CC BY
24ОСТАТОЧНОЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ ПРИ ГИБРИДНОЙ ПЛАЗМЕННО-ДУГОВОЙ СВАРКЕ ТОНКОСТЕННЫХ ПАНЕЛЕЙ ИЗ СПЛАВА 1561 В ЖЕСТКОЙ
ОСНАСТКЕ
Коржик В.Н.
доктор технических наук, - директор по науке Гуандунского Института сварки (Китайско-украинского института сварки им. Е.О.Патона), Гуанчжоу, Китай,
- руководитель отдела Института электросварки им. Е.О.Патона Национальной академии наук Украины, г. Киев, Украина
Квасницкий В.В.
доктор технических наук, - старший научный сотрудник Гуандунского Института сварки (Китайско-украинского института сварки им. Е.О.Патона), Гуанчжоу, Китай, - заведующий кафедрой НТУУ «Киевский политехнический институт
им. И. Сикорского», Киев, Украина Пащин Н.А.
к.т.н., старший научный сотрудник Института электросварки им. Е.О.Патона Национальной академии наук Украины, Киев, Украина
Перипечай А.А.
к.т.н., старший научный сотрудник НТУУ «Киевский политехнический институт
им. И. Сикорского», Киев, Украина ПрохоренкоД.В. к.т.н., старший научный сотрудник НТУУ «Киевский политехнический институт им. И. Сикорского», Киев, Украина
Гринюк А.А.
- научный сотрудник Института электросварки им. Е.О.Патона,Национальной академии наук Украины, Киев, Украина
- научный сотрудник НТУУ «Киевский политехнический институт им. И. Сикорского», Киев, Украина
Бабич А.А.
- научный сотрудник Гуандунского Института сварки (Китайско-украинского института сварки им. Е.О.Патона), Гуанчжоу, Китай,
- научный сотрудник Института электросварки им. Е.О. Патона Национальной академии наук Украины, Киев, Украина
Хаскин Д.В.
бакалавр НТУУ «Киевский политехнический институт им. И. Сикорского», Киев, Украина
RESIDUAL STRESS-STRAIN STATE DURING HYBRID PLASMA-ARC WELDING OF THIN-WALLED PANELS OF ALLOY 1561 IN RIGID TOOLING
Korzhyk V.N.
Doctor of Technical Sciences, Science Director of the Guangdong Institute of Welding (China-Ukraine E. O. Paton Institute of Welding), Guangzhou, China, Head of Department of the Paton Welding Institute of the National Academy of Science of Ukraine, Kiev, Ukraine
Kvasnytskyi V. V.
Doctor of Technical Sciences, Senior Research of the Guangdong Institute of Welding (China-Ukraine E. O. Paton Institute of Welding), Guangzhou, China, Head of the department of the NTUU "I. Sykorski Kyiv Polytechnic Institute", Kiev, Ukraine
Pastchyn N.A.
Ph.D., Senior Research of the Paton Welding Institute of the National Academy ofScience ofUkraine, Kiev, Ukraine
Perepechai A.A.
Ph.D., Senior Research of the NTUU "I. Sykorski Kyiv Polytechnic Institute", Kiev, Ukraine
Prokhorenko D.V.
Ph.D., Senior Research of the NTUU "I. Sykorski Kyiv Polytechnic Institute", Kiev, Ukraine
Grynyuk A.A.
Research associate of the Paton Welding Institute of the National Academy of Science of Ukraine, Kiev, Ukraine Research associate of the NTUU "I. Sykorski Kyiv Polytechnic Institute", Kiev, Ukraine
Babych O.A.
Research associate of the Guangdong Institute of Welding (China-Ukraine E. O. Paton Institute of Welding), Guangzhou, China, Research associate of the E.O. Paton Electric Welding Institute of the National Academy of the Science of
Ukraine, Kiev, Ukraine Khaskin D. V.
