CC BY
0
УДК 621.791.052:539.3
001: 10.24412/0321-4664-2024-2-23-32
ВЛИЯНИЕ СПОСОБА СВАРКИ НА ОСТАТОЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ В СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЯХ АЛЮМИНИЕВОГО СПЛАВА 1565Ч
Александр Михайлович Дриц1, канд. техн. наук, Виктор Васильевич Овчинников2, докт. техн. наук, профессор,
Руслан Борисович Резцов2, аспирант
1«Самарский металлургический завод», Москва, Россия, dritsam@gmail.com 2Московский политехнический университет (МосПолитех), Москва, Россия
Аннотация. Представлены результаты экспериментальных исследований влияния способа сварки стыковых соединений листов из сплава 1565ч на уровень и распределение поперечных остаточных напряжений в соединении. Показано, что при сварке плавлением в центральной области шва присутствуют растягивающие напряжения на уровне 65-120 МПа в зависимости от способа сварки. При сварке трением с перемешиванием в зоне шва наблюдаются сжимающие остаточные напряжения 8-15 МПа. Отжиг сварных соединений при 280-300 °С в течение 30 мин позволяет полностью релаксировать остаточные напряжения. Применение электродинамической обработки при времени воздействия 0,7-1,8 мс позволяет снять растягивающие напряжения в сварных соединениях сплава 1565чМ, полученных сваркой плавлением, и создать устойчивую зону сжимающих напряжений в зоне перемешивания соединений, полученных сваркой трением с перемешиванием.
Ключевые слова: алюминиевый сплав; сплав 1565чМ; плазменная сварка; сварка трением с перемешиванием; остаточные напряжения; поперечные напряжения; отжиг; электродинамическая обработка
Effect of Welding Method on Residual Stresses in Welded Joints of Aluminum Alloy 1565h. Cand. of Sci. (Eng.) Alexander M. Drits1, Dr. of Sci. (Eng.), Professor Viktor V. Ovchinnikov2, Postgraduate Student Ruslan B. Reztsov2
1Samara Metallurgical Plant, Moscow, Russia, e-mail: dritsam@gmail.com 2Moscow Polytechnic University (MosPolytech), Moscow, Russia
Abstract. The results of experimental studies of the effect of the method of welding butt joints of alloy 1565ch sheets on the level and distribution of transverse residual stresses in the joint are presented. It is shown that in fusion welding, tensile stresses at the level of 65-120 MPa are present in the central area of the weld, depending on the welding method. In friction stir welding, compressive residual stresses of 8-15 MPa are observed in the seam area. Annealing of welded joints at Al a temperature of 280-300 °C for 30 minutes, it allows for complete relaxation of residual stresses. The use of electrodynamic treatment at an exposure time of 0.7-1.8 ms makes it possible to relieve tensile stresses in welded joints of alloy 1565chM obtained by fusion welding, and to create a stable zone of compressive stresses in the mixing zone of joints obtained by friction stir welding.
Keywords: aluminum alloy; alloy 1565chM; plasma welding; friction stir welding; residual stresses; transverse stresses; annealing; electrodynamic treatment
Введение тором образования и развития деформаций и
Местный нагрев металла при сварке в зна- напряжений в сварном соединении. В свою чительной мере является определяющим фак- очередь, их уровни и зона распространения
могут существенным образом отразиться на точности, технологичности и трудоемкости изготовления сварной конструкции, а также на ее эксплуатационных характеристиках. В наибольшей степени это относится к тонкостенным конструкциям с большим количеством и протяженностью сварных швов, особенно если они изготовлены из легких сплавов [1-4].
Во время изготовления сварных конструкций искажаются проектные формы и размеры изделий, на восстановление которых затрачивается много труда. Проведение различных технологических операций при изготовлении сварной конструкции, например, таких как механическая обработка, приводит к перераспределению напряжений, искажению точных размеров конструкции, в некоторых случаях к разрушениям в местах концентраторов [3].
В условиях эксплуатации остаточные напряжения и пластические деформации металла могут способствовать уменьшению прочности, коррозионной стойкости, жесткости или точности сварной конструкции. Обоснованный выбор способа сварки и грамотное применение методов предотвращения и устранения сварочных напряжений и деформаций позволяет, с одной стороны, экономно изготовлять сварные конструкции, с другой - существенно повышать их качество и надежность [5].
