close

Вход

Забыли?

вход по аккаунту

?

Разработка технологии изготовления интегральных конструкций авиационной техники с применением метода комбинированной фрикционной сварки

код для вставкиСкачать
ФИО соискателя: Кащук Николай Михайлович Шифр научной специальности: 05.07.02 - проектирование, конструкция и производство летательных аппаратов Шифр диссертационного совета: Д 403.007.01 Название организации: Национальный институт авиационных техно
На правах рукописи
Кащук Николай Михайлович
РАЗРАБОТКА ТЕХНОЛОГИИ ИЗГОТОВЛЕНИЯ
ИНТЕГРАЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ АВИАЦИОННОЙ
ТЕХНИКИ С ПРИМЕНЕНИЕМ МЕТОДА
КОМБИНИРОВАННОЙ ФРИКЦИОННОЙ СВАРКИ
Специальность 05.07.02
Проектирование, конструкция и производство летательных аппаратов
АВТОРЕФЕРАТ
диссертации на соискание ученой степени
кандидата технических наук
Москва – 2012
Диссертация выполнена в Национальном институте авиационных технологий
(ОАО «НИАТ»)
Научный руководитель:
доктор технических наук, профессор
Штрикман Михаил Михайлович
Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор
Подколзин Василий Григорьевич
доктор технических наук, профессор
Коновалов Алексей Викторович
Ведущая организация:
ОАО «ОКБ Сухого»
Защита состоится «23» мая 2012 года в 14:00 на заседании
диссертационного совета Д 403.007.01 в ОАО «Национальный институт
авиационных технологий» (ОАО НИАТ) по адресу: 117587, г. Москва,
ул. Кировоградская, д.3, тел. (495) 312-25-08.
С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Национального института
авиационных технологий (ОАО «НИАТ»).
Автореферат разослан «20» апреля 2012 г.
Ученый секретарь
диссертационного совета
Егоров В.Н.
д.т.н., профессор
2
Общая характеристика работы
Актуальность
проблемы.
Постоянно
возрастающие
техникоэкономические требования и высокая конкуренция на рынке авиационной
техники обуславливают необходимость разработки новых, в том числе
опережающих, технологий для создания перспективных изделий. Одним из
основных путей повышения технических характеристик и экономической
эффективности самолета является снижение полетной массы планера при
сохранении его прочности и жесткости. Перспективным способом снижения
массы является использование интегральных сварных конструкций из
высокопрочных алюминиевых сплавов. Узлы из таких сплавов составляют
порядка 40% массы планера современного самолета.
Интегральные конструкции работают как единое целое, что, по
сравнению со сборными конструкциями, обеспечивает их более высокую
усталостную и статическую прочность, а также весовую эффективность. Кроме
того, сварные конструкции, по сравнению с клепанными, характеризуются
меньшими циклом изготовления, трудоемкостью и затратами на производство.
В связи с известными трудностями, возникающими при сварке
плавлением высокопрочных алюминиевых сплавов (трещины и поры в шве)
возникает проблема обеспечения стабильности качества сварных соединений,
особенно в корневой зоне при производстве авиационных конструкций.
Решение этой проблемы и является одной из основных задач работы.
Целью настоящей работы является расширение технологических
возможностей
сборки-сварки
при
изготовлении
крупногабаритных
интегральных конструкций авиационной техники из высокопрочных
трудносвариваемых алюминиевых сплавов путем разработки нового способа
сварки.
Задачи работы:
разработать способ соединения деталей и узлов авиационных конструкций
из высокопрочных алюминиевых сплавов, обеспечивающий формирование
бездефектного корня шва и нечувствительный к колебаниям зазора между
соединяемыми заготовками;
3
изучить технологические особенности разработанного способа сварки,
провести исследование влияния режимов на формирование соединения и
точность интегральных конструкций;
разработать
методику
определения
оптимальных
технологических
параметров процесса на основе компьютерного моделирования;
разработать технологический процесс и технологические рекомендации по
применению разработанного способа в производстве изделий авиационной
техники.
Научная новизна работы заключается в следующем:
1. Разработана
методика
подбора
оптимальных
параметров
процесса
комбинированной фрикционной сварки на основе конечно–элементного
моделирования применительно к крупногабаритным конструкциям
авиационной техники.