Bachelor of the NTUU "I. Sykorski Kyiv Polytechnic Institute", Kiev, Ukraine
SCIENCES OF EUROPE # 15 (15), 2017 | TECHNICAL SCIENCES_83
АННОТАЦИЯ
В работе проанализировано напряженно-деформированное состояние тонкой (5 мм) пластины из алюминиевого сплава 1561, сваренной гибридным плазменно-дуговым способом с обеспечением качественного формирования шва при ее жестком закреплении. Установлено, что применение жесткой фиксирующей оснастки в процессе сварки способствует минимизации остаточных напряжений и перемещений из плоскости. При этом после раскрепления из оснастки продольное и поперечное укорочения не превышают 0,5 мм, а выгиб сварного соединения выпуклостью вверх менее 0,4 мм. Продольные напряжения на оси шва достигают ~180 МПа, что составляет ~0,86 от со.г значительно превышая поперечные (до ~30 МПа).
ABSTRACT
The stress-strain state of a thin (5 mm) plate made of an aluminum alloy 1561, welded by a hybrid plasma-arc method with the provision of qualitative formation of a seam with its rigid fixation, is analyzed. It is established that the use of rigid fixing equipment in the welding process helps to minimize residual stresses and displacements from the plane. In this case, after the fastening from the tooling, the longitudinal and transverse shortening does not exceed 0.5 mm, and the welded joint is bent upwards with a convexity less than 0.4 mm. The longitudinal stresses on the seam axis reach ~ 180 MPa, which is ~ 0.86 of c0.2, considerably exceeding the transverse stresses (up to ~ 30 MPa).
Ключевые слова: алюминиевый сплав, гибридная плазменно-дуговая сварка, режимы, расчет напряженно-деформированного состояния, закрепление образца, спекл-интерферометрия.
Keywords: aluminum alloy, hybrid plasma-arc welding, modes, stress-strain state calculation, sample fixation, speckle-interferometry.
Конструкции из сплавов на основе алюминия достаточно широко применяются в современной промышленности. В частности, интерес представляет применение тонколистовых сварных конструкций из алюминиевых сплавов толщиной 4-8 мм в авиакосмической технике, судостроении, автомобилестроении, железнодорожном транспорте и проч. [1]. При изготовлении таких конструкций применяют различные сварочные технологии, обеспечивающие качественное формирование неразъемных соединений, например, импульсно-ду-говую сварку плавящимся электродом на обратной полярности (далее - дуговую сварку). Однако, в ряде случаев (например, для повышения ресурса работы и надежности сварных конструкций), целесообразно применять более прогрессивные технологии. К ним, в том числе, относится гибридная плазменно-дуговая сварка плавящимся электродом с осевой подачей электродной проволоки через трубчатый электрод плазмотрона (далее - гибридная плазменно-дуговая сварка) [2].
В работах [3, 4] были изучены вопросы, касающиеся склонности к возникновению характерных для этого метода сварки дефектов, выбора оптимальных режимов сварки исходя из качественного формирования шва. Для изучения причин, вызывающих перемещения в сварных конструкциях необходимо проанализировать напряженно-деформированное состояние (НДС), возникающее в конструкциях, сваренных на рекомендованных в работе [4] режимах с использованием закрепления пластин в жесткой оснастке. Такое закрепление противодействует перемещениям пластин в процессе сварки и способствует возникновению сварочных перемещений, проявляющихся по окончании сварки и снятии закрепления. При использовании жесткого закрепления в процессе сварки и последующего раскрепления конструкции остаточные перемещения все же образуются, однако достигают значительно меньших величин, чем при сварке без жесткого закрепления.
Целью работы послужил анализ НДС тонкой (5 мм) пластины из алюминиевого сплава 1561, сваренной гибридным плазменно-дуговым способом с обеспечением качественного формирования шва при ее жестком закреплении, разработка сварочной струбцины, обеспечивающей минимизацию НДС стыковых сварных соединений. Для достижения данной цели в работе решались следующие задачи исследования:
• решение методом конечных элементов (МКЭ) связанной температурной упругопластиче-ской задачи об остаточном НДС при PAW-MIG-нагреве стыкового симметричного соединения движущимся сварочным источником тепла по модели J. Goldak [5];
• получение расчетных данных относительно характера распределения параметров остаточного НДС в симметричном стыковом сварном соединении из алюминиевого сплава 1561;
• анализ эффективности гибридного плаз-менно-дугового способа сварки с точки зрения обеспечения качественного формирования шва при жестком закреплении свариваемых пластин;
• разработка сварочной струбцины, обеспечивающей жесткое закрепление пластин в процессе сварки.