Тонколистовые сварные конструкции из алюминиевых сплавов с высокими показателями прочности и долговечности широко используются в аэрокосмической промышленности, строительстве, транспортном машиностроении и т. п. Накоплен значительный опыт по применению алюминиевых сплавов в тонколистовых сварных конструкциях различного назначения, который показал, что проблема обеспечения их требуемой долговечности при работе в условиях переменного нагружения остается актуальной [6, 7].
Известно, что основными факторами, определяющими сопротивление усталости сварных соединений алюминиевых сплавов, являются концентрация напряжений, обусловленная формой соединения, и остаточные сварочные напряжения (ОСН), вызванные термопластическими деформациями, возникающими в процессе остывания. В стыковых сварных соединениях максимальные напряжения действуют
в зонах сопряжения поверхности шва с основным металлом при поперечном к шву действии нагрузки и зависят преимущественно от параметров геометрии соединения. К числу основных геометрических параметров стыковых швов, определяющих концентрацию напряжений, относятся также ширина и высота выпуклости с лицевой и корневой сторон шва. Для тонколистовых сварных стыковых соединениях алюминиевых сплавов свойственна угловая деформация свариваемых листов (угловое перемещение в зоне сварного соединения, обусловленное поворотом одной свариваемой пластины относительно другой).
С целью снижения уровня остаточных напряжений в сварных соединениях алюминиевых сплавов ведутся постоянные работы по усовершенствованию сварочных материалов, внедрению новых способов сварки, применению различных конструктивных решений узлов конструкций и послесварочных обработок.
Одним из таких способов сварки является сварка трением с перемешиванием, при которой формирование шва происходит в твердой фазе. В зоне перемешивания наблюдается образование равноосной ультрамелкозернистой рекристаллизованной микроструктуры, которая отличается высокими прочностными и пластическими свойствами. Однако до сих пор остается малоизученным распределение остаточных напряжений в сварных соединениях алюминиевых сплавов, полученных указанным методом сварки.
Настоящая работа посвящена экспериментальному исследованию влияния способа сварки на распределение остаточных напряжений в стыковых соединениях листов из алюминиевого сплава 1565чМ толщиной 5 мм, выполненных различными видами сварки.
Материал и методики исследований
В качестве материала для исследований использовали лист из сплава 1565чМ толщиной 5 мм. Механические свойства листов, полученных по технологической схеме: горячая прокатка ^ отжиг 330 °С, 1 ч, представлены в табл. 1.
Для определения механических свойств и остаточных поперечных напряжений в соеди-
Механические свойства листов из сплава 1565чМ толщиной 5 мм (продольное направление вырезки образцов) Таблица 1
Сплав Временное сопротивление ав, МПа Условный предел текучести а0,2, МПа Относительное удлинение 8, % Ударная вязкость KCU, кДж/м2 Угол изгиба а, град.
1565чМ 360 190 17,6 220,4 110
нении сваривали встык пластины размером 150 х 350 мм толщиной 5 мм. Сварку осуществляли тремя способами:
- автоматической сваркой в два прохода: первый проход без присадочной проволоки стационарной дугой, второй проход с присадочной проволокой СвАМг63 со сканированием дуги по круговой траектории;
- автоматической плазменной сваркой с полым анодом с подачей присадочной проволоки СвАМг63;
- односторонней сваркой трением с перемешиванием.
Автоматическую аргонодуговую сварку в два прохода выполняли с У-образной разделкой кромок с корневым притуплением (рис. 1).
Автоматическую двухпроходную сварку пластин выполняли на режиме: первый проход - без присадочной проволоки, ток дуги 95 А, напряжение на дуге 11 В, скорость сварки 15 м/ч, расход аргона 25 л/мин; второй проход - с присадочной проволокой СвАМг63 диаметром 2,5 мм, ток дуги 155-160 А, напряжение на дуге 12-13 В, скорость сварки15 м/ч, расход аргона 25 л/мин, скорость подачи присадочной проволоки 15-18 м/ч. Радиус вращения дуги при втором проходе составлял 1,5-2,0 мм при частоте вращения электрода
Рис. 1. Разделка кромок при двухпроходной автоматической аргонодуговой сварке
65-70 об/мин. Сварку выполняли на специальном стенде при питании дуги от источника питания Kjellberg KH 600 new Arc.