2. Впервые исследовано влияние параметров режима и конструктивных
особенностей инструмента на формирование шва при фрикционной
дисковой сварке (ФСД), установлены зависимости, связывающие параметры
процесса с дефектностью соединения. Предложена расчетная схема и
получено выражение для расчета тепловых полей при ФСД.
Практическая значимость работы заключается в разработке нового
концептуального решения задачи получения технологичных неразъемных
соединений авиационных конструкций (в том числе длинномерных) из
высокопрочных алюминиевых сплавов без пор и кристаллизационных трещин комбинированной фрикционной сварки. Разработанная технология расширяет
возможности новых конструкторских решений при создании перспективных
летательных аппаратов.
Апробация работы. Основные результаты работы были доложены на 9ой
международной конференции «Авиация и космонавтика – 2010» (Москва, МАИ
16 ноября 2010 г.), научном семинаре «Сварка в твердой фазе» (Москва, ВИАМ
1 сентября 2011 г.), четвертой всероссийской конференции молодых ученых и
специалистов «Будущее машиностроения России» (Москва, МГТУ им. Н.Э.
Баумана 28 сентября – 1 октября 2011 г.) и VIII Российской ежегодной
конференции молодых научных сотрудников и аспирантов «Физико-химия и
4
технология неорганических материалов» (Москва, ИМЕТ РАН 15-18 ноября
2011 г.).
Публикации. По результатам выполненных разработок и исследований
опубликованы 4 статьи в рекомендуемых ВАК журналах, тезисы 3-х докладов
на конференциях и поданы заявки на получение 4-х патентов РФ.
Объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, общих выводов
и списка использованной литературы из 68 наименований. Общий объем
диссертации составляет 122 страницы.
Содержание работы
Во введении обосновывается актуальность выбранной темы и дана общая
характеристика работы.
Первая глава посвящена анализу технологических проблем создания
интегральных сварных конструкций авиационной техники из высокопрочных
алюминиевых сплавов.
Применение интегральных сварных конструкций в изделиях авиационной
техники имеет свою специфику, которая связана в первую очередь с тем, что в
авиастроении в основном применяются высокопрочные алюминиевые сплавы,
чувствительные к термодеформационному циклу дуговой сварки. Многие
сплавы являются несвариваемыми плавлением. При попытке их соединения в
шве образуются поры, кристаллические трещины и оксидные плены. В то же
время
большинство
конструкций
является
крупногабаритными
и
длинномерными, что затрудняет их сборку без зазора, а также накладывает
жесткие ограничения на величину остаточных деформаций. При выходе
конструкций на теоретический контур также необходимо обеспечить гладкость
поверхности соединения. Изучением этих проблем занимались такие ученые
как Б.Е. Патон, Н.Н. Прохоров, М.М. Штрикман и другие, однако получить
бездефектное соединение высокопрочных алюминиевых сплавов удается
только применением твердофазных методов.
При фрикционной сварке вращающимся стержнем (ФСС) соединение
образуется за счет пластической деформации кромок соединяемых заготовок
вращающимся инструментом. При этом материал соединяемых заготовок не
5
нагревается выше температуры солидуса, что обеспечивает возможность
соединения несвариваемых плавлением материалов. Кроме того, поводки
конструкции при ФСС значительно ниже, чем при дуговой сварке, что связано
с более низким тепловложением.
Однако процесс ФСС также имеет свои недостатки. Формирование корня
шва чувствительно к параметрам технологии (зазор в стыке, отклонение от оси
стыка и глубина погружения инструмента), которые особенно трудно
поддерживать при соединении длинномерных конструкций. Превышение
допустимого зазора (0.5…1 мм) между заготовками может приводить к
образованию в шве протяженных несплошностей, в то время как сборка
длинномерных и крупногабаритных заготовок без зазора является технически
сложной и дорогостоящей. Кроме того, дефицит металла приводит к
образованию утонения на верхней поверхности шва, что ослабляет соединение
и недопустимо при выходе поверхности на теоретический контур.
Изучением технологических особенностей процесса ФСС занимались
такие ученые как В. Томас, К. Коллиган, Гуан Цяо, Е. Матаоши и др., однако
они не рассматривали комбинированные процессы, и до настоящего времени
проблема получения технологичных надежных соединений при ФСС
длинномерных конструкций не решена.
