Плазменно-дуговая сварка и наплавка

В качестве критерия сопротивления металла околошовной зоны хрупкому межкристаллическому разрушению принимают температуру восстановления пластичности и прочности металла при охлаждении. С увеличением содержания никеля, углерода, алюминия и титана в аустенитных сталях температура восстановления пластичности снижается, а измельчение зерна способствует повышению температуры восстановления пластичности. С измельчением кристаллитов в шве при одинаковом объеме (толщине) жидких прослоек пластичность двухфазных сред также возрастает. При этом важны не только размер и форма кристаллитов, но и характер распределения напряжений сдвига относительно направления их преимущественного роста. В связи с этим предлагают следующие пути повышения сопротивляемости образованию кристаллизационных трещин: 1) подавление столбчатой кристаллизации и измельчение кристаллической структуры путем легирования элементами-модификаторами, а также элементами, способствующими образованию высокотемпературных вторых фаз при кристаллизации; 2) повышение чистоты сплавов по примесям, способствующим образованию при кристаллизации легкоплавких фаз в той области составов, в которой увеличение количества этих фаз снижает технологическую прочность, и, наоборот, увеличение количества легирующих элементов, образующих эвтектики, в области составов сплавов, близких к эвтектическим. Эти пути сужают температурный интервал хрупкости и повышают запас пластичности[35].

Технологические меры борьбы с трещинами направлены на изыскание рациональных способов и режимов сварки плавлением и конструктивных форм сварных соединений, снижающих темп нарастания внутренних деформаций в процессе затвердевания. Для повышения сопротивляемости металлов и их однофазных сплавов образованию подсолидусных горячих трещин при сварке рекомендуют: 1) легирование сплавов элементами, снижающими диффузионную подвижность атомов в решетке или способствующими созданию фрагментарной литой структуры (искривление границ кристаллитов, образование в процессе кристаллизации дисперсных вторых фаз и выделений при последующем охлаждении); 2) повышение чистоты основного металла по примесям внедрения; 3) сокращение времени нахождения металла при температуре высокой диффузионной подвижности (увеличение скорости охлаждения металла сварных швов) и снижение темпа нарастания упруго-пластических деформаций при охлаждении (ограничение деформаций за счет выбора рациональной конструкции соединений).

Установлены следующие наиболее важные металлургические факторы, способствующие повышению сопротивляемости металла шва и образованию горячих трещин при сварке аустенитных сталей: 1) образование двухфазной структуры в высокотемпературной области при кристаллизации металла за счет выделения первичного феррита, дисперсных частиц тугоплавкой фазы или боридной фазы и хромоникелевой эвтектики; 2) ограничение содержания примесей, образующих легкоплавкие фазы, с целью сужения эффективного интервала кристаллизации[35].

Для измельчения структуры используют легирование наплавленного металла элементами, способствующими выделению при кристаллизации металла высокотемпературного б-феррита. Наличие б-феррита измельчает структуру металла и уменьшает концентрацию Si, P, S и некоторых других примесей в межкристаллитных областях за счет большей растворимости этих примесей в б-феррите, что уменьшает опасность образования легкоплавких эвтектику. Для этих сталей не нужно рассчитывать эквивалент углерода лишь только определяем процентное содержание ферритной фазы по диаграмме Шеффлера. Количество ферритной фазы в наплавленном металле после его охлаждения зависит от состава этого металла и скорости охлаждения в области высоких и средних температур. Приближенное представление о концентрации феррита в аустенитно-ферритном металле дает диаграмма Шеффлера, составленная по опытным данным применительно к скорости охлаждения, характерной для обычных режимов ручной дуговой сварки (рисунок 18).

Рис. 19. Диаграмма Шеффлера

Рекомендуемое содержание ферритной фазы в наплавленном металле ограничивается 2--6%.

Для жаропрочных и жаростойких сталей с малым запасом аустенитности и содержанием никеля до 15% предупреждение горячих трещин достигается получением аустенитно-ферритной структуры с 3--5% феррита. Большое количество феррита может привести к значительному высокотемпературному охрупчиванию швов в виду их сигматизации в интервале температур 450--850° С.[35]

По диаграмме для стали 08Х18Н10Т содержание феррита составляет до 5%.

Сварочный материал

В качестве электродной проволоки выбираем марку Св-06Х19Н9Т и диаметр электрода 1,2мм.

