Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое

Качество наплавленных деталей зависит от количества остаточного δ-феррита в наплавленном металле, что, в свою очередь, определяется параметрами процесса наплавки. Управление процессом образования феррита при наплавке можно легко обеспечить с помощью уравнений, позволяющих прогнозировать число ферр...

Повний опис

Збережено в:
Бібліографічні деталі
Дата:2006
Автори: Палани, П.К., Муруган, Н.
Формат: Стаття
Мова:Russian
Опубліковано: Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2006
Назва видання:Автоматическая сварка
Теми:
Онлайн доступ:http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102180
Теги: Додати тег
Немає тегів, Будьте першим, хто поставить тег для цього запису!
Назва журналу:Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Цитувати:Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое / П.К. Палани, Н. Муруган // Автоматическая сварка. — 2006. — № 3 (635). — С. 19-24. — Бібліогр.: 44 назв. — рос.

Репозитарії

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
id irk-123456789-102180
record_format dspace
spelling irk-123456789-1021802016-06-12T03:02:16Z Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое Палани, П.К. Муруган, Н. Научно-технический раздел Качество наплавленных деталей зависит от количества остаточного δ-феррита в наплавленном металле, что, в свою очередь, определяется параметрами процесса наплавки. Управление процессом образования феррита при наплавке можно легко обеспечить с помощью уравнений, позволяющих прогнозировать число феррита (FN) на основе таких параметров процесса, как величина тока и скорость сварки, а также расстояние между горелкой и изделием. Установлено, что изменение расстояния между горелкой и изделием оказывает наибольшее влияние на величину FN по сравнению с другими параметрами процесса. The quality of clad parts depends upon the quantity of residual δ-ferrite in deposited metal, which, in turn, depends upon the cladding process parameters. Control of the ferrite formation process in cladding can be readily provided by using equations which allow prediction of the ferrite number based on such process parameters as current and welding speed, as well as distance between the torch and workpiece. Variations in distance between the torch and workpiece were found to have the highest effect on the FN value, compared with other process parameters. 2006 Article Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое / П.К. Палани, Н. Муруган // Автоматическая сварка. — 2006. — № 3 (635). — С. 19-24. — Бібліогр.: 44 назв. — рос. 0005-111X http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102180 621.791.92.042 ru Автоматическая сварка Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection DSpace DC
language Russian
topic Научно-технический раздел
Научно-технический раздел
spellingShingle Научно-технический раздел
Научно-технический раздел
Палани, П.К.
Муруган, Н.
Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
Автоматическая сварка
description Качество наплавленных деталей зависит от количества остаточного δ-феррита в наплавленном металле, что, в свою очередь, определяется параметрами процесса наплавки. Управление процессом образования феррита при наплавке можно легко обеспечить с помощью уравнений, позволяющих прогнозировать число феррита (FN) на основе таких параметров процесса, как величина тока и скорость сварки, а также расстояние между горелкой и изделием. Установлено, что изменение расстояния между горелкой и изделием оказывает наибольшее влияние на величину FN по сравнению с другими параметрами процесса.
format Article
author Палани, П.К.
Муруган, Н.
author_facet Палани, П.К.
Муруган, Н.
author_sort Палани, П.К.
title Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
title_short Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
title_full Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
title_fullStr Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
title_full_unstemmed Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
title_sort влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое
publisher Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate 2006
topic_facet Научно-технический раздел
url http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/102180
citation_txt Влияние параметров процесса наплавки на содержание δ-феррита в коррозионностойком слое / П.К. Палани, Н. Муруган // Автоматическая сварка. — 2006. — № 3 (635). — С. 19-24. — Бібліогр.: 44 назв. — рос.
