Статьи

 




dx.doi.org/ 10.18577/2307-6046-2018-0-5-76-89
УДК 669.3
Н. И. Артеменко
ИССЛЕДОВАНИЕ РЕЖИМОВ РАБОТЫ СЕРИЙНОГО ПЛАЗМОТРОНА METCO F4 С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ПЛАЗМООБРАЗУЮЩИХ ГАЗОВ АРГОНА И АЗОТА

Получены аналитические зависимости полной мощности и напряжения плазменной дуги серийного плазмотрона MetcoF4 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 MetcoF4.


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 водоохлаждаемым 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].

 

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, металлокерамические 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 «НПЦ 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 плазмообразующего газа [9].

В работе проведено исследование режимов работы плазмотрона, определены зависимости мощности, подводимой к плазмотрону, от тока дуги и расхода плазмообразующих 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 P, которую подводили к плазмотрону. В свою очередь – P=IU, где I – ток дуги, А; U – 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 QAr

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.:

P=PAr+PN,                                                              (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 дугиI, А

Мощность плазмотрона Р, кВт, при расходе газа, н.л/мин

Среднее значение PN, кВт

азота QN

аргона QAr

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 PAr и PN от тока дуги и расходов газов аргона и азота. В связи с этим применены методы аппроксимации линеаризованных функций [10].

Если массив экспериментальных данных X (X1, X2, …, Xi, … Xn), Y (Y1, Y2, …, Yi, … Yn) описывается функцией вида f(g)=agb, то ее преобразуют в следующий вид:

ln(f(g))=b·ln(g)+lna,                                                            (2)

что соответствует виду y(x)=ax+b.

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

                                                   (3)

 

                                                   (4)

где xi=ln(Xi), yi=ln(Yi).

 

Если массив экспериментальных данных X (X1, X2, …, Xi, …Xn), Y (Y1, Y2, …, Yi, … Yn) описывается функцией вида f(g)=agk, где k – константа, то ее аппроксимируют методом наименьших квадратов следующим образом:

                                                     (5)

 

                                                   (6)

 

Достоверность аппроксимации определяется коэффициентом детерминации R2, который, в свою очередь, является квадратом коэффициента корреляции rx, y:

                                                    (7)

 

                                                                  (8)

где f(Xi) – значение функции аппроксимирующей зависимости в точке Xi.

 

Коэффициент корреляции rxy характеризует тесную взаимосвязь экспериментальных параметров с уравнением регрессии. По шкале Чеддока значения 0,7≤rxy≤0,9 соответствуют высокой корреляционной связи, при 0,9≤rxy≤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 QN=0. Очевидно, что при расходе аргона QAr=0, мощность, подводимая к плазмотрону, также будет равна PAr=0. С учетом этого предполагается, что зависимость мощности плазмотрона от расхода аргона при постоянном токе дуги будет иметь вид:

 

Предварительный расчет показал, что коэффициент b≈0,25, тогда с учетом того, что  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 

Ток дуги I, А

Коэффициент a

Коэффициент

детерминации R2

Коэффициент

корреляции rx, y

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 a монотонно возрастает при увеличении тока дуги. Полагая, что при токе дуги 0 А мощность также составит 0 кВт, зависимость a(I) будет иметь вид f(g)=agb. Следовательно, уравнение регрессии будет найдено методом наименьших квадратов по формулам (3) и (4):

a(I)=0,012·I1,015;

R2=1;

rx, y=1.

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

                                                   (9)

Зависимость (9) представлена на рис. 4.

 

 

Рис. 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 PN из табл. 2 при расходах азота QN, н.л/мин: 0; 11 и 15. Очевидно, что при расходе азота QN=0, мощность, подводимая к плазмотрону, также будет равна PN=0. С учетом этого предполагается, что зависимость мощности плазмотрона от расхода азота при постоянном токе дуги будет иметь вид:

 

Предварительный расчет показал, что коэффициент b≈0,6, тогда с учетом того, что  методом наименьших квадратов по формулам (5) и (6) получим зависимости мощности плазмотрона Metco F4 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 

Ток дуги I, А

Коэффициент a

Коэффициент

детерминации R2

Коэффициент

корреляции rx, y

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 a монотонно возрастает при увеличении тока дуги. Полагая, что при токе дуги 0 А мощность также составит 0 кВт, зависимость a(I) будет иметь вид f(g)=agb. Следовательно, уравнение регрессии будет найдено методом наименьших квадратов по формулам (3) и (4):

a(I)=0,139·I0,547;

R2=0,986;

rx, y=0,993.