Автоматическую плазменную сварку с полым анодом с присадочной проволокой выполняли без разделки кромок на режиме: ток дежурной дуги 30-150 А, ток основной дуги 65-90 А, скорость сварки 20-22 м/ч, расход плазмообразующего газа (аргон) 18-205 л/мин; защитный газ (гелий) 10-12 л/мин, скорость подачи присадочной проволоки СвАМг63 диаметром 2,0 мм 24-26 м/ч. Питание основной и дежурной дуги осуществляли от двух сварочных выпрямителей ВСВУ-400, включенных параллельно с общим анодом.
Сварку трением с перемешиванием выполняли на специальном экспериментальном стенде для сварки стыковых соединений листовых заготовок за один проход на режиме: частота вращения рабочего инструмента 850 об/мин, скорость сварки 85-100 мм/мин; усилие прижима рабочего инструмента 2800-4300 Н. Для сварки использовали инструмент из стали Р6М5 с заплечиком диаметром 16 мм со стержнем в виде усеченного конуса с диаметром у основания 6 мм и диаметром на рабочем торце 3,5 мм. Длина рабочего стержня 4,8-4,9 мм со спиральной канавкой глубиной 0,6 мм и шириной 0,4 мм.
Механические свойства сварных соединений определяли на образцах в соответствии с ГОСТ 6996-66. Образцы испытывали на универсальной электромеханической испытательной машине Schenk Trebel с датчиком деформации А-25110. Образцы вырезали поперек сварного соединения таким образом, чтобы сварной шов располагался посередине рабочей части образцов.
Образцы для испытаний соответствовали ГОСТ 6996-66, тип XXVI. Испытания включали определение угла изгиба и наличия трещин при статическом изгибе.
Рис. 2. Схема вырезки образцов для проведения металлографических исследований
Металлографические исследования проводили на полированных травленых шлифах. Для их приготовления из типового места неразъемного соединения вырезали образец при помощи искровой резки (рис. 2).
Для металлографических исследований структуры сварных образцов применяли инвертированный оптический микроскоп ОиУМРЫБ 6X51.
На сегодняшний день напряженное состояние можно определять как экспериментальными, так и теоретическими (расчетными) методами.
Однако главным недостатком расчетных методов является невозможность учета влияния всех параметров технологического процесса, свойств металла и его состояния. Также сложно учесть влияние фазовых превращений, введения присадочного материала и других важных факторов, существенно изменяющих характер распределения остаточных напряжений и деформаций.
В силу указанных причин, широкое распространение получили экспериментальные методы определения остаточных напряжений. Все эти методы можно разделить на две большие группы: механические и физические.
Механическими методами можно добиться высокой точности, а также определять на различной глубине напряжение вдоль всех осей. Кроме того, они позволяют получить абсолютное значение остаточных напряжений. Общий принцип заключается в освобождении отдельных участков механическим путем, определении изменения показателей тензометров и по известным формулам в расчете остаточных деформаций и напряжений.
Основными механическими методами являются разрезание (на полосы, квадраты и т. д. в зависимости от измеряемых компонентов напряжения) и высверливание отверстий [1, 8, 9].
Рентгеновские методы основаны на прецизионном измерении изменений межплоскост-
ных расстояний, определяемых по смещению дифракционной линии. Этот метод обеспечивает достаточно большую точность и позволяет измерять остаточные напряжения в изделиях сложной конфигурации, обладает высокой локальностью на глубине до 0,1 мм. С его помощью можно определять также градиенты напряжений [10].
В работе для измерения остаточных напряжений использовали метод в1п2у [11]. Рентгеновскую съемку осуществляли для рефлекса (115)/(333) при симметричном (у = 0°) и несимметричном положении образца (у = -40° и -60°) для азимутального угла Ф = 90°, соответствующего измерению напряжений в направлении, перпендикулярном сварному шву.
В работе исследовали в основном распределение остаточных напряжений в поперечном направлении в различных сечениях свариваемых пластин, поскольку именно эти напряжения являются наиболее критичными по отношению к прочности сварного соединения, так как прочностные характеристики поперечных образцов используют для оценки эффекта ослабления материала шва.
Результаты экспериментов и их обсуждение
Макроструктура сварных соединений листов из сплава 1565чМ толщиной 5 мм, полученных различными методами сварки, приведены на рис. 3.