series Автоматическая сварка
work_keys_str_mv AT palanipk vliânieparametrovprocessanaplavkinasoderžaniedferritavkorrozionnostojkomsloe
AT murugann vliânieparametrovprocessanaplavkinasoderžaniedferritavkorrozionnostojkomsloe
first_indexed 2025-07-07T11:57:22Z
last_indexed 2025-07-07T11:57:22Z
_version_ 1836989225314025472
fulltext УДК 621.791.92.042 ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ ПРОЦЕССА НАПЛАВКИ НА СОДЕРЖАНИЕ δ-ФЕРРИТА В КОРРОЗИОННОСТОЙКОМ СЛОЕ П. К. ПАЛАНИ, Н. МУРУГАН (Гос. технол. ин-т, г. Коимбатор, Индия) Качество наплавленных деталей зависит от количества остаточного δ-феррита в наплавленном металле, что, в свою очередь, определяется параметрами процесса наплавки. Управление процессом образования феррита при наплавке можно легко обеспечить с помощью уравнений, позволяющих прогнозировать число феррита (FN) на основе таких параметров процесса, как величина тока и скорость сварки, а также расстояние между горелкой и изделием. Уста- новлено, что изменение расстояния между горелкой и изделием оказывает наибольшее влияние на величину FN по сравнению с другими параметрами процесса. Клю ч е в ы е с л о в а : дуговая наплавка, коррозионно- стойкий слой, параметры процесса, δ-феррит, анализ чувстви- тельности, уравнение регрессии Коррозия металла, ослабляя конструкцию, может привести к ее разрушению. Хотя полностью ис- ключить коррозию невозможно, ее можно снизить до определенной степени. Для этого на менее кор- розионностойкую подложку наносят защитный слой с помощью процесса наплавки [1—5] (нане- сение относительно толстого слоя коррозионнос- тойкого материала на основу из углеродистой или низколегированной стали [6—10]). Среди различ- ных способов, применяемых для защиты повер- хности, наиболее распространенным является ду- говая наплавка, при которой толщина необ- ходимого покрытия превышает 3 мм. Наплавку ши- роко применяют в энергетике, а также в обра- батывающих отраслях промышленности [11]. Ка- чество наплавленных деталей зависит от металлургических характеристик, в том числе от содержания δ-феррита в структуре, образующейся в наплавленном металле. Металл шва аустенитной нержавеющей стали обычно содержит 2…7 % феррита в аустенитной матрице, что повышает свариваемость и прочность швов [12—23]. Сохранение заданного количества феррита и аустенита в шве имеет большое значение для обеспечения необходимой коррозионной стой- кости и долговечности наплавленных конструкций [24]. Исследования показали, что небольшое коли- чество первичного остаточного феррита в металле шва при комнатной температуре снижает чувстви- тельность к образованию трещин в нержавеющей стали серии 300, являющейся полностью аусте- нитной в исходном состоянии [14—18]. Однако слишком большое содержание феррита способс- твует снижению механической прочности и кор- розионной стойкости. Таким образом, в зависи- мости от назначения необходимо, чтобы крити- ческое содержание феррита в стали составляло около 3…8 об. % [19—25]. Превышение этого зна- чения (если материал эксплуатируется при высокой температуре) предполагает превращение δ-феррита в хрупкую σ-фазу [26—34]. Ограничение по со- держанию феррита в швах требуется также при изготовлении деталей или конструкций из немаг- нитных материалов. Большое влияние на содержание остаточного δ-феррита, образующегося при наплавке, оказы- вают такие параметры процесса, как ток сварки, скорость подачи проволоки, скорость сварки и рас- стояние между горелкой и изделием. В связи с этим возникла необходимость в разработке мето- дологии с целью управления и оптимизации со- держания δ-феррита, образующегося в процессе наплавки коррозионностойкого слоя, соответству- ющего составу аустенитной нержавеющей стали. Целью данной работы является разработка урав- нения регрессии для определения зависимости меж- ду количеством образующегося δ-феррита и па- раметрами процесса наплавки и степень влияния последних