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

                                                  (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:

                                    (11)

 

Исследование зависимости полной мощности плазмотрона при использовании

плазмообразующих газов аргона и азота

Оценка адекватности математической модели проведена путем вычисления относительной погрешности εотн:

где Pэксп, 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 QAr

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 Metco F4 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 P=UI, из выражения (11) получаем:

                                   (12)

 

Как несложно заметить, U(I, QAr, QN) 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:   н.л/мин,  н.л/мин, тогда

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

На рис. 7 показаны зависимости функций U(I), U(QAr), U(QN), а также их первые производные.

 

Рис. 7. Зависимости функций U(I) (а); dU(I)/dI(б); U(QAr) (в); dU(QAr)/dQAr (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(QAr) 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 (в), 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.

 

 

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]:

 [Дж/м3],

где ΔE=0,3·P·t – энергия, передаваемая газу при нагреве в течение времени t с учетом эффективности процесса, Дж;  – объем газа в течение времени t, проходящий через срез сопла, м3.

 

Тогда:

                                               (13)

                                                (14)

 

Энтальпия газа, вычисленная по формулам (13) и (14), определяет индивидуальные температуры аргона TAr и азотаTN 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 TArN можно приблизительно оценить из уравнения теплосодержания системы:

 

                          (15)

 

где CAr=523 Дж/(кг·К) – теплоемкость аргона при нормальных условиях; CN=1051 Дж/(кг·К) – теплоемкость азота при нормальных условиях; ρAr=1,784 кг/м3 – плотность аргона при нормальных условиях; ρN=1,25 кг/м3 – плотность азота при нормальных условиях.

При режиме работы плазмотрона    н.л/мин,   н.л/мин приблизительная температура аргон-азотной плазмы составляет TArN=7305 К.

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

где  , м/с – скорость истечения из сопла плазмотрона Metco F4 диаметром dс=6 мм холодного газа; Tхол=293 К – температура холодного газа.

 

Тогда:

                                               (16)

 

Из уравнения (16) c учетом TArN=7305 К получаем среднемассовую скорость потока плазменной струи vArN=486,3 м/с.

 

Заключения

В результате исследования режимов работы серийного плазмотрона Metco F4 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 Metco F4.