Распределение поперечных остаточных сварочных напряжений в сварных соединениях листов из сплава 1565чМ, выполненных автоматической плазменной сваркой и автоматической двухпроходной сваркой сканирующей дугой, представлено на рис. 4.
Установлено, что при использовании автоматической плазменной сварки непосредственно по оси шва присутствуют растягивающие остаточные напряжения около 52 МПа (см. рис. 4, а). При перемещении к границе шва наблюдается рост остаточных напряжений, которые достигают своего максимума в зоне термического влияния на расстоянии порядка 5-6 мм от оси шва. Затем по мере удаления от оси шва наблюдается снижение уровня остаточных сварочных напряжений,
Рис. 3. Макроструктура сварных соединений листов из сплава 1565чМ, выполненных:
а - автоматической аргонодуговой сваркой; б - плазменной сваркой на подкладке с формирующей канавкой; в - сваркой трением с перемешиванием
160 140 120 100 80 60 40 20 0
-60
Расстояние от центра шва, мм а
\ /
V
~> -30 -20 -10 0 10 20. 30 _'
Расстояние от центра шва, мм б
Рис. 4. Эпюры распределения остаточных поперечных напряжений в сварных соединениях листов из сплава 1565чМ, выполненных автоматической плазменной сваркой (а) и автоматической двухпроходной аргонодуговой сваркой сканирующей дугой (б)
которые при удалении примерно на 15-17 мм от оси шва переходят в сжимающие.
Для варианта выполнения соединения автоматической двухпроходной сваркой сканирующей дугой наблюдается аналогичный характер распределения остаточных напряжений в соединении, за исключением того, что величина максимальных растягивающих напряжений возрастает до 136-140 МПа. Переход растягивающих напряжений в сжимающие в этом случае происходит при удалении на 18-20 мм от оси сварного шва. Увеличение уровня остаточных сварочных напряжений связан в этом случае с большим объемом расплавленного металла при заполнении разделки кромок при втором проходе и, следовательно, с большой усадкой.
Характер распределения остаточных напряжений в сварном соединении, выполненном СТП, представлен на рис. 5, где показаны результаты измерения остаточных напряжений в поперечном относительно шва направлении в зависимости от расстояния от центра шва.
Основным результатом выполненных измерений можно считать, что в пределах зоны перемешивания и зоны термомеханического воздействия находится область сжимающих остаточных напряжений. Уровень напряжений в зоне перемешивания не превышает 10-15 МПа, а в отдельных участках зоны термомеханического воздействия 45-55 МПа. Это значительно ниже, чем остаточные напряжения при сварке плавлением, когда их уровень вплотную приближается к величине предела текучести (см. рис. 4).
Рис. 5. Распределение остаточных напряжений в сварном соединении листов из сплава 1565чМ, выполненном сваркой трением с перемешиванием
а
б
Рис. 6. Распределение остаточных напряжений в сварном соединении листов из сплава 1565чМ, выполненном сваркой трением с перемешиванием
на расстоянии 2,5 (а) и 3,5 мм (б) от лицевой поверхности соединения
Кроме того, зона перемешивания при СТП, в отличие от литой зоны металла шва при сварке плавлением, находится в области сжимающих напряжений, что должно способствовать повышению усталостной прочности сварного соединения и его коррозионной стойкости.
Характер распределения напряжений существенно меняется по мере удаления от поверхности сварного соединения. Это закономерно, поскольку основное воздействие на материал осуществляется в поверхностных слоях, соприкасающихся с рабочим инструментом. На рис. 6 приведено распределение остаточных напряжений на уровне 2,5 и 3,5 мм от поверхности, контактирующей в процессе сварки с заплечиком рабочего инструмента.
При удалении на расстояние 2,5 мм от лицевой поверхности соединения можно отметить существенное увеличение уровня остаточных сжимающих напряжений в зоне перемешивания (рис. 6, а). При этом общий характер распределения остаточных напряжений сохраняется соответствующим распределению напряжений на лицевой поверхности соединения.
Наиболее интересными представляются распределения напряжений в поверхностном слое толщиной -3,5 мм (рис. 6, б), для которых характерно резкое изменение этого распределения напряжений по мере удаления от поверхности. На основе этих результатов правомерно предположить существенное изменение уровня напряжений по толщине соединения для случая сварки плит толщиной 10-30 мм.