на образование δ-феррита. Исследование выполняли в два этапа. На пер- вом проводили эксперименты с различными па- раметрами процесса методом планирования экс- перимента с целью построения статистических мо- делей для прогнозирования количества образую- щегося феррита, на втором был проведен анализ чувствительности на основе разработанных эмпи- рических уравнений. Исследование проводили с использованием про- цесса дуговой наплавки порошковой проволокой (FCAW) диаметром 1,2 мм, соответствующей по © П. К. Палани, Н. Муруган, 2006 Т а б л и ц а 1. Химический состав используемых материалов, мас. % Материал C Si Mn P S Cr Mo Ni N2 Cu 317L (порошковая проволока) 0,021 0,890 1,380 0,016 0,007 18,46 3,18 13,10 0,057 0,007 2062 (конструкционная сталь) 0,180 0,180 0,980 0,016 0,016 – – – – – 3/2006 19 химическому составу металлу наплавки аустенит- ной нержавеющей стали 317L (AWS: A5-22-95; EN 12073) на подложку в виде пластины из кон- струкционной стали 2062. Химический состав ос- новного и присадочного материалов, используемых в данном исследовании, приведен в табл. 1. Методика проведения эксперимента. Были оп- ределены такие независимо контролируемые па- раметры процесса, как ток сварки Iсв, скорость сварки S и расстояние между горелкой и изделием N. Рабочий диапазон параметров установлен путем выполнения серии испытаний и контроля качества наплавленного валика с учетом внешнего вида или гладкости поверхности, а также наличия каких- либо видимых дефектов. Установлено, что ско- рость подачи проволоки wf прямо пропорциональна току сварки: wf = —6,92 + 0,0860Iсв [35]. После определения рабочего диапазона пара- метров процесса установлен верхний и нижний запрограммированный предел (соответственно на уровне +1,682 и —1,682). При этом запрограмми- рованные значения промежуточных уровней рас- считывали по уравнению Xi = 1,682[2X — (Xmax + + Xmin)]/(Xmax — Xmin), где Xi – необходимое запрограммированное значение параметра X от Xmin до Xmax. Выбранные значения параметров процесса, а также единицы и обозначения этих параметров приведены в табл. 2. Эксперименты проводили с использованием ус- тановки для синергетической сварки МИГ «Uni- macro Esseti 501», находящейся в Технологическом институте (г. Коимбатор, Индия). Проведено 20 серий испытаний с использованием одной основной составной матрицы ротатабельного плана в про- извольном порядке с целью исключения какой-либо систематической ошибки в системе. Испытания про- водили наложением одного валика длиной 150 мм на пластины из конструкционной стали с исполь- зованием порошковой проволоки из нержавеющей стали 317L диаметром 1,2 мм в смеси защитных газов 95 % Ar + 5 % CO2, подаваемой со скоростью 16 л/мин. Исследования проводили на постоянном токе обратной полярности при угле наклона элек- трода 90°. Содержание феррита измеряли с помощью при- бора FERRITSCOPE® MP30 фирмы «Fischer In- struments (G.B.) Ltd.», Англия. Ферритоскоп калибровали в со- ответствии со стандартами WRC (Исследовательского сварочного центра). Перед измерениями его регулировали по форме образца, выполняя корректирующую ка- либровку по стандартам пользо- вателя в соответствии с методи- ками, описанными в стандартах ANSI/AWS A 4.2 (Националь- ный институт стандартизации США в Американском сварочном обществе). Линейное наблюдение прово- дили для шлифованной плоской верхней наплавленной поверх- ности каждого образца по про- дольной оси наплавки. Измерен- ные средние значения содержа- ния феррита FN приведены в табл. 3. Построение математических моделей. Нелинейная модель. Используя содержание феррита FN в качестве зависимого пара- метра и такие параметры процес- са, как ток Iсв, скорость сварки S и расстояние между горелкой и изделием N, в качестве неза- висимых параметров зависимость между ними можно выразить сле- дующим выражением [36]: FN = AIсв b Sc Nd, (1) Т а б л и ц а 2. Параметры процесса дуговой наплавки и их