Таблица 3. Химический состав аргона высшего сорта по ГОСТ 10157 -79

Ar, %, не менее	O3, %, не более	N2, %, не более	CO2, %, не более	Содержание водяных паров, %, не более	Температура насыщения, К, не более
99,992	0,0007	0,006	0,0005	0,01	215

Согласно рекомендациям [2,c.489] применим проволоку Св-06Х19Н9Т по ГОСТ 2246-70, состав которой указан в таблице 5.

Таблица 4. Химический состав сварочной проволоки Св-06Х19Н9Т

Марка проволоки	C	Si	Mn	Cr	Ni	Ti	S	P
Св-6Х19Н9Т		0,4-1,0	1,0-2,0	18,0-20,0	8,0-10,0	0,5-1,0	0,015	0,030

Расчет режимов плазменно-дуговой сварки

Режимом сварки - совокупность основных и дополнительных характеристик сварочного процесса, обеспечивающих получение сварных швов заданных размеров, формы и качества. При сварке параметрами являются диаметр электрода, сила сварочного тока, напряжение дуги, число проходов, род и полярность тока [4].

Таблица 5. Конструктивные размеры сварного соединения ГОСТ 16037-80

Условное обозначение сварного соединения	Конструктивные элементы	Способ сварки	s	e
				Номин.	Пред. откл
	подготавливаемых кромок свариваемых деталей	сварного шва	ЗП	5	4	+2
С2

Для случая однопроходной сварки пластин встык, связь между параметрами режима сварки и основными размерами шва в первом приближении можно установить, воспользовавшись уравнением для определения максимальных температур в процессе распространения теплоты от мощного быстродвижущегося линейного источника теплоты в пластине

(1)

где q - эффективная тепловая мощность дуги, Вт; v - скорость сварки, см/с; д - толщина пластины, равная 5 мм; cс - объемная теплоемкость, равная 4,7 Дж/(см³град); b - коэффициент температуроотдачи b=2б/cсд; y - координата, см; a - коэффициент температуропроводности, равная 0,06 см²/c.

Положив, что теплоотдача с поверхности пластины отсутствует, то есть b=0



(2)

Поскольку размеры ванны (шва) ограничиваются изотермой плавления, то подставив в уравнение (2) температуру плавления Т_пл вместо Т_max и ширину шва B вместо 2y, получим:

(3)

Из выражения (3) определим погонную энергию q_п, обеспечивающую заданную глубину провара, равную толщине пластины д

(4)

Выразим ширину шва B и требуемую глубину провара H=д через коэффициент формы проплавления ш_пр=B/д. Для этого в выражении (4) умножим и разделим правую часть на д. Тогда

или

(5)

Полагая

(6)

получим

(7)

то есть погонная энергия при однопроходной сварке пластин встык пропорциональна коэффициенту формы провара и квадрату толщины пластины. Опыт показывает, что значения коэффициента пропорциональности p₁ не соответствуют расчетным значениям величин, входящих в формулу (6), и зависят от способа сварки и в некоторой степени от режима сварки, что объясняется несовершенством расчетных схем применительно к зоне плавления. Для случая плазменно-дуговой сварки плавящимся электродом стали 08Х18Н10Т коэффициент p₁ равен 13600 Дж/см³. Тогда выражение (7) примет вид

(8)

Анализ экспериментальных данных показал, что коэффициент формы провара зависит главным образом от основных параметров режима сварки,

(9)

Где k - коэффициент, величина которого зависит от рода тока и полярности; I _э - сила тока плавящегося электрода, А; I_п - сила тока плазменной дуги, А; d_э - диаметр плавящегося электрода, см; U_д - напряжение дуги плавящегося электрода, В.

При сварке постоянным током обратной полярности коэффициент k можно принять равным 0,97В^-1см^-1.

При заданной скорости сварки v суммарную силу сварочного тока плазменной дуги и плавящегося электрода I=(I_п+I_э) можно определить по следующей эмпирической формуле:

(10)

где p₂=380A·с/см².

Принимаем скорость сварки равную - 100м/ч или 2,78см/с.

I=380·2,78·0,5=528А.

При этом сила тока плазменной дуги:

I_п=I/4=132А.

Соответственно сила тока плавящегося электрода:

I_э=I-I_п=528-132=396А.

Диаметр электрода принимаем 1,2 мм.

Для принятого диаметра электрода и силы тока плавящегося электрода можно определить напряжение дуги:

(11)

Напряжение плазменной дуги U_п приближенно может быть также определено по следующей эмпирической формуле:

(12)

где d_a и d_с - соответственно диаметры кольцевого сопла-анода и стабилизирующего сопла, см.