В последние годы получили распространение вычислительные комплексы ABAQUS, ANSYS, SYSWELD, «SIMUFACT WELDING» и другие, позволяющие моделировать различные процессы, в том числе и образование НДС при сварке. Для выполнения анализа НДС, возникающего после гибридной плазменно-дуговой сварки тонкой (5 мм) пластины из алюминиевого сплава 1561, нами был выбран программный комплекс «Simufact welding». Это программное обеспечение позволяет выполнять компьютерное моделирование сварочных процессов при различных конфигурациях параметров и условий сварки.
Для моделирования сварочного источника применялась модель J. Goldak [5]. Геометрическая
модель стыкового сварного соединения создана на основе размеров, снятых с макрошлифа (рис.1).
Для расчета в программном комплексе «Simufact welding» создана конечно-элементная
модель (рис.2) стыкового сварного соединения из двух пластин алюминиевого сплава 1561 размерами 400^200x5 мм, заваренных стыковым швом.
Рис.1. Сварочная ванна (а), макрошлиф поперечного сечения сварного соединения (б) и конечно-элементная модель (в) соединения пластин из алюминиевого сплава 1561 размерами 400*200*5 мм.
а)
б)
Рис.2. 3D конечно-элементная модель стыкового соединения (а) и этого же соединения с подкладкой и
оснасткой (б).
Для расчета параметров остаточного НДС из стандартной базы расчетного программного комплекса выбрана присадочная проволока, которая по химическому составу и механическим свойствам является аналогом сплава 1561. Подложка позволяет качественно сформировать обратную сторону сварного соединения, а две прижимные пластины оснастки обеспечивают жесткую фиксацию свариваемых пластин.
Таблица 1
Параметры режима гибридной плазменно-дуговой сварки пластин сплава 1561 (6=5 мм) с проволо-
Параметры режима сварки, влияющие на величину погонной энергии приведены в табл. 1. Коэффициент полезного действия (КПД) процессов плазменной и дуговой сварки взяты из работы [6]. Моделирование процесса сварки выполнено с учетом геометрических параметров сварочной ванны (табл. 2) и пространственного положения теплового источника.
Плазма Дуга плавящегося электрода (MIG) Скорость сварки, мм/мин
Сварочный ток сжатой дуги, А Напряжение сжатой дуги, В КПД сжатой дуги Сварочный ток дуги плавящегося электрода, А Напряжение на дуге плавящегося электрода, В КПД дуги плавящегося электрода
100 24,6 0,6 165 17,9 0,85 600
Погонная энергия 148 Дж/мм Погонная энергия 251 Дж/мм
Полная погонная энергия ~400 Дж/мм
Таблица 2
Геометрические параметры сварочных ванн для гибридной плазменно-дуговой сварки.
Длина, мм
Ширина,
мм
Глубина, мм
Плазма
10
8
5
Дуга плавящегося электрода (MIG)
12
12
3,5
в
В результате решения термо-упруго-пластиче-ской задачи получили температурные поля для рассматриваемого симметричного стыкового сварного соединения из алюминиевого сплава 1561 размерами 400x400x5 мм (рис.3,б).
Анализ распределения температурных полей при наличии фиксирующей теплоотводящей оснастки показал, что на расстоянии —50 мм от оси
сварного шва температура составляет около 100°С. В выбранных условиях закрепления оснастка отбирает на себя тепло, чем уменьшает область с возможностью развития пластических деформаций. Дальнейшее уменьшение расстояния между фиксирующими пластинами затруднено в связи с размерами сварочной головки [7].