В поверхностном слое (см. рис. 5) сжимающие напряжения доминируют в ЗП и примыкающей к ней области ЗТВ, при этом пиковые сжимающие напряжения формируются в переходной области между ними.
На расстоянии 3,5 мм от поверхности (рис. 6, б) характер распределения остаточных напряжений резко изменяется. В области зоны перемешивания уровень сжимающих напряжений существенно снижается, а в зоне термического влияния уже доминируют растягивающие напряжения, которые характеризуются так называемой М-образной зависимостью, которую наблюдали и в некоторых других работах [12-15] и которая считается характерной для распределения остаточных напряжений в СТП соединениях.
Таблица 2 Влияние отжига на уровень остаточных напряжений в металле шва сварных соединений сплава 1565чМ
Образец Остаточные напряжения после сварки, МПа Остаточные напряжения (МПа) после отжига при температуре (°С), 30 мин
200 250 300 350
Сварное соединение, выполненное плазменной сваркой 52 34 19 6 5
Сварное соединение, выполненное двухпроходной аргонодуговой сваркой 66 45 27 5 5
Сварное соединение, выполненное сваркой трением с перемешиванием -8 -19 -10 -2 0
Снижению уровня остаточных напряжений в металле шва (ЗП) способствует сформированная ультрамелкозернистая рекристаллизо-ванная структура, а также меньшая величина линейной усадки металла в связи с отсутствием фазового перехода, который присутствует при любом способе сварки плавлением.
В качестве меры для снижения уровня остаточных напряжений в сварных соединениях алюминиевого сплава 1565чМ использовали отжиг в печи при 200-350 °С в течение 30 мин. Полученные экспериментальные результаты представлены в табл. 2.
Можно отметить, что с повышением температуры отжига наблюдается снижение уровня остаточных напряжений для соединений, полученных сваркой плавлением. Также можно констатировать, что увеличивать температуру отжига выше 300 °С нецелесообразно.
Для соединений, выполненных сваркой трением с перемешиванием, наблюдается рост сжимающих остаточных напряжений в зоне перемешивания при температурах отжига 200 и 250 °С. При дальнейшем повышении температуры отжига остаточные напряжения снижаются практически до нуля.
Для снижения уровня остаточных напряжений, особенно в соединениях, полученных сваркой плавлением, проводили электродинамическую обработку (ЭДО) наружной поверхности сварного шва исследуемых образцов (рис. 7). Обработку выполняли в условиях «жесткого закрепления», для реализации которого перед ЭДО поверхность пластины 2
фиксировали распределенной нагрузкой q на сборочной плите 3, исключая возможные угловые деформации образца.
Данная схема фиксации, согласно [16], обеспечивает максимальную эффективность электродинамического воздействия при прочих равных параметрах режима ЭДО. Для реализации ЭДО на поверхность сварного шва устанавливали электронное устройство 1 и обеспечивали его гарантированный электрический контакт при замыкании разрядного контура.
Посредством включения силового ключа К инициировали разряд емкостного накопителя энергии С через ЭУ в обрабатываемый материал. Временные распределения импульсного
Рис. 7. Электродинамическая обработка образцов сварных соединений сплава 1565чМ при «жестком» закреплении:
С - емкостной накопитель энергии; К - силовой ключ; q - фиксирующая нагрузка; 1 - электронное устройство; 2 - образец; 3 - сборочная плита; 4 - датчик Холла
Таблица 3 Параметры ЭДО сварных пластин из сплава 1565чМ размерами 150 s 200 s 5 мм
Номер режима Индуктивность L, мкГн Напряжение ИЭТ из, В Амплитуда ИЭТ I, кА Длительность ИЭТ t, мс Энергия ИЭТ Е3, Дж
1 5,5 190 1,1 0,8 98
2 21 404 1,1 1,85 423
3 73,5 775 1,1 4,75 1664
Примечание. ИЭТ - импульс электрического тока.
тока I регистрировали с использованием датчика Холла 4, встроенного в разрядный контур. В процессе выполнения ЭДО электронное устройство перемещали по обрабатываемой поверхности сварного шва с шагом 3 мм. Количество электродинамических воздействий , обеспечивало электропластическое деформирование обрабатываемого участка.
Режимы ЭДО пластин при нарастании значений L и из, обеспечивающих I = 1,0 кА при сопутствующем увеличении длительности воздействия £ и запасенной энергии Ез, представлены в табл. 3.