Зная требуемую глубину провара, равную толщине пластины д, и коэффициент формы провара ш_пр, можно определить ширину шва:

B= ш_пр·д. (13)

Значение ширины шва позволяет определить величину усиления шва A. Для этого первоначально рассчитывают площадь поперечного сечения наплавленного металла по формуле:

(14)

Fн=8мм².

где б_н - коэффициент наплавки, г/А·ч; с - плотность наплавленного металла, г/см³; н - скорость сварки, см/c.

Ввиду незначительных потерь электродного металла при плазменно-дуговой сварке плавящимся электродом с достаточной для практических расчетов степенью точности можно принять, что коэффициент наплавки б_н равен коэффициенту расплавления б_р.

Величина коэффициента расплавления при плазменно-дуговой сварке плавящимся электродом состоит из двух слагаемых:

б_р= б_рд+ Дб_рв, (15)

где б_рд - составляющая коэффициента расплавления, обусловленная тепловложением дугового разряда плавящегося электрода, г/А·ч; Дб_рв - составляющая коэффициента расплавления от предварительного нагрева участка вылета электрода плазмой и протекающим током, г/А·ч.

Составляющая б_рд практически не зависит от тока и с достаточным для вычислений приближением можно принять равной 8,02 г/А·ч. Обработка различных экспериментальных данных позволила определить составляющую

Дб_рв от нагрева джоулевой теплотой и плазмой, г/А·ч:

Дб_рв=61·10^-4 (16)

Дб_рв=61·10^-4

где l - часть вылета электрода, погруженная в плазменную дугу, мм.

Следовательно, суммарный коэффициент расплавления:

б_р=8,02+61·10^-4 (17)

б_р=10,43г/А·ч.

Зная коэффициент расплавления, можно определить скорость подачи электродной проволоки:

(18)

где F_э - площадь поперечного сечения электрода, см²; с - плотность электродного металла.

Теперь по формуле (14) определяют площадь поперечного сечения наплавленного металла F_н.

При однопроходной сварке стыковых соединений без скоса кромок с нулевым зазором наплавленный металл располагается в виде валика над поверхностью листов. Высота усиления такого шва:

(19)



где B - ширина шва, см; м_в - коэффициент полноты валика, представляющий собой отношение F_н/A·B. В условиях плазменно-дуговой сварки плавящимся электродом, также как при сварке под флюсом, коэффициент м_в практически имеет устойчивое значение, равное 0,73 и формула (19) принимает вид

(20)

Площадь проплавления F_пр можно определить, если принять, что фактическая форма провара при однопроходной сварке листов встык представляет собой полуэллипс, одна из полуосей которого равна B/2, а другая H=д. Тогда

(21)

Расчет химического состава металла шва

В общем случае влияние взаимодействующих масс металла на концентрацию элемента в металле шва может быть найдено из уравнения материального баланса элемента Э до и после сварки:

m_эм[Э]_эм+ m_ом[Э]_ом= m_шв[Э]_шв, (22)

где m_эм, m_ом, m_шв - масса электродного металла, основного металла и металла шва соответственно; [Э]_эм, [Э]_ом, [Э]_шв - концентрация элемента в электродном металле, в основном металле и в металле шва соответственно.

Разделим правую и левую часть выражения (22) на m_шв[Э]_шв и учитывая, что m_эм/m_шв=г, а m_ом/m_шв=1-г, окончательно получим:

[Э]_шв=г[Э]_эм+(1-г)[Э]_ом. (23)

Таким образом, для расчетного определения химического состава металла шва необходимо знать концентрацию элемента в исходных материалах и доли участия основного (1-г) и электродного (г) металлов в формировании шва.

Определим долю участия основного металла в металле шва по формуле,

, (24)

Определяем химический состав металла шва для сварки плавящимся электродом в среде аргона, %:

[C]: R_ш=0,080,77+(1-0,7)0,08=0,08%

[Si]: R_ш=0,70,7+(1-0,7)0,7=0,77%

[Mn]: R_ш=20,7+(1-0,7)1,5=1,87%

[Cr]: R_ш=190,7+(1-0,7)20=19,26%

[Ti]: R_ш=0,70,7+(1-0,7)1=0,778%

[Ni]: R_ш=11 0,7+(1-0,7)10=10,74%

[S]: R_ш=0.020,7+(1-0,7)0,015=0,019 %

[P]: R_ш=0,030,7+(1-0,7)0,03=0,034 %



Базирование детали

Базирование осуществляется в соответствии с ГОСТ 21495-76 «Базирование и базы в машиностроении. Термины и определения».