J
^¡ШВ
a) 6)1
Рис.3. Схема (а) модели распределенного объемного источника нагрева, имеющего форму двойного эллипсоида [5], и результат (б) моделирования температурных полей плазменно-дуговой сварки сплава 1561 (3=5 мм) в программном комплексе «Simufact welding».
Действие фиксирующей оснастки в конечно-элементной модели реализовано жестким закреплением свариваемых пластин в плоскости. При этом до раскрепления образца из жесткой оснастки уровень продольных напряжений в свободной от закрепления зоне (в области сварного шва) достаточно высок (~330 МПа), а в зоне действия оснастки напряжения практически нулевые (~10 МПа). Раскрепление сварного соединения приводит к перераспределению напряжений и характеризуется снижением их уровня в области сварного шва до ~180 МПа и образованием сжимающих напряжений за пределами зоны пластических деформаций порядка -50 МПа с последующим переходом в область растяжения ~5 МПа на правом торце параллельно сварному шву (рис.4).
Жесткая фиксирующая оснастка в процессе охлаждения после сварки приводит к образованию значительных (близких к пределу прочности сплава 377 МПа) продольных напряжений на оси шва. Это связано с наличием фиксирующей оснастки, которая предотвращает перемещение закрепленных частей пластин, вследствие чего возможны перемещения только свободной от закреплений области, что в сравнении, со сваркой в свободном состоянии способствует увеличению ширины пластической зоны. Раскрепление сварного соединения после сварки позволяет снизить до ~40% уровень напряжений на оси шва.
о. С
-100
Ширина пластины, мм
Рис.4. Распределение продольных нормальных напряжений в среднем сечении пластины после раскрепления из оснастки (здесь и далее лицевая - «face PAW-MIG» и обратная - «back PAW-MIG » стороны сварного соединения).
Поля поперечных нормальных напряжений при действии фиксирующей оснастки имеют минимальные значения ~30 МПа на поверхностях контакта с оснасткой. В пределах свободной от закрепления области напряжения значительно больше -до ~330 МПа, а на оси шва несколько ниже - до ~260 МПа. Это можно объяснить развитием поперечных пластических деформациями растяжения, возникших в процессе охлаждения из-за невозможности свободного поперечного укорочения. Раскрепление сварного соединения приводит к значительному (до ~93%) снижению уровня поперечных напряжений (с 260 МПа до ~20 МПа) на оси шва.
Исследование распределения поперечных нормальных напряжений в среднем поперечном и продольном сечениях для лицевой и обратной поверхностей сварного соединения показали, что на свободных поверхностях (торцевые поверхности вдоль сварного шва) поперечные напряжения равны нулю (рис.5,а), что согласуется с теорией напряжений и деформаций [8, 9]. Средняя величина напряжений на лицевой поверхности не превышает 15 МПа, а на обратной - менее 30 МПа. При этом на обеих поверхностях в местах закрепления свариваемых пластин можно наблюдать скачки напряжений - до примерно -7,6 МПа на лицевой стороне и 11...33 МПа на обратной стороне соединения. На
оси сварного шва наблюдается скачок до 26 МПа на лицевой стороне и провал до примерно -1,1 МПа на обратной (рис.5,а). Такие изменения можно объяснить влиянием фиксирующей оснастки на свободу перемещений свариваемых кромок в поперечном направлении. В средней части соединения величина поперечных напряжений равна примерно 17.19 МПа на лицевой поверхности и 35.38 МПа на обратной (рис.5,б). Начало сварного шва характеризуются сжатием до -245 МПа, а окончание сварного шва - до -200 МПа на лицевой и обратной поверхностях сварного соединения.
Для лицевой и обратной поверхностей сварного соединения характер изменения эквивалентных пластических деформаций в среднем поперечном сечении практически одинаковый за исключением точек, лежащих на оси сварного шва (рис.6). На лицевой поверхности, в точках на оси сварного шва по всей длине сварного соединения, за исключением приконцевых областей, наблюдаются пиковые значения деформации ~0,1, в то время как на обратной стороне в этих же точках величина деформации снижается до 0. В среднем по ширине пластической зоны величина эквивалентных пластических деформаций не превышает ~0,02, а их распределение можно считать практически равномерным за исключением точек на оси сварного шва.