ЛИТЕРАТУРА REFERENCE LIST
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: 10.18577/2071-9140-2014-0-3-22-26.
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.
1. Kablov E.N. Innovacionnye razrabotki FGUP «VIAM» GNC RF po realizacii «Strategicheskih napravlenij razvitiya materialov i tehnologij ih pererabotki na period do 2030 goda» [Innovative developments of FSUE «VIAM» SSC of RF on realization of «Strategic directions of the development of materials and technologies of their processing for the period until 2030»] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2015. №1 (34). S. 3–33. DOI: 10.18577/2071-9140-2015-0-1-3-33.
2. Kablov E.N., Muboyadzhyan S.A. Teplozashchitnye pokrytiya s keramicheskim sloem ponizhennoj teploprovodnosti na osnove oksida tsirkoniya dlya lopatok turbiny vysokogo davleniya perspektivnykh GTD [Heat-protective coverings with ceramic layer of the lowered heat conductivity on the basis of zirconium oxide for turbine blades of high pressure of perspective GTE] // Sb. dokl. konf. «Sovremennye dostizheniya v oblasti sozdaniya perspektivnykh nemetallicheskikh kompozitsionnykh materialov i pokrytij dlya aviatsionnoj i kosmicheskoj tekhniki». M.: VIAM, 2015. S. 3.
3. Kablov E.N. Osnovnye itogi i napravleniya razvitiya materialov dlya perspektivnoj aviatsionnoj tekhniki [The main results and the directions of development of materials for perspective aviation engineering] // 75 let. Aviatsionnye materialy. M.: VIAM, 2007. S. 20–26.
4. Muboyadzhyan S.A., Budinovskij S.A., Gayamov A.M., Matveev P.V. Vysokotemperaturnye zharostojkie pokrytiya i zharostojkie sloi dlya teplozashhitnyh pokrytij [High-temperature heat resisting coverings and heat resisting layers for heat-protective coverings] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2013. №1. S. 17–20.
5. Budinovskij S.A., Chubarov D.A., Matveev P.V. Sovremennye sposoby naneseniya teplozashhitnyh pokrytij na lopatki gazoturbinnyh dvigatelej (obzor) [Modern methods for deposition of thermal barrier coatings on GTE turbine blades] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2014. №S5. S. 38–44. DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-s5-38-44.
6. Matveev P.V., Budinovskij S.A., Muboyadzhyan S.A., Kosmin A.A. Zashhitnye zharostojkie pokrytiya dlya splavov na osnove intermetallidov nikelya [High-temperature coatings for intermetallic nickel-based alloys] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2013. №2. S. 12–15.
7. Matveev P.V., Budinovskij S.A. Issledovanie svojstv zashhitnyh zharostojkih pokrytij dlya intermetallidnyh nikelevyh splavov tipa VKNA dlya rabochih temperatur do 1300°C [Research of the properties of protective heat-resistant coating for intermetallic nickel alloys operating at temperatures up to 1300°C] // Aviacionnye materialy i tehnologii. 2014. №3. S. 22–26 DOI: 10.18577/2071-9140-2014-0-3-22-26.
8. Kashin D.S., Stehov P.A. Zashhitnye pokrytiya dlya zharoprochnyh splavov na osnove niobiya [Protective coatings for high-temperature niobium-based alloys] // Trudy VIAM: elektron. nauch.-tehnich. zhurn. 2015. №6. St. 01. Available at: http://www.viam-works.ru (accessed: April 16, 2018). DOI: 10.18577/2307-6046-2015-0-6-1-1.
9. Ilyushchenko A.F., Shevtsov A.I., Okovityj V.A., Gromyko G.F. Protsessy formirovaniya gazotermicheskikh pokrytij i ikh modelirovanie [Процессы формирования газотермических покрытий и их моделирование]. Minsk: Belaruskaya navuka, 2011. 357 s.
10. Kibzun A.I., Goryanova E.R., Naumov A.V., Sirotin A.N. Teoriya veroyatnostej i matematicheskaya statistika. Bazovyj kurs s primerami i zadachami [Probability theory and mathematical statistics. Base course with examples and tasks]. M.: Fizmatlit, 2002. 224 s.
11. Khasui A., Morigaki O. Naplavka i napylenie [Welding and dusting]. M.: Mashinostroenie, 1985. 240 s.
12. Khasuj A. Tekhnika napyleniya [Way of dusting]. M.: Mashinostroenie, 1975. 288 s.
13. Kudinov V.V. Plazmennye pokrytiya [Plasma coverings]. M.: Nauka, 1977. 184 s.
14. Gazotermicheskoe napylenie: ucheb. posobie / pod obshch. red. L.Kh. Baldaeva [Gasthermal dusting: the manual / gen. ed. by L.Kh. Baldayev]. M.: Market DS, 2007. 344 s.
15. Kudinov V.V., Bobrov G.V. Nanesenie pokrytij napyleniem. Teoriya, tekhnologiya i oborudovanie: ucheb. dlya vuzov [Drawing coverings by dusting. Theory, technology and equipment: the textbook for higher education institutions]. M.: Metallurgiya, 1992. 432 s.
16. Sidorov A.I. Vosstanovlenie detalej mashin napyleniem i naplavkoj [Recovery of details of machines by dusting and welding]. M.: Mashinostroenie, 1987. 192 s.
Вы можете оставить комментарий к статье. Для этого необходимо зарегистрироваться на сайте.