Вторая глава посвящена описанию технологической схемы процесса
комбинированной фрикционной сварки (КФС), исследованию возможных
типовых дефектов, причин их появления и
предотвращения.
установлению путей их
Для комплексного решения описанных в первой главе проблем, нами был
разработан новый способ КФС, основная идея которого заключается в
разделении технологии на два этапа: первый из которых состоит в
формировании качественного корневого шва, а второй – в получении
полномерного соединения. Для получения качественного полномерного
соединения, особенно важно отсутствие дефектов в корневой зоне шва.
Проблема получения качественного корневого шва была решена путем
применения нового, разработанного в НИАТе способа фрикционной дисковой
сварки (ФСД).
6
При ФСД (рис. 1) вращающийся дисковый инструмент 3 погружают в
заготовки 1 и 1`, собранные и закрепленные на опорной плите 2, и перемещают
вдоль линии стыка. При трении диска о материал заготовок, последний
разогревается, пластифицируется и переносится в зону позади инструмента,
формируя по всей длине соединяемых заготовок качественно сформированный
корневой шов 4 и размерный паз шириной s, равной толщине дискового
инструмента.
На втором этапе в паз закладывают присадку и по ней выполняют второй
проход способом ФСС. В итоге получается качественное соединение,
выполненное способом КФС, который позволяет снизить требования к зазору в
стыке, улучшить качество корня шва и исключить его утонение. Также
снижается уровень остаточных напряжений и требования к оснастке, т.к. при
выполнении второго прохода корневой шов играет роль прихватки, повышая
жесткость конструкции. Кроме того появляется возможность легирования
металла шва за счет подбора оптимального химического состава присадочного
материала.
Рис. 1. Схема процесса ФСД: 1 и 1` – свариваемые заготовки; 2 – опорная плита; 3 дисковый инструмент; 4 – сварной шов;
- скорость вращения инструмента; V - скорость
перемещения инструмента; s – ширина паза; h – глубина погружения инструмента; k –
высота корневого шва.
Металлографические исследования позволили установить, что ядро шва
при ФСД имеет мелкозернистую равноосную структуру, а в зоне
термомеханического влияния (ЗТМВ) зерна постепенно переходят к
волокнистой структуре основного металла (рис. 2).
7
Рис. 2. Микро и макроструктура соединения пластин сплава Д16 после выполнения первого
прохода методом ФСД: ядро шва (А), основной металл (Б).
В ходе экспериментальных исследований были установлены и описаны
возможные типовые дефекты при КФС и причины их появления. Показано, что
для получения бездефектного соединения необходимо обеспечить:
надежную фиксацию заготовок вблизи зоны воздействия инструмента при
ФСД для исключения образования утяжин в нижней части шва;
достаточные тепловложение и глубину погружения при ФСД для
исключения дефекта в виде слипания кромок;
исключение поперечного биения дискового инструмента при ФСД во
избежание отклонения кромок паза от параллельности и разрушения
инструмента;
правильный подбор размеров присадки для исключения формирования
протяженных несплошностей при ФСС.
Разработана схема проведения работ по изучению процесса КФС (рис. 3).
Третья глава посвящена экспериментальному исследованию влияния
различных технологических параметров процесса ФСД на высоту корня шва,
температуру в зоне обработки, размер ЗТМВ и дефектность соединения.
8
Рис. 3. Схема проведения работ по изучению процесса КФС.
Исследовали процесс при различном направлении вращения дискового
инструмента: «вперед» и «назад». При вращении инструмента «назад» (рис. 4а)
пластифицированный металл обжимается и переносится в зону позади
инструмента, где формируется соединение. При этом часть шва высотой k2
находится выше нижней точки инструмента и формируется за счет переноса
металла дисковым инструментом и пластического течения материала,
выдавливаемого из зоны трения. При вращении инструмента «вперед» (рис. 4б)
образуется тонкая прослойка пластифицированного металла, препятствующая
нагреву холодного основного металла и выносящаяся в грат впереди
инструмента, при этом ЗТМВ отсутствует.
Установлено, что при увеличении глубины погружения
значительно
увеличивается размер ЗТМВ. При этом тепло, выделяемое на стенках паза,
является паразитным и для его снижения предложена специальная конструкция
дискового инструмента с кольцевой выемкой на боковых поверхностях.