Схема базирования - схема расположения опорных точек на базах. ГОСТ определяет пять видов баз:

1) установочная - базирование по плоскости. Определяет три ко-ординаты заготовки - линейную и две угловых;

2) направляющая (Н). Имеет две координаты - линейная и угловая;

3) двойная направляющая (Д). Определяет четыре координаты - две линейные и две угловые (базирование по длинному цилиндру);

4) двойная опорная (Ц), которая определяет базирование по окружности или короткому цилиндру (две линейные координаты);

5) опорная (О) или угловая (поворотная П), лишающая деталь одной степени свободы [43].

В нашем случае базирование осуществляется по двойной направляющей. Базирование осуществляется по длинному цилиндру, т.к. деталь - тело вращения. Деталь лишена 4 степеней, при фиксации с торцов лишается 5 степеней.

Базирование деталей цистерны представлено в приложении В.

Принципиальная схема

Для разработки принципиальной схемы приспособления необходимо учитывать выбранную схему базирования.

При сборке под сварку необходимо последовательно ориентировать собираемые в изделие детали, учитывать их совмещение в соответствии с размерами сборочного чертежа и временные закрепления деталей перед сваркой с помощью зажимных устройств. В свою очередь, установочные детали приспособления будут определяться поверхностями собираемого изделия.

Тип и размеры установочных элементов, их количество и взаимное расположение будут определяться исходя из выбранной схемы базирования [43].

Принципиальная схема представлена в приложении Г.

Сварочное приспособление

В качестве сварочного приспособления будет использоваться сврочный ролировый самоустанавливающийся вращатель с одним электродвигателем.

Сварочные вращатели состоят из двух секций: приводной и неприводной.

Приводная секция оснащается одним или двумя электродвигателями с синхронизированным управлением.

При одном двигателе вращающий момент передаётся на вторую роликоопору с помощью вала и редукторов.

Вращатели имеют бесступенчатую регулировку скорости вращения. Управление электродвигателями осуществляется программируемым частотным приводом. Для обеспечения автоматических процессов предусмотрена возможность сопряжения со сварочной аппаратурой.

Все вращатели комплектуются пультом дистанционного управления, на котором показывается скорость вращения



Рис. 20 Сварочный роликовый вращатель

Расчет межосевого расстояния роликов [42]:

Рис. 21 Схема выбора роликовых опор

Диаметр роликов D_p принимаем - 300 мм. Исходя и номенклатуры предлагаемой производителем сварочных вращателей.

б_min = 50°; б_max = 120°.

,

.

Из полученного промежутка значений выбираем межосевое значение L=2425 мм.

Выбор электродвигателя манипулятора

Мощность электродвигателя привода определяется по формуле:

Где n - частота вращения изделия;

з - КПД всех передаточных звеньев от электродвигателя к изделию;

М_пр - наибольший крутящий момент:

М_пр=М₁+М₂,

Где М₁ - момент трения скольжения в цапфах: М₁=Qfr; здесь Q - вес изделия; f - коэффициент трения скольжения; r - радиус цапфы;

М₂ - момент для преодоления статической неуравновешенности: М₂=Qp; p - эксцентриситет.

В нашем случае, т.к. эксцентриситета нет М₂=0, тогда М_пр= Qfr.

Подставляем все значения и получаем

Выбираем двигатель удовлетворяющий расчетной мощности.

Марка двигателя	Мощность, кВт	Скольжение, %	КПД, %	Коэф. мощности	Ммакс/ Мн	Мп/ Мн	Ммин/ Мн	Iп/ Iн
4А63А2 У3	0,37	8,3	70	0,86	2,2	2	1,2	5

Расчет прочности шпинделя манипулятора



где М_изг - это момент действующий на шпиндель,

W_z - осевой момент сопротивления шпинделя.

Тогда напряжение на шпинделе равно:

Шпиндели изготавливают из сталей 45, 40Х с допускаемым пределом прочности , следовательно, шпиндель диаметром 10 мм выдерживает возникающие в нем напряжения.