пределы Параметры процесса Программируемый предел —1,682 —1 0 1 1,682 Сварочный ток Iсв, А 176 190 210 230 244 Скорость сварки S, см/мин 26 29 34 39 42 Расстояние между горел- кой и изделием N, мм 15 17 20 23 25 Т а б л и ц а 3. Матрица плана и результаты измерения Параметры процесса Измерен- ные значения FN Нелинейная модель Полиномиальная модель Iсв, А S, см/мин N, мм прогнози- руемое значение FN погреш- ность, % прогнози- руемое значение FN погреш- ность, % 190 29 17 7,28 6,441868 13,05727 7,27302 0,137219 230 29 17 5,80 5,602188 3,530984 5,53902 4,711664 190 39 17 6,48 5,848796 10,84332 6,08182 6,596381 230 39 17 4,12 5,086421 —19,059 4,34782 —5,30887 190 29 23 5,62 6,53997 —14,1128 5,67252 —0,97875 230 29 23 5,67 5,687502 —0,36048 5,89452 —3,85986 190 39 23 5,70 5,937867 —4,00593 5,78632 —1,49179 230 39 23 5,72 5,163882 10,71129 6,00832 —4,84861 176 34 20 5,75 6,521081 —11,8244 6,10514 —5,81707 244 34 20 4,75 5,135792 —7,51183 4,81994 —1,45106 210 26 20 6,17 6,255008 —1,407 6,44838 —4,36358 210 42 20 5,43 5,349706 1,55698 5,58646 —2,747 210 34 15 5,55 5,649371 —1,75898 5,99242 —7,38299 210 34 25 6,23 5,795522 7,54855 6,04242 3,154034 210 34 20 5,88 5,73122 2,613408 6,01742 —2,26708 210 34 20 6,283 5,73122 9,627621 6,01742 4,413519 210 34 20 6,101 5,73122 6,452032 6,01742 1,388967 210 34 20 5,704 5,73122 —0,47494 6,01742 —5,20854 210 34 20 6,09 5,73122 6,260101 6,01742 1,206165 210 34 20 5,301 5,73122 —7,5066 6,01742 —11,9058 Коэффициент детерминации R 2 0,387 0,823 Коэффициент корреляции Пирсона P 0,600 0,933 Среднеквадратическая ошибка 0,112 0,052 Абсолютная ошибка 0,406 0,190 20 3/2006 где A, b, c и d – искомые постоянные. Уравнение (1) можно записать в следующем виде: log(FN) = log(A) + blog(Iсв) + clog(S) + dlog(N).(2) Выражение (2) можно выразить в виде мате- матического линейного уравнения K = β0x0 + β1x1 + β2x2 + β3x3, (3) где K – логарифмическое значение эксперимен- тально измеренной характеристики FN; β0 — β3 – искомые постоянные; х0 – единичный вектор-стол- бец; х1 — х3 – логарифмические значения сва- рочного тока, скорости сварки и расстояния между горелкой и изделием. Постоянные определяли по экспериментальным данным, приведенным в табл. 3, с использованием статистической программы Systat® V11. Получен- ное в результате нелинейное уравнение имеет сле- дующий вид: FN = 102,89Iсв —0,731S—0,326N0,050. (4) Моделирование количества феррита FN с ис- пользованием уравнения полиномиальной рег- рессии. Для представления поверхности отклика с использованием коэффициентов K применяли следующее полиномиальное уравнение регрессии второго порядка [1, 37—44]: Y = b0 + ∑ i = 1 K biXi + ∑ i, j = 1 i ≠ j K bijXiXj + ∑ i = 1 K biiXi 2, (5) где Y – отклик; b0 – свободный член уравнения регрессии; коэффициенты b1, b2 … , bk – лине- йные, b11, b22 … , bkk – квадратичные, b12, b13 ..., bk—1k – интерактивные члены. Значения коэффициентов указанного полинома определяли с помощью статистической программы Systat® V11. Полная модель оценки, использующая параметры в натуральном виде, может быть опи- сана следующим уравнением: FN = 33,58 + 0,0548Iсв — 0,264S — 2,5999N — — 0,00047Iсв 2 + 0,00022S2 + 0,00384N2 — 0,00114SIсв + + 0,000815NIсв + 0,02175SN. (6) С целью упрощения несущественные коэффи- циенты в уравнении (6) можно опустить. Для этого применяются t- и F-критерии. С использованием методики последовательного расчета, включенной в программу Systat®, в модель автоматически по одной вводят переменные с F ≥ 4,0 и исключают переменные с F ≤ 4,0. После определения значимых коэффициентов строят конечную модель с пара- метрами в натуральном виде, определенными с помощью указанной методики: FN = 39,57 + 0,0197Iсв — 0,4889S — 2,446N — — 0,00048Iсв 2 + 0,00815NIIсв + 0,02175SN. (7) Выбор уточненной модели. Из двух построен- ных таким образом моделей (нелинейной и по- линомиальной) на основе определенных критериев, таких как дисперсионный