9
Рис. 4. Макрошлиф продольного сечения ФСД соединения при: а) вращении «назад»; б)
вращении «вперед». k – высота шва; k1 – высота нижней части шва; k2 – высота верхней
части шва. Стрелками показаны направление вращения и перемещения инструмента.
Показано, что увеличение диаметра дискового инструмента ведет к
увеличению тепловложения при ФСД, а также влияет на формирование шва за
счет изменения направления выноса металла из зоны сварки. Кроме того, при
увеличении диаметра инструмента увеличивается вертикальная составляющая
действующей силы, что приводит к более интенсивному обжатию материала.
Расчет распространения теплоты при ФСД проводили по теории
Н.Н. Рыкалина. Воздействие дискового инструмента при этом описывалось
тремя линейными источниками теплоты q1, q2, q3 (рис. 5). В соответствии с
методом
отраженных
источников
теплоотвод
в
оснастку
учитывается
введением трех фиктивных источников q1`, q2`, q3`. Линейные источники
описывали набором точечных источников. В соответствии с принципом
суперпозиции, было получено выражение, описывающее квазистационарное
тепловое поле от действия действительных и отраженных источников:
Где T0– начальная температура свариваемых заготовок, °С; Q – мощность источника
теплоты, Вт; λ – коэффициент теплопроводности материала заготовок, Вт/(см·°С);
v – скорость сварки, см/с; a – коэффициент температуропроводности, см2/с; x - абсцисса
исследуемой точки в подвижной системе координат, см; n – количество линейных
источников теплоты (включая отраженные); m – количество точечных источников теплоты,
заменяющих линейные источники; Ai – коэффициенты распределения мощности между
линейными источниками; Bi – коэффициенты распределения мощности между точечными
источниками; Rij – расстояние от исследуемой точки до каждого из точечных источников
(включая фиктивные), см.
10
Рис. 5. Расчетная схема для определения тепловых полей: q1, q2, q3 – реальные источники
теплоты; q1`, q2`, q3` - фиктивные отраженные источники теплоты.
Полученная формула позволяет определять распределение температур
при ФСД. Для проверки предложенной расчетной схемы были поставлены
эксперименты с замером температур в зоне трения с помощью термопар. На
основании измерений были построены графики зависимости максимальной
температуры от скоростей вращения и перемещения (рис. 6) инструмента при
ФСД. На графиках отмечена температура 470 °С, при нагреве выше которой
алюминиевый сплав достигает степени пластифицирования, достаточной для
его пластического течения.
Рис. 6. Зависимость температуры в корне шва от скорости перемещения инструмента для
различных скоростей вращения при ФСД.
11
Из графиков видно, что температура в зоне трения увеличивается при
увеличении скорости вращения, что объясняется увеличением линейной
скорости трения периферии диска о заготовки и, следовательно, увеличением
генерируемой теплоты. Увеличение скорости перемещения инструмента
приводит к уменьшению температуры нагрева в зоне трения, что связано с
уменьшением времени действия теплового источника и, следовательно,
уменьшением тепловложения. На макрошлифах соединений, выполненных на
режимах, не обеспечивающих нагрев корня шва до температур выше 470 °С,
были обнаружены дефекты в виде слипания кромок.
На основании результатов исследования швов, выполненных при
различных параметрах режима ФСД, была построена диаграмма (рис. 7), поле
которой разделено на две области: режимы, обеспечивающие получение
дефектного или бездефектного соединения. Диаграмма может использоваться
для выбора сочетания скоростей вращения и перемещения инструмента,
обеспечивающих получение качественного соединения. Из диаграммы видно,
что увеличение скорости перемещения (уменьшение тепловложения) потребует
увеличения скорости вращения инструмента (увеличения мощности теплового
источника).
Рис. 7. Влияние параметров процесса ФСД на дефектность соединения.
Четвертая глава посвящена исследованию влияния параметров процесса
ФСС (при втором проходе) на формирование и свойства соединения, а также
определению оптимальных параметров режима.
12
В последнее время для расчета тепловых процессов при сварке
применяется метод конечных элементов, поскольку он позволяет учитывать
реальную
геометрию
заготовок.