а)
го С
к S X
<и £
к о. с го i 01 Ъ i т <и
.
<и с о с
50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 0
-5-2 -10 -15
i paw-mk , PAW-MI
idee - — back
G
t /
ih,' 1
'л ft " i и ■ <
h i ii ■ ч
tr » s
у У ^ \1 Л: IA ___4
ПП 1 СП 1 in с П 1 1П 1С :n 1С
00 -1 50 -1 00 -5 00 00 5 5 0 10 J0 1- >0 2L
Ширина пластины, мм
б)
100
Длина пластины, мм
Рис.5.
Распределение поперечных нормальных напряжений в среднем поперечном сечении (а) и по длине шва (б).
Границы зоны, в которой развивались пласти- и справа от оси сварного шва вследствие симмет-ческие деформации, являются одинаковыми слева рии и составляют по 50 мм.
к S J го Ш о. о
-а
<и el
к го
5£
и <и т S I-
и
го ^
С
0,12 0,1 0,08 0,06 0,04 0,02
-2
-0,02
00 -1 50 -1 00 -5
face, PAW-MIG
---back, PAW-MIG
100
150
200
Ширина пластины, мм
0
0
0
Рис. 6.
Распределение эквивалентных пластических деформаций по Мизесу в среднем поперечном сечении.
Действие фиксирующей оснастки во время сварки и охлаждения приводит к минимальному (0,05.0,03 мм) продольному укорочению зафиксированных областей сварного соединения и максимальным продольным укорочениям начала (0,46 мм) и конца (-0,40 мм) сварного шва. После раскрепления из оснастки продольные укорочения увеличиваются: до 0,12 мм в областях, где действовала оснастка, а также до 0,49 мм в начале и -0,54
мм в конце сварного шва. По ширине сварного соединения область максимальных перемещений соответствует базе закрепления свариваемых пластин. Распределение продольных перемещений по длине шва для лицевой и обратной сторон сварного соединения после раскрепления из оснастки показывает, что обе стороны укорачиваются практически симметрично относительно середины шва (рис.7).
0,6 0,4 0,2 0
к s
X
<u
<u Ш <u o. <u с <u
I -0,2
.0
e;
I -0,4 .
с
-0,6
— face, PAW-MIG
- - back, F >AW-MIG / s ✓ - ✓
^ - s
05 0 10 Ю 15 0 20 0 25 Ю 30 )0 35 0 40
* *
г
Длина пластины, мм
Рис. 7. Распределение продольных перемещений по длине шва.
Поля поперечных перемещений при наличии фиксирующей жёсткой оснастки соответствуют практически равномерному (0,39 мм) поперечному укорочению на всей длине свободной от оснастки области сварного соединение. После раскрепления сварного соединения правая и левая части симметрично укоротились на 0,5 мм. Наименьшие по величине поперечные перемещения в среднем поперечном сечении сварного соединения после раскрепления из жёсткой оснастки (-0,14 мм слева и 0,08 мм справа) возникают на торцах, параллельных оси
шва, а увеличение начинается на границе зоны пластических деформаций (рис.8) и достигает максимума для точек, расположенных в зоне термического влияния (-0,38 мм слева и 0,32 мм справа). При этом поперечные укорочения на лицевой и обратной сторонах соединения идентичны. Неравномерность распределения перемещений по ширине соединения связана с неравномерностью распределения температур по ширине сварного соединения, что вызывает выгиб пластин из плоскости в незакрепленной части соединения.
0,4 Ш 0,3
ш
g 0,2
t 0,1 ш
t 0 S -0,1-2
<и
I -0,2
т
<и
. -0,3
щ 0,3 с
с -0,4 -0,5
Л
\
00 -1 50 -1 00 -5 00 5 0 10 Ю 15 Ю 20
ч
\
\ -face, MIG+PAW ---back, MIG+PAW
Ширина пластины, мм
Рис.8. Распределение поперечных перемещений в среднем поперечном сечении.