анализ (ANOVA), коэф- фициент детерминации R2, коэффициент корре- ляции Пирсона P, степень точности и среднек- вадратическая погрешность, выбрали наиболее точ- Т а б л и ц а 4. Результаты экспериментальных исследований № экспе- римента Параметры процесса Измеренные значения FN Нелинейная модель Полиномиальная модель Iсв, А S, см/мин N, мм прогнозируемое значение FN погрешность, % прогнозируемое значение FN погрешность, % 1 200 32 21 5,73 6,072662 —5,64271 6,051 —5,305 2 210 29 23 5,70 6,078583 —6,22814 5,875 —2,978 3 210 39 20 5,79 5,480525 5,64682 5,643 2,605 4 230 34 23 5,61 5,400093 3,887105 5,831 —3,790 5 220 45 18 4,499 5,029275 —10,5438 4,362 3,141 6 190 34 20 6,399 6,166241 3,774732 6,130 4,388 7 230 29 20 5,43 5,647896 —3,85801 5,610 —3,208 Коэффициент детерминации R 2 0,599 1 Коэффициент корреляции Пирсона P 0,798 0,92 Среднеквадратическая ошибка 0,126 0,099 Абсолютная ошибка 0,406 0,228 Т а б л и ц а 5. Дисперсионный анализ для нелинейной и полиномиальной моделей Источник Нелинейная модель Полиномиальная модель Сумма квадратов Число степеней свободы df Среднек- вадрати- ческое отклонение F-критерий Коэффи- циент корре- ляции Р Сумма квадратов Число степеней свободы df Среднек- вадрати- ческое отклонение F-критерий Коэффи- циент корре- ляции Р Регрессия 0,019 3 0,006 3,370 0,045 6,454 6 1,076 10,137 0 Анализ остатков 0,030 16 0,002 – – 1,379 13 0,106 – – 3/2006 21 ную. Сравнительные данные приведены в табл. 3—5. Адекватность построенных моделей проверяли методом дисперсионного анализа (ANOVA) [32— 40] (табл. 5). Метод позволил установить, что расчетный коэффициент F для нелинейной модели составляет 3,370, а для полиномиальной – 10,137. Соответственно значение R2 и уточненное значение R2 для нелинейной модели составляют 0,39 и 0,27, а для полиномиальной 0,82 и 0,74. Как видно из рис. 1, в полиномиальной модели точки находятся ближе к линии 45° по сравнению с нелинейной моделью. Для обеспечения точности разработанных мо- делей были проведены дополнительные экспери- менты. Значения R2, P и RMSE для нелинейной и полиномиальной моделей составляют соответс- твенно 0,599; 0,79; 0,126 и 1; 0,92; 0,099. Как следует из рассмотренного выше, между экспериментальными и прогнозируемыми значени- ями при использовании уравнения полиномиальной регрессии наблюдается достаточно хорошее сог- ласование. Таким образом, для данного исследо- вания как наиболее точное было выбрано поли- номиальное уравнение. Анализ чувствительности. Качественную и ко- личественную эффективность параметров процесса можно определить с использованием анализа чув- ствительности, с помощью которого можно уста- новить и определить порядок значимости крити- ческих параметров [37]. Такой анализ может по- мочь инженерам-технологам эффективно выбирать параметры процесса и контролировать содержание феррита без многочисленных экспериментов ме- тодом проб и ошибок и в результате сэкономить время и материалы. Ниже приведены уравнения чувствительности содержания феррита, полученные путем диффе- ренцирования уравнения (6) [37]: чувствительность к току сварки: d(FN)/d(Iсв) = 0,0197 — 2⋅0,00048Iсв + 0,00815N, (8) к скорости сварки: d(FN)/d(S) = —0,4889 + 0,02175N, (9) к расстоянию между горелкой и изделием: d(FN)/d(N) = —2,446 + 0,00815Iсв + 0,02175S. (10) Расчетные значения чувствительности к току, скорости сварки и расстоянию между горелкой и изделием, полученные с использованием указанных уравнений, приведены в табл. 6 и на рис. 2—6. При соответствующем увеличении значений пара- метров процесса положительные значения чувс- твительности означают, что количество образую- щегося остаточного феррита FN увеличивается, от- рицательные – снижается. Чувствительность к току сварки. Как видно из рис. 2, феррит, образующийся в процессе нап- лавки, более чувствителен к току сварки в области повышенных значений тока. Чувствительность име- ет положительное значение при токе ниже 