При
этом
численно
решается
дифференциальное уравнение теплопроводности в общем виде. При расчете
были приняты следующие предположения и допущения: источник теплоты –
плоский распределенный; модель процесса - симметричная; теплоотвод в
оснастку учитывается введением фиктивного переходного слоя; материал изотропен, свойства зависят от температуры; теплоотвод в инструмент
учитывается при расчете полной мощности.
Расчеты проводили с использованием программного комплекса
«СВАРКА», разработанного в МГТУ им. Баумана и предназначенного в
основном для моделирования процессов при сварке плавлением. Для
применения комплекса к расчету тепловых процессов при ФСС в него были
введены: геометрическая модель заготовок, параметры процесса, граничные
условия и распределение мощности теплового источника при ФСС (см. рис. 1).
Геометрическая модель состояла из элементов призматической формы.
Сетка разбиения была выбрана так, чтобы наименьший ее шаг приходился на
зону формирования соединения, а наибольший на опорную плиту, что
позволило минимизировать время расчета. Для учета теплоотвода в воздух, на
модель были наложены граничные условия третьего рода, а для учета стока
теплоты в оснастку, был введен фиктивный переходный слой.
Для теоретического описания
теплоты,
были
рассмотрены
модели распределенного источника
процессы
трения
и
тепловыделения
на
элементарной площадке инструмента и путем интегрирования по радиусу и
углу
выведена
формула,
описывающая
распределение
мощности
тепловыделения по радиусу инструмента при ФСС:
где N и dN – полная и элементарная мощности тепловыделения, Вт; P – удельное
давление, Па; ω – скорость вращения инструмента, 1/c; f – коэффициент трения; R – радиус
опорного бурта, м; r – расстояние от оси вращения инструмента до рассматриваемой
точки, м, dS - площадь элементарной площадки, м2.
13
На основании изложенных данных была построена трехмерная конечноэлементная модель, позволяющая определять температуру в любой точке
соединяемых заготовок (рис. 8). Для верификации модели был поставлен
эксперимент с замером температур образцов с помощью термопар. Сравнение
результатов расчета с экспериментальными данными показало адекватность
построенной модели (начиная с момента достижения в точке максимальной
температуры расхождение составляет менее 7%).
Рис. 8. Расчетные тепловые поля в пластине при ФСС (показана половина модели)
Построенная модель позволяет связать параметры процесса с
температурой в зоне перемешивания. Температура в точке соединения
присадки с заготовками должна достигать 0,6 от температуры плавления
сплава. Это позволит обеспечить достаточную степень пластифицирования
материала соединяемых заготовок. Поэтому необходимо подбирать такие
параметры режима процесса ФСС при которых температура в зоне стыка
присадки с заготовками составляет порядка 470°С ... 480°С. Была проведена
серия расчетов, которая позволила определить параметры процесса,
обеспечивающие нагрев заготовок до температуры выше заданной.
Для экспериментальной оценки прочности КФС соединений проводились
статические испытания образцов на разрыв (рис. 9), которые показали, что
прочность КФС соединения превышает прочность клепанного и составляет 0,8
от прочности основного металла.
14
Рис. 9. Схема вырезки сварных образцов (а) и фотографии испытанных образов: б) основной
металл; в) КФС соединение.
После определения режимов КФС применительно к технологическим
образцам, построенная конечно-элементная модель была перенесена на
реальную конструкцию трехслойных панелей, которые используются для
изготовления пола грузового самолета.
Был проведен расчет тепловых полей и остаточных напряжений и
деформаций в панелях (рис. 10). Путем проведения серии расчетов были
определены параметры режима, обеспечивающие получение требуемых
минимальных деформаций конструкции.
Рис. 10. Поля интенсивности остаточных напряжений после ФСС панелей пола грузового
самолета (деформации увеличены в 1000 раз).
Пятая глава посвящена перспективам применения КФС при создании
интегральных конструкций перспективных самолетов. Разработаны и описаны
родственные технологии расширяющие технологические возможности способа
15
КФС: комбинированная
соединений.
фрикционно-дуговая
сварка
и
КФС
тавровых
На основании проведенных исследований разработаны требования к
конструкции деталей и узлов авиационной техники, подлежащих КФС, и
отраслевые технологические рекомендации по выбору способов сварки
трением конструкций из алюминиевых сплавов: ТР 1.4.3080-2011.
