Т. 25, № 1. - С. 83-97.
21. Особенности кристаллизации аустенитных сталей при аддитивном производстве / А.Ю. Душина, У.А. Кара-батова, Т.В. Ольшанская, Е.М. Федосеева // Химия, экология, урбанистика. - 2020. - Т. 1. - С. 324-328.
22. Microstructure and Properties of the 308LSi Aus-tenitic Steel Produced by Plasma-MIG Deposition Welding with Layer-by-Layer Peening / T. Olshanskaya, D. Trush-nikov, A. Dushina, A. Ganeev, A. Polyakov, I. Semenova // Metals. - 2022. - Vol. 12, Iss. 1. - Art. 82. - 14 p.
23. Olshanskaya T.V., Dushina A.Y., Trushnikov D.N. Research of the technological methods influence on the formation of structure and properties during the additive growth of products from nickel chromium steels of the austenitic class by plasma-jet hard facing methods // Journal of Physics: Conference Series. - IOP Publishing, 2022. - Vol. 2275, № 1. - P. 012003.
References
1. Dushina A.Iu. Posloinaia plazmennaia naplavka stalei austenitnogo klassa tipa 308LSi dlia additivnogo pro-izvodstva [Layer-by-layer plasma cladding of 308LSi type austenitic grade steels for additive manufacturing]. Abstract of PhD. thesis. Perm', 2022, 16 p.
2. Oskolkov A.A., Matveev E.V., Bezukladnikov I.I. et al. Peredovye tekhnologii additivnogo proizvodstva metal-licheskikh izdelii [Advanced technologies for additive manufacturing of metallic products]. Vestnik Permskogo natsio-nal'nogo issledovatel'skogo politekhnicheskogo universiteta. Mashinostroenie, materialovedenie, 2018, vol. 20, no. 3, pp. 90-105. DOI 10.15593/2224-9877/2018.3.11
3. Chumakov D.M. Perspektivy ispol'zovaniia addi-tivnykh tekhnologii pri sozdanii aviatsionnoi i raketno-
kosmicheskoi tekhniki [Prospects for the use of additive technologies in the creation of aviation and rocket-space equipment]. Trudy MAI, 2014, no. 78, pp. 31.
4. Zrazhevskii A.V. Primenenie additivnykh tekhno-logii v promyshlennosti [Application of additive technologies in industry]. Naukosfera, 2021, no. 8-1, pp. 9-13.
5. Rudskoi A.I., Popovich A.A., Grigor'ev A.V., Kale-dina D.E. Additivnye tekhnologii [Additive technologies]. Sankt-Peterburgskii politekhnicheskii universitet Petra Ve-likogo, 2017, 252 p.
6. Herzog D. et al. Additive manufacturing of metals. ActaMaterialia, 2016, vol. 117, pp. 371-392.
7. Mukherjee T. et al. Printability of alloys for additive manufacturing. Scientific reports, 2016, vol. 6, no. 1, pp. 1-8.
8. Tumbleston J.R. et al. Continuous liquid interface production of 3D objects. Science, 2015, vol. 347, no. 6228, pp. 1349-1352.
9. Dushina A.Iu. Posloinaia plazmennaia naplavka stalei austenitnogo klassa tipa 308lSi dlia additivnogo pro-izvodstva [Layer-by-layer plasma cladding of 308lSi austen-itic grade steels for additive manufacturing]. PhD. Thesis. Perm', 2023, 148 p.
10. Rykalin N.N. Raschety teplovykh protsessov pri svarke [Calculations of thermal processes during welding]. Moscow: Izdatelstvo MAShGIZ, 1951, 296 p.
11. Terent'ev S.A. Razrabotka tekhnologii i oboru-dovaniia additivnogo proizvodstva metallicheskikh izdelii plazmennoi naplavkoi plaviashchimsia elektrodom [Development of technology and equipment for additive manufacturing of metal products by plasma cladding with a melting electrode]. Abstract of PhD. thesis. Perm', 2019, 16 p.
12. Terent'ev S.A. Razrabotka tekhnologii i oboru-dovaniia additivnogo proizvodstva metallicheskikh izdelii plazmennoi naplavkoi plaviashchimsia elektrodom [Разработка технологии и оборудования аддитивного производства металлических изделий плазменной наплавкой плавящимся электродом]. PhD.thesis. Perm', 2019.
13. Neulybin S.D. Vliianie poliarnosti toka na svoistva sloistykh materialov, poluchaemykh mnogosloinoi plazmen-noi naplavkoi [Effect of current polarity on the properties of layered materials produced by multilayer plasma surfacing]. PhD. Thesis. Perm', 2017, 135 p.
14. Shchitsyn Iu.D. Spetsial'nye plazmennye tekhnologii: uchebnoe Posobie [Special plasma technologies: textbook]. Perm': Izdatelstvo Permskogo natsionalnogo issle-dovatelskogo politekhnicheskogo universiteta, 2017, 159 p.
15. Shchitsyn Iu.D., Kosolapov O.A., Shchitsyn V.Iu. Vozmozhnosti plazmennoi obrabotki metallov tokom obratnoi poliarnosti [Possibilities of plasma treatment of metals with reverse polarity current]. Svarka. Diagnostika, 2009, no. 2, pp. 42-45.
16. Iazovskikh, V.M. Matematicheskoe modelirovanie i inzhenernye metody rascheta v svarke: v 2 chastiah. Chast 2. Teplovye protsessy pri svarke i modelirovanie v pakete MathCad [Mathematical modeling and engineering methods of calculation in welding: in 2 parts. Part 2: Thermal Processes in Welding and Modeling in MathCad Package]. Perm': Izdatelstvo PGTU, 2008, 119 p.