190 и отрицательное – выше 190 А, т. е. воздействие тока сварки заключается в увеличении образования феррита в областях более низких значений тока и в снижении скорости образования феррита в областях повышенных значений. Чувствительность FN к току сварки выше в областях более низких значений N (рис. 3). Кроме того, повышение силы тока вызывает снижение FN. Однако если величина Рис. 1. Диаграмма разброса данных для полиномиальной (1) и нелинейной (2) моделей Т а б л и ц а 6. Чувствительность содержания феррита (FN) к параметрам процесса наплавки Параметры процесса Чувствительность Iсв, А S, см/мин N, мм d(FN)/dIсв d(FN)/dN d(FN)/dS 176 34 20 0,01374 —0,2721 —0,0539 190 34 20 0,0003 —0,158 —0,0539 210 34 20 —0,0189 0,005 —0,0539 230 34 20 —0,0381 0,168 —0,0539 244 34 20 —0,05154 0,2821 —0,0539 210 26 20 —0,0189 —0,169 —0,0539 210 29 20 —0,0189 —0,1038 —0,0539 210 34 20 —0,0189 0,005 —0,0539 210 39 20 —0,0189 0,11375 —0,0539 210 42 20 —0,0189 0,179 —0,0539 210 34 15 —0,05965 0,005 —0,1627 210 34 17 —0,04335 0,005 —0,1192 210 34 20 —0,0189 0,005 —0,0539 210 34 23 0,00555 0,005 0,01135 Рис. 2. Чувствительность FN к току сварки (S = 34 см/мин, N = = 20 мм) 22 3/2006 N находится в области повышенных значений (нап- ример, выше 22 мм), с увеличением силы тока значение FN начинает возрастать. При всех значениях скорости сварки чувстви- тельность к току сварки остается постоянной (табл. 6), т. е. содержание феррита нельзя из- менить путем изменения только скорости сварки. Чувствительность к скорости сварки. Как следует из рис. 4, образование δ-феррита более чувствительно к скорости сварки в области более низких значений N, средний уровень которых со- ответствует нулевой чувствительности. В области повышенных значений N наблюдаются положи- тельные значения чувствительности к скорости сварки. При N < 22 мм содержание феррита сни- жается, выше – увеличивается. Чувствительность к расстоянию между го- релкой и изделием. Чувствительность образования феррита к величине N при различных значениях S и Iсв показана на рис. 5 и 6. В обоих случаях она имеет положительные значения в областях по- вышенных значений скорости и тока сварки. Кроме того, чувствительность к расстоянию между го- релкой и изделием максимальна при значении сва- рочного тока 176 и 244 А, т. е. даже незначительные изменения N вызывают существенное изменение величины FN в областях более высоких или более низких значений тока. В заключение следует отметить, что в процессе работы установлены зависимости между парамет- рами процесса и количеством δ-феррита, образу- ющимся в процессе наплавки порошковой прово- локой 317L на пластины из конструкционной стали. Для выведения уравнений регрессии (нелинейной и полиномиальной моделей) использовали мето- дологию изучения поверхности отклика. Установ- лено, что модель, использующая полиномиальное уравнение, является вполне удовлетворительной. С использованием анализа чувствительности оп- ределили параметры процесса, оказывающие на- ибольшее влияние на образование δ-феррита. Для контроля образования остаточного феррита более эффективно контролировать параметры N и S, наибольшее влияние оказывает изменение рас- стояния между горелкой и изделием. Авторы выражают благодарность Всеиндийско- му совету технического образования и Большой комиссии Университета (Нью-Дели, Индия) за финансовую поддержку в приобретении оборудо- вания и материалов. 1. Murugan N., Parmer R. S. Mathematical models for bead geometry prediction in austenitic stainless steel surfacing by MIG welding // Intern. J. for the Joining of Materials. – 1995. – 7(2/3). – P. 71—80. 2. Murugan N., Parmer R. S. Stainless steel cladding deposi- ted by automatic gas metal arc welding // Welding J. – 1997. – 76(10). – P. 391—402. 3. Khodadad Motarjemi A., Kocak M. Fracture assessment of weld repaired clad steel wide plates by SINTAP defect asses- sment procedure // Welding in the World. – 2001. – 45, Special issue. – P. 27—33. 