Проведен анализ неразъемных соединений конструкций перспективных
изделий авиационной техники, находящихся в стадии технологической
подготовки производства в ОКБ Сухого и Корпорации ИРКУТ. Показано, что
КФС может применяться, при изготовлении панелей центроплана, топливных
баков, панелей пола самолета, баллонов различного назначения и других
конструкций, а также для создания укрупненных размерных заготовок для
последующей механообработки.
Например, панели пола самолета МС-21-200 в отсеке Ф3 (рис. 11)
состоящие из листовых панелей сплава 1163 толщиной до 10 мм соединяются
внахлестку с двутавровой балкой. Замена заклепочного соединения внахлестку
на стыковое сварное позволит снизить массу за счет снятия нахлестки и
заклепок, а также повысить прочность конструкции. Применение процесса
КФС обусловлено значительной длиной панелей (3700 мм), что затрудняет их
сборку под сварку без зазора. Применительно к панелям был разработан
директивный технологический процесс их соединения способом КФС.
Рис. 11. Панель пола самолета: а) внешний вид; б) заклепочное соединение внахлестку; в)
стыковое КФС соединение.
16
Основные результаты
1. Разработано новое концептуальное решение задачи получения
неразъемных соединений крупногабаритных авиационных конструкций
из высокопрочных алюминиевых сплавов без пор и кристаллизационных
трещин - комбинированная фрикционная сварка (КФС).
2. Решена проблема получения бездефектного корневого шва путем
применения нового способа - фрикционной сварки вращающимся диском
(ФСД). Впервые изучен механизм получения соединения при ФСД и
исследовано влияние технологических параметров на тепловые поля и
формирование шва при ФСД.
3. Разработана методика, позволяющая на основании конечно-элементного
моделирования
производить
подбор
параметров
процесса
ФСС
применительно к конкретным конструкциям изделий авиационной
техники. Произведен
источника при ФСС.
расчет
распределения
мощности
теплового
4. Установлено, что КФС позволяет получать бездефектные соединения в
условиях значительного колебания величины зазора в стыке, улучшает
формирование корня соединения и исключает утонение шва.
Исследованы типовые дефекты при КФС и причины их появления, даны
рекомендации по их предотвращению.
5. Разработаны отраслевые технологические рекомендации по выбору
способов и режимов сварки трением алюминиевых сплавов ТР 1.4.30802011. Разработаны директивный технологический процесс и предложения
по применению процесса КФС в производстве интегральных
конструкций авиационной техники на примере типовых узлов
перспективных самолетов.
17
Список работ, опубликованных по теме диссертации:
1. Моделирование тепловых процессов при фрикционной сварке /
Э.Л. Макаров, С.А. Королев, М.М. Штрикман, Н.М. Кащук // Сварка и
диагностика. 2010. №3. С. 21-25.
2. Кащук Н.М. Определение остаточных напряжений и деформаций при
фрикционной сварке // Тезисы докладов 9-ой Международной
конференции «Авиация и космонавтика – 2010». 2010. С. 76-77.
3. Фрикционная сварка тавровых соединений листовых конструкций из
алюминиевых сплавов / М.М. Штрикман, А.В. Пинский, Н.М. Кащук //
Сварочное производство. 2010. №12. С. 3-7.
4. Штрикман М.М., Кащук Н.М. Определение тепловых напряжений и
деформаций
при
фрикционной
сварке
трехслойных
панелей
из
алюминиевых сплавов // Электронный журнал «Труды МАИ». Выпуск
№43. 2011.
5. Кащук Н.М. Исследование влияния величины зазора между заготовками
на качество соединения при фрикционной сварке // Сборник трудов IV
всероссийской конференции молодых ученых и специалистов «Будущее
машиностроения России». 2011. С. 109-110.
6. Кащук Н.М. Исследование влияния материала опорной плиты на
тепловые поля при фрикционной сварке и обработке высокопрочных
алюминиевых сплавов // сборник материалов VIII Российской ежегодной
конференции молодых научных сотрудников и аспирантов «Физикохимия и технология неорганических материалов». 2011. С. 653-654.
7. Штрикман М.М., Кащук Н.М. Комбинированная фрикционная сварка //
Сварочное производство. 2011. №12. С. 25-28.
18
Документ
Категория
Технические науки
Просмотров
140
Размер файла
592 Кб
Теги
кандидатская
1/--страниц
Пожаловаться на содержимое документа