Технология изготовления

Технология сборки и сварки цистерны включает в себя следующие этапы:

- зачистка свариваемых кромок от масла, краски и прочих загрязнений;

- базирование заготовок на ролики в соответствии со схемой базирования;

- закрепление заготовок;

- сварка корпуса цистерны;

- сварка днищ;

- сварка технологических люков, клапанов, лестниц и т. д.



Заключение

Анализ приведенных способов плазменной сварки и наплавки показывает, что основными их преимуществами являются:

— малая глубина проплавления основного металла, что важно в тех случаях, когда в наплавленном слое допускается лишь малая примесь железа, когда разбавление наплавленного металла основным нельзя компенсировать за счет повышенного содержания легирующих элементов в электродном (присадочном) материале либо многослойной наплавки или когда оно приводит к существенному ухудшению свойств металла в зоне сплавления, например, вследствие образования хрупких кристаллизационных прослоек;

— меньшее по сравнению с дуговой наплавкой тепловложение в основной металл, что представляет интерес при наплавке деталей из термически упрочненных или чувствительных к перегреву сталей;

— отсутствие при наплавке трудностей металлургического характера, связанных с плохой отделимостью шлаковой корки, наличием шлаковых включений и т. п. (важно для ограниченного круга высоколегированных материалов);

— при плазменно-порошковой наплавке применение в качестве присадочного материала порошка, который может быть получен практически из любого сплава независимо от его твердости, прочности, степени легирования и других свойств, значительно расширяет номенклатуру сплавов, наплавляемых механизированными способами.

Недостатком оборудования для плазменной наплавки является его сложность, высокая стоимость и необходимость более квалифицированного обслуживания, чем оборудования для дуговой наплавки.

Кроме того были рассчитаны режимы сварки вагона-цистерны из нержавеющей стали марки 08Х18Н10Т с толщиной стенки 5мм и предложена технология сварки данной конструкции.



Список литературы

1. Каленский В.К., Гпадкий П.В., Фрумин И.И. Исследование и разработка способа автоматической наплавки выпускных клапанов автомобилей // Автоматическая сварка. 1963. № 1. С. 15--23.

2. Zuchowski R.S„ Culbertson R.P. Plasma arc weld surfacing //Welding Journal. 1962. Vol. 41. N 6. P. 548--555.

3. WittingE. Grundlagtn und Anwendun- gen der Plasma-Verfahren II Schweissen und Schneiden. 1962. Bd. 14. N 5. S. 193--200.

4. Переплетчиков E.Ф. Способы плазменной наплавки, применяемые в странах СНГ//Сварщик. 2004. №3. С. 9--14.

5. Красулин Ю.П., Кулагин И.Д. Регулирование температуры сварочной ванны при наплавке плазменной дугой // Автоматическая сварка. 1966. № 9. С. 11--15.

6. Плазменная технология: Опыт разработки и внедрения. Л.: Лениздат, 1980. 152 q.

7. Плазменная наплавка металлов / А.Е. Вайнерман, M.X. Шоршоров, В.Д. Веселков, В.С. Новосадов. Л.: Машиностроение, 1969. 192 с.

8. Вайнерман А.Е., Веселков В.Д., Сютьев А.Н. Опыт промышленного применения наплавки плазменной струей с токоведущей присадочной проволокой медных сплавов. Л.: ЛДНТП, 1973. 20 с.

9. Сютьев А.Н., Вайнерман А.Е. Плазменная наплавка на изделия цилиндрической формы. Л.: ЛДНТП, 1970. 19 с.

10. Лужанский И.Б., Медриш И.Н. Плазменная наплавка стеллита на уплот- нительные поверхности энергетической арматуры // Сварочное производство. 1971. № 10. С. 24--25.

11. ДудкоД.А., Лакиза С.П. О новых возможностях сварки высокотемпературной дугой, сжатой газовым потоком // Автоматическая сварка. 1960. № 11. С. 38-^16.

12. Антонов В.А., Кондратьев И.А. Восстановительная наплавка мелких прецизионных вырубных штампов II Теоретические и технологические основы наплавки. Современные способы наплавки и их применение. Киев: ИЭС им. Е.О. Патона, 1982. С. 55--57.

13. TIG-plasma system hardfacing volve seats//Welding and Metal Fabrication. 1981. Vol. 49. N 5. P. 264, 266.

14. Белый А.И., Кузьмин Г.Г. Плазменная наплавка резьбовых замков и муфт геологоразведочных бурильных труб // Автоматическая сварка. 1978. № 9. С. 44--46.