4. Davis J. R. ASM specialty handbook on stainless steel. – ASM Intern., 2nd print, 1996. – P. 107—119. 5. Laser cladding for repair of engineering components: Austra- lian / N. Alam, L. Jarvis, D. Harris, A. Solta // Welding J. – 2002. – 47, 2nd quart. – P. 38—47. 6. Heston Tim. Cladding operations doubles life of boiler tu- bing // Welding J. – 2000. – 79(7). – P. 45—47. 7. Joo Suk Lee, Insup Kim, Akihiko Kimura. Application of small punch test to evaluate sigma-phase embrittlement of pressure vessel cladding material // J. of Nucl. Sci. and Technol. – 2003. – 40(9). – P. 664—671. 8. Missori S., Murdolo F., Sili A. Single-pass laser beam wel- ding of clad steel plate // Welding J. – 2004. – 83(2). – P. 65—71. Рис. 3. Чувствительности FN к току сварки (Iсв = 210 А, S = = 34 см/мин) Рис. 4. Чувствительность FN к скорости сварки (Iсв = 210 А, S = = 34 см/мин) Рис. 5. Чувствительность FN к расстоянию между горелкой и изделием (S = 34 см/мин; N = 20 мм) Рис. 6. Чувствительность FN к расстоянию между горелкой и изделием (Iсв = 210 А; N = 20 мм) 3/2006 23 9. Rajasekaran S. Surface topography of pulsed current gas metal arc clads // Surf. Eng. – 2000. – 16(6). – P. 495—500. 10. Nishimoto K., Ogawa K. Corrosion properties in weldments of stainless steels. Pt 1: Metallurgical factors affecting cor- rosion properties // Welding J. – 1999. – 13, № 11. – P. 2—11. 11. Buvanasekaram G., Venkateswara Prasad N. Effect of cladding parameters on intergranular corrosion and bonding properties of cladding stainless steel layers // Proc. of Na- tional conf. on recent advances in materials processing. – Annamalai Univ., 2001. – P. 136—147. 12. Dhanuka M. P. Measurement of delta-ferrite content in aus- tenitic stainless steel weld metals using WRC-92 diagram // Proc. of Intern. welding symp., Mumbai, 2003. – P. 219—222. 13. Smith D. V. A practical approach to ferrite in stainless steel weld metal // Welding J. – 1988. – 67(6). – P. 57—69. 14. Ahmad N., Mazur W. Assessment of the repair strategy and the effects of the repair on the reactor pool liner. – Confi- dential Technical report CMIT(C)-2-3-155, CSIRO Manu- facturing and Infrastructure Technology, Aug., 2003, Aust- ralia. 15. Welding consumable development for a cryogenic (4K) appli- cation / S. F. Kane, A. L. Farland, T. A. Siewert, C. N. McCowan // Welding J. – 1999. – 78(8). – P. 292—300. 16. The effect of delta-ferrite phase in weld metal of stainless steel on the mechanical properties at cryogenic temperature / M. Saito, Horiya, A. Yamamoto et al. // Materials and welding research lab., Nagasaki-R7d Centre, Japan. http://www.enaa.or.jp/we-net/ronbun/1996/e16/naga1 996.html. 17. Delong W. T. Ferrite in austenitic stainless steel weld metal // Welding J. – 1974. – 53(7). – P. 273—286. 18. Prasad Rao K., Prasanna Kumar S. Assessment criterion for variability of delta-ferrite in austenitic weld and clad metals // Ibid. – 1984. – 63(7). – P. 231—239. 19. Olson D. L. Prediction of austenitic weld metal microstruc- ture and properties // Ibid. – 1985. – 64(10). – P. 281—295. 20. Kotecki D. J. Standards and industrial methods for ferrite measurement // Ibid. – 1988. – 77(5). – P. 49—52. 21. Kotecki D. J., Siewert T. A. WRC-1992 constitution diag- ram for stainless steel weld metals: a modification of the WRC-1988 diagram // Ibid. – 1992. – 71(5). – P. 171—178. 22. Kotecki D. J. Ferrite determination in stainless steel welds // Ibid. – 1974. – 76(1). – P. 24—37. 23. Siewert T. A., McCowan C. N., Olson D. L. Ferrite num- ber prediction to 100 FN in stainless steel weld metal // Ibid. – 1988. – 67(12). – P. 289—296. 24. Ames N., Ramberg M., Johnson M., Johns T. Comparison of austenitic, super austenitic and super duplex weld proper- ties produced using GTAW flux // Stainless Steel World, KCI Publ. BV, 2001. 