Перемещения из плоскости свариваемых листов при наличии жёсткой оснастки в границах в области, свободной от закреплений, составляют от 0,13 мм на краях до 0,37 мм на оси шва. В областях контакта свариваемых пластин с оснасткой перемещения минимальны (0,03 мм). После раскрепления
сварного соединения происходит расширение зоны с величинами перемещений 0,09 мм по всей длине соединения, а их значения на оси шва не превышают 0,35 мм.
После раскрепления сварного соединения из оснастки на лицевой стороне величина перемещений из плоскости по длине шва достигает 0,36 мм в средней части и 0,11.0,15 мм в начале и в конце шва, соответственно (рис.9,а). На обратной стороне сварного соединения величина перемещений колеблется приблизительно от -0,06 до -0,09 мм в средней части сварного шва и несколько больше 0,1 мм в начале и в конце сварного шва. Перемещения на лицевой стороне положительные и большие по величине, чем на обратной, где они отрицательны и
не превышают -0,1 мм в средней части шва (рис.9,а). Такое распределение свидетельствует о наличии выгиба продольной оси сварного соединения с образованием «выпучивания» середины соединения и «домиков» на концах из-за поперечной усадки в области сварного шва. Перемещения из плоскости по ширине сварного соединения после раскрепления из оснастки достигают на лицевой стороне 0,34 мм на оси шва и -0,02 мм на обратной стороне (рис.9,б).
а)
и О S£ U
0
е; с м s
к S X
ш
1 ш Ш <и о. ш с
0,4 0,3 0,2 0,1 0 -0,1 -0,2
\ 5
N
10
-face, PAW-MIG
---back, PAW-MIG
0
' ^ /
150 200 250
300 ^ ' \
350
400
Длина пластины, мм
б)
u О S£
u О
e; с to s
к s
X
<u
=r
<u Ш <u
.
<u с
0,4
0,3
0,2
0,1
-2
-0,1
-0,2
0 -1
50 -100
-face, PAW-MIG
---back, PAW-MIG
100 150 200
Ширина пластины, мм
Рис.9. Распределение перемещений из плоскости по длине (а) и ширине (б) сварного соединения.
0
0
На обеих сторонах сварного соединения характер распределения перемещений в области действия оснастки одинаков. В свободной от оснастки зоне сварного соединения происходит вытеснение металла на лицевую свободную сторону из-за поперечной усадки срединных остывающих слоёв. На обратной стороне сварного соединения такие пере-
мещения невозможны из-за наличия препятствующей этому подкладки. Такие распределения перемещений из плоскости в среднем поперечном сечении сварного соединения и вдоль по оси шва свидетельствуют о наличии выгиба не закрепленной в оснастке области сварного соединения выпуклостью вверх.
Для практического достижения выбранных условий жесткого закрепления свариваемых пластин, обеспечивающих описанное НДС, было разработано сборочно-сварочное приспособление (рис.10). При помощи этого приспособления был проведен ряд экспериментов по гибридной плаз-менно-дуговой сварке. Сварку вели на режиме, указанном в табл.1, а размеры образцов соответствовали расчетным (400*200*5 мм). Полученные сварные соединения, показаны на рис.11. Уровень остаточного напряженно-деформированного состояния в этих образцах измеряли методом лазерной спекл-интерферометрии. Метод основан на измерении перемещений при упругой разгрузке объема
металла в исследуемых точках на поверхности образца, вызванной сверлением несквозных отверстий диаметром и глубиной 1,0 мм [10]. Сопоставляя параметры напряженного состояния и остаточного формоизменения на конкретном образце сварного соединения, определяли соответствие уровня рассчитанных и измеренных остаточных напряжений в поперечных и продольных сечениях. В результате было установлено, что погрешность между расчетными (рис.4, 5) и измеренными остаточными напряжениями не превышает 15...20%, что является приемлемым результатом.
Рис.10. Вид модели (а) и внешний вид (б) сборочно-сварочного приспособления для реализации жесткого
закрепления пластин из сплава 1561.
Рис.11.
Образец стыкового соединения листов сплава 1561, полученного гибридной плазменно-дуговой сваркой.