15. Wirth A. AuftragschweiSen von Dich- tsegen bei der Instandsetzung von Flugtrie- bwerken // Oerlikon SchweiGmitt. 1981. Bd. 39. N 96--97. S. 29--33.

16. Данилов А.И. Плазменная наплавка постоянным током обратной полярности. Л.: ЛДНТП, 1981.20 с.

17. Тавер Е.И., Шоршоров М.X. Сварка стали двойной плазменной дугой // Сварочное производство. 1971. № 10. С. 26--28.

18. Плазменная наплавка медных сплавов / Э.С. Комарчева, Т.Г. Гиндина, Л.А. Шпанцев, Ю.А. Журавлев // Плазменные методы обработки металлов. Л.: ЛДНТП, 1977. С. 35--40.

19. Наплавка сжатой дугой на обратной полярности хромоникелевой стали на конструкционные стали / А.Е. Вайнерман, В.Ф. Захаров, В.Н. Прилуков, А.Н. Сютьев // Плазменные методы обработки металлов. Л.: ЛДНТП, 1977. С. 27--34.

20. Smars Е., Backstrom. Gas-metal- plasma arc welding, a new method for weld cladding II Exploiting welding in production technology. Abington, 1975. Vol. I. P. 179--187.

21. Sandberg U.E. Plasma arc overlay welding in nuclear manufacture of heavy nuclear components // Welding and Metal Fabrication Nuclear Industrie Process. London, P. 197--202.

22. Garrabrant E.S., Zuchowski R.S. Plasma-arc hot-wire surfacing -- a new high deposition process//Weldung journal. 1969. Vol. 48. N 5. P. 85--395.

23. Trarbach К.O. Gladding nuclear steels -- the application of plasma-arc hot wire surfacing // Metal Construction. 1981. Vol. 13. N 9. P. 508--510.

24. Ruckdeschel W. Anwendung des Lich- tbogenschweiBens mit HeiBdrahtzusatz//Sch- weiGtechnik. 1973. Bd. 63. N 8. S. 229--241.

25. Eklung В., Skoglund H. Major improvements in hard surfacing steel rolls for continuous casting, using Philips pi? * ma-MIG with new metal cored wire /' oteel Times. 1981. Vol. 209. N 9. P. 472--473.

26. Swarf J. D. Plasma-MlG suited to cladding oil delivery system // Welding and Metal Fabrication. 1982. Vol. 50. N 10. P. 477--480.

27. Кречмар Э., Хорн Ф. Разработка сплавов ЦИС 770 и технология плазменной наплавки его под флюсом II Теоретические и технологические основы наплавки. Наплавочные материалы. Киев: ИЭС им. Е. О. Патона, 1978. С. 54--61.

28. Irmer W. Energieverhaltnisse des PlasmaauftragesschweiBprozesses II Sch- weilMechnik. 1972. Bd. 22. N 4. S. 164--167.

29. A study on a new hardfacing processe using an extremely hard material / M. Naka- jima, A. Notomi, T. Knsano, M. Ueda // Mut- subishi Heavy Ind.Techn. 1982. Vol. 19. N 1. P. 23--30.

30. Наплавка тонких слоев износостойки* композитных сплавов / Ю.А. Юзвенко, М.А. Пащенко, А. И. Белый и др. // Автоматическая сварка. 1974. № 7. С. 71--72.

31. Переплетчиков Е.Ф. Плазмен- но-порошковая наплавка клапанов двигателей внутреннего сгорания II Автоматическая сварка. 2002. № 1. С. 45--46.

32. Аманов С.Р. Технология плазменно-порошковой наплавки клапанов двигателей автомобиля "ВАЗ" // Сварочное производство. 2005. № 2. С. 33--40, 62, 63.



Приложение А

Плазмотрон для сварки (наплавки) плавящимся электродом: 1, 5 - накидная гайка; 2 - мундштук; 3 - контргайка; 4 - изолирующая втулка; 6 - штуцер подачи плазмообразующего газа; 7 - рубашка охлаждения кольцевого анода; 8 - штуцер подачи стабилизирующего газа; 9 - рассекатель стабилизирующего газа; 10 - рубашка охлаждения стабилизирующего сопла; 11 - рассекатель защитного газа; 12 - штуцер подачи защитного газа; 13 - токоподводящий наконечник; 14 -кольцевой медный анод; 15 - стабилизирующее сопло; 16 - защитное сопло; 17 - изолирующая трубка



Приложение Б

Размещено на Allbest.ru