25. Effect of welding parameters on the content of delta-ferrite in austenitic stainless steel weld and clad metals / K. Pra- sad Rao, K. N. Krishnan, V. Rama Rao, G. J. Guru Raja // Proc. of National IIW, Welding seminar, 1986, India. – P. 64—72. 26. Cui Y., Lundin Carl D. Ferrite number as a function of the Larson—Miller parameter for austenitic stainless weld metals after creep testing // Metallurg. and Materials Transac. A. – 2004. – 35. – P. 3631—3634. 27. Vitek J. M., Iskander Y. S., Oblow E. M. Improved ferrite number prediction in stainless steel arc welds using artificial neural networks. Pt 1: Neural network development // Welding J. – 2000. – 79(2). – P. 34—40. 28. Vitek J. M., Iskander Y. S., Oblow E. M. Improved ferrite number prediction in stainless steel arc welds using artificial neural networks. Pt 2: Neural network development // Ibid. – 2002. – 79(2). – P. 41—50. 29. Balmforth M. C., Lippold J. C. A new ferritic-martensitic stainless steel constitution diagram // Ibid. – 2000. – 79(12). – P. 339—345. 30. Kotecki D. J. A Martensite boundary on the WRC-1992 di- agram // Ibid. – 1999. – 78(5). – P. 180—192. 31. Barnhouse E. J., Lippold J. C. Microstructure/property re- lationships in dissimilar welds between duplex stainless ste- els and carbon steels. www.aws.org / wj/supplement. 32. The metallographic examination of archaeological artifacts, Laboratory Manual, June, 2003, MIT, Summer Institute in Materials Science and Material Culture. 33. Vitek J. M., David S. A., Hinman C. R. Improved ferrite number prediction model that accounts for cooling rate ef- fects. Pt 1: Model development // Ibid. – 2003. – 82(1). – P. 10—17. 34. Vitek J. M., David S. A., Hinman C. R. Improved ferrite number prediction model that accounts for cooling rate ef- fects. Pt 2: Model results // Ibid. – 2003. – 82(2). – P. 43—50. 35. Palani P. K., Murugan N. Modeling and simulation of wire feed rate for steady current and pulsed current gas metal arc welding, communicated for possible publication // Intern. J. of Computer Applications in Technology. 36. Kim I. S., Son J.-S., Young-Jae Jeung. Control and optimi- sation of bead for multi-pass welding in robotic arc welding processes: Australian // Welding J. – 2001. – 46, 3-d quart. – P. 43—46. 37. Sensitivity analysis for process parameters in GMA Welding process using Factorial design method / I. S. Kim, K. J. Son, Y. S. Yang, P. K. D. V. Yaragada // Intern. J. of Machine Tools and Manufacture. – 2003. – 43. – P. 763—769. 38. Design of experiments study to examine the effect of polari- ty on stud welding / S. Ramasamy et al. // Welding J. – 2002. – 81(2). – P. 19—26. 39. Applied statistics and probability for engineers / D. C. Montgomery et al. – New York: John Wiley & Sons Inc., 1999. 40. Walpole, Myers. Probability and statistics for engineers and scientists. – 6th ed. – New Jersey: Prentice Hall, 1998. 41. Cheremisinoff N. P. Practical statistics for engineers and scientists. – Technomic publ. Co. Inc., 1987. 42. Cochran W. G., Cox G. M. Experimental designs. – 2nd ed. – Singapore: John Wiley & Sons, 1957. 43. Khuri A. I., Cornell J. A. Response surfaces, designs and analyses. – New York: Marcell Dekker Inc., 1996. 44. Montgomery D. C. Design and analysis of experiments. – 5th ed. – New York: John Wiley & Sons Inc., 2001. The quality of clad parts depends upon the quantity of residual δ-ferrite in deposited metal, which, in turn, depends upon the cladding process parameters. Control of the ferrite formation process in cladding can be readily provided by using equations which allow prediction of the ferrite number based on such process parameters as current and welding speed, as well as distance between the torch and workpiece. Variations in distance between the torch and workpiece were found to have the highest effect on the FN value, compared with other process parameters. Поступила в редакцию 11.05.2005 24 3/2006