17. Iazovskikh, V.M. Matematicheskoe modelirovanie i inzhenernye metody rascheta v svarke: v 2 chastiah. Chast. 1. Statisticheskaia obrabotka i planirovanie eksperimenta
[Mathematical modeling and engineering methods of calculation in welding: in 2 parts. Pate 1. Statistical processing and planning of experiment]. Perm': Izdatelstvo PGTU, 2007, 119 p.
18. Ol'shanskaia T.V., Fedoseeva E.M. Matematiche-skii analiz rosta nemetallicheskikh vkliuchenii v svaroch-noi vanne [Mathematical analysis of growth of non-metallic inclusions in the weld pool]. Vestnik Permskogo natsion-al'nogo issledo-vatel'skogo politekhnicheskogo universiteta. Mashinostroenie, materialovedenie, 2017, vol. 19, no. 1, pp. 139-154.
19. Ol'shanskaia T.V., Fedoseeva E.M. Vybor os-novnykh kriteriev termicheskogo tsikla dlia metodov pro-gnozirovaniia struktury svarnykh shvov pri elektronno-luchevoi svarke [Selection of basic thermal cycle criteria for weld structure prediction methods for electron beam welding]. Vestnik Permskogo natsional'nogo issledovatel'skogo politekhnicheskogo universiteta. Mashinostroenie, materialovedenie, 2019, vol. 21, no. 2, pp. 73-81.
20. Fedoseeva E.M., Ol'shanskaia T.V., Dushina A.Iu. Zakonomernosti formirovaniia struktury v mekha-nizmakh kristallizatsii austenitnykh stalei (obzor) [Regularities of structure formation in crystallization mechanisms of austen-itic steels (review)]. VestnikPNIPU. Mashinostroenie. Materialovedenie, 2023, vol. 25, no. 1, pp. 83-97.
21. Dushina A.Iu., Karabatova U.A., Ol'shanskaia T.V., Fedoseeva E.M. Osobennosti kristallizatsii austenit-nykh sta-lei pri additivnom proizvodstve [Peculiarities of crystallization of austenitic steels during additive manufacturing]. Khimiia, ekologiia, urbanistika, 2020, vol. 1, pp. 324-328.
22. Olshanskaya T., Trushnikov D., Dushina A., Ganeev A., Polyakov A., Semenova I. Microstructure and Properties of the 308LSi Aus-tenitic Steel Produced by Plasma-MIG Deposition Welding with Layer-by-Layer Peening. Metals, 2022, vol. 12, iss. 1, Art. 82, 14 p.
23. Olshanskaya T.V., Dushina A.Y., Trushnikov D.N. Research of the technological methods influence on the formation of structure and properties during the additive growth of products from nickel chromium steels of the austenitic class by plasmajet hard facing methods. Journal of Physics: Con-ference Series. IOP Publishing, 2022, vol. 2275, no. 1, pp. 012003.
Поступила: 27.09.2023
Одобрена: 27.10.2023
Принята к публикации: 27.10.2023
Об авторах
Ольшанская Татьяна Васильевна (Пермь, Российская Федерация) - доктор технических наук, профессор кафедры сварочного производства, метрологии и технологии материалов Пермского национального исследовательского политехнического университета (Российская Федерация, 614990, г. Пермь, Комсомольский пр., 29, е-mail: tvo66@rambler.ru).
Федосеева Елена Михайловна (Пермь, Российская Федерация) - кандидат технических наук, доцент кафедры сварочного производства, метрологии и технологии материалов Пермского национального исследова-
тельского политехнического университета (Российская Федерация, 614990, г. Пермь, Комсомольский пр., 29, е-mail: emfedoseeva@pstu.ru).
Щицын Юрий Дмитриевич (Пермь, Российская Федерация) - доктор технических наук, заведующий кафедрой сварочного производства, метрологии и технологии материалов Пермского национального исследовательского политехнического университета (Российская Федерация, 614990, г. Пермь, Комсомольский пр., 29, е-mail: schicin@pstu.ru).
Душина Алёна Юрьевна (Пермь, Российская Федерация) - кандидат технических наук, доцент кафедры сварочного производства, метрологии и технологии материалов Пермского национального исследовательского политехнического университета (Российская Федерация, 614990, г. Пермь, Комсомольский пр., 29, е-mail: alena@pstu.ru).
About the author
Tatiana V. Olshanskaya (Perm, Russian Federation) -Doctor of Technical Sciences, Professor of the Department of Welding Production, Metrology and Materials Technology, Perm National Research Polytechnic University (29, Komsomolsky Ave., Perm, 614990, Russian Federation, e-mail: tvo66@rambler.ru).
Elena M. Fedoseeva (Perm, Russian Federation) -Candidate of Technical Sciences, Associate Professor of the Department of Welding Production, Metrology and Materials Technology, Perm National Research Polytechnic University (29, Komsomolsky Ave., Perm, 614990, Russian Federation, e-mail: emfedoseeva@pstu.ru).
Yury D. Shchitsyn (Perm, Russian Federation) -Doctor of Technical Sciences, Head of the Department of Welding Production, Metrology and Technology of Materials, Perm National Research Polytechnic University (29, Komsomolsky Ave., Perm, 614990, Russian Federation, e-mail: schicin@pstu.ru).
Alyona Yu. Dushina (Perm, Russian Federation) -Candidate of Technical Sciences, Associate Professor of the Department of Welding Production, Metrology and Materials Technology, Perm National Research Polytechnic University (29, Komsomolsky Ave., Perm, 614990, Russian Federation, e-mail: alena@pstu.ru).
Финансирование. Исследование не имело спонсорской поддержки.
Конфликт интересов. Авторы заявляет об отсутствии конфликта интересов.
Вклад всех авторов равноценен.