Выводы.
1. Анализ НДС тонкой (5 мм) пластины из алюминиевого сплава 1561, сваренной гибридным плазменно-дуговым способом с обеспечением качественного формирования шва при ее жестком закреплении, показал, что жесткое закрепление влияет на формирование остаточных напряжений и перемещений из плоскости. При этом, после раскрепления из оснастки продольное и поперечное укорочения снижаются до ~0,5 мм, а выгиб
сварного соединения выпуклостью вверх не превышает ~0,4 мм.
2. Раскрепление сварного соединения способствует перераспределению продольных напряжений и характеризуется снижением уровня остаточных напряжений в области сварного шва до ~180 МПа и образованием сжимающих напряжений за пределами зоны пластических деформаций порядка ~ -55 МПа с последующим переходом в область растяжения ~7,2 МПа на правом торце параллельном к сварному шву.
3. Раскрепление сварного соединения также приводит к значительному на ~93% снижению уровня поперечных напряжений (с 260 МПа до ~20 МПа) на оси шва.
4. Сопоставление расчётных и экспериментальных данных, полученных методом спекл-ин-терферометрии, установлено, что погрешность в уровне остаточных продольных и поперечных нормальных напряжений не превышает 15.20%, что является приемлемым результатом.
Поддержка. Работа выполнена при поддержке программы Государственного управления иностранных экспертов MWQ20124400119 «1000 талантов» (КНР), Инновационной исследовательской команды провинции Гуандун (КНР) No.201101C0104901263, Проекта Академии наук провинции Гуандун (КНР) «Capacity - building of innovation - driven developmentfor specialfund projects» 2017GDASCX-0411, Проектов провинции Гуандун (КНР) No.: 2015A050502039 и No.: 2016B050501002.
Литература
1. Зусин В.Я., Серенко В.А. Сварка и наплавка алюминия и его сплавов. - Мариуполь: Изат. дом «Рената», 2004. - 468 с.
2. Основные тенденции развития плазменно-дуговой сварки алюминиевых сплавов / А.А. Гри-нюк, В.Н. Коржик, В.Е. Шевченко и др. // Автоматическая сварка, №11. - 2015. - С. 39-50.
3. Изучение порообразования при гибридной плазменно-дуговой сварке алюминиевых сплавов /
В.М. Коржик, В.Ю. Хаскин, А.А. Гринюк и др. // East European Scientific Journal, №12(16), 2016. - С. 104-110.
4. Особенности формирования швов при гибридной плазменно-дуговой сварки алюминиевых сплавов / В.М. Коржик, В.Ю. Хаскин, А.А. Гринюк и др. // American Scientific Journal, №5, 2016. - С. 3643.
5. Goldak J. A. Computational welding mechanics. - O.: USA, 2005. - 325 p.
6. Dupont J. N., Marder A. R. Thermal Efficiency of Arc Welding Processes // Welding Journal, vol. 74, 1995. - Р. 406s-416s.
7. Гибридные технологии сварки алюминиевых сплавов на основе дуги с плавящимся электродом и сжатой дуги / А.А. Гринюк, В.Н. Коржик, А.А. Бабич, В.И. Ткачук, С.И. Пелешенко // Автоматическая сварка, №5-6. - 2016. - С. 107-113.
8. Прохоренко В.М., Прохоренко О.В. Напру-ження та деформацп у зварних з'еднаннях i кон-струкщях. - К.: НТУУ «КП1», 2009. - 268 с.
9. Напруження та деформацп при зварюванш i паянш: шдручник / Лобанов Л.М., Срмолаев Г. В., Квасницький В.В., Махненко О.В., Сгоров Г.В., Ла-барткава А.В.; за загальною редакщею Л.М. Лобанова: Миколав: НУК, 2016. - 248 с.
10. Методика определения остаточных напряжений в сварных соединениях и элементах конструкций с использованием электронной спекл-ин-терферометрии / Лобанов Л.М., Пивторак В.А., Савицкий В.В., Ткачук Г.И. // Автоматическая сварка, №1, 2006. - C. 25-30.