Значение остаточного напряжения в центре шва в исходном состоянии (без ЭДО) для сварного соединения, выполненного автоматической аргонодуговой сваркой сканирующей дугой определяется столбцом И на рис. 8, а, из которого можно видеть, что начальный уровень остаточных сварочных напряжений достигал 105 МПа.
При ЭДО на режиме, соответствующем минимальной индуктивности (см. табл. 3, режим 1) имеет место снижение напряжений в зоне обработки до 24 МПа (столбец 1). При увеличении L (режим 2) ах в зоне обработки понижается практически до нулевых значений (столбец 2). При дальнейшем увеличении L (режим 3) напряжения переходят в область сжатия, а значения ах близки к -10 МПа (столбец 3). Анализируя данные табл. 3 и рис. 8, а, можно заключить, что с нарастанием индуктивности L эффективность воздействия увеличивается.
Для сварного соединения, полученного сваркой трением с перемешиванием, отмечается рост сжимающих напряжений в металле зоны перемешивания во всем диапазоне применяемых режимов (рис. 8, б).
Следует отметить, что при обработке сварных соединений на режиме 3 имело место локальное оплавление металла в зоне контактного взаимодействия электрода с обрабатываемой поверхностью пластины вследствие джоулевого нагрева.
Таким образом, можно заключить, что при ЭДО длительностью t > 1,8 мс снижение уровня
120
а
2 100
I 60
I 4°
о
и 20
-20
а
И 1 2 3
о -—-—-—-Г"
ее
i -10 - - -
м
| -40
I -50 13 О
-60 б
Рис. 8. Остаточные напряжения в центре шва пластины из сплава 1565чМ размерами 150*200*5 мм:
1-3 номера столбцов значений ах соответствуют номерам режимов в табл. 3, И - соединение без ЭДО; а - автоматическая аргонодуговая сварка сканирующей дугой; б - сварка трением с перемешиванием
остаточных сварочных напряжений определяется электродинамическим воздействием в условиях локального джоулевого нагрева поверхности пластины.
Выводы
1. На основе проведенных экспериментов установлено, что в сварных соединениях листовых заготовок из сплава 1565чМ толщиной 5 мм, полученных автоматической аргонодуговой сваркой сканирующей дугой и автоматической плазменной сваркой в области шва формируются растягивающие напряжения с пиковыми значениями на уровне 95-140 МПа. В соединениях, выполненных сваркой трением с перемешиванием зона перемешивания (сварной шов) находится в области сжимающих напряжений величиной 8-20 МПа.
2. Для сварных соединений листов из сплава 1565чМ, выполненных СТП, в поверхностном слое сжимающие напряжения доминируют в области перемешивания и примыкающей
к ней области ЗТВ, а в подповерхностных слоях доминируют растягивающие напряжения, при этом пиковые сжимающие - (45-56 МПа) и растягивающие (53 МПа) напряжения формируются в переходной зоне между областью термомеханического воздействия и зоной термического влияния.
3. Отжиг сварных соединений вне зависимости от способа сварки, которым они получены, при температуре 280-300 °С обеспечивает практически полную релаксацию остаточных напряжений.
4. Установлено, что повышение уровня энергии электродинамического воздействия приводит к возрастанию эффективности электродинамической обработки для регулирования уровня остаточных напряжений в сварных швах стыковых соединений листов из сплава 1565чМ. Показано, что при длительности токового импульса более 1,8 мс уровень напряжений определяется интенсивностью обработки в условиях джоулевого нагрева.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1. Винокуров В.А., Григорьянц А.Г. Теория сварочных деформаций и напряжений. М.: Машиностроение, 1984. 271 с.
2. Гедрович А.И., Жидков А.Б. Применение тепло-отводящих устройств для снижения сварочных деформаций и напряжений// Автоматическая сварка. 2000. № 2. С. 45-49.
3. Дриц А.М., Овчинников В.В. Сварка алюминиевых сплавов. 2-е изд., перераб. и доп. М.: Издательство «Руда и металлы», 2020. 476 с.
4. Овчинников В.В., Феклистов С.И., Ершов А.А. Напряженно-деформированное состояние сварных соединений при изготовлении элементов и узлов энергетического оборудования. Вологда: Инфра-Инженерия, 2021. 164 с.
5. Ситников Б.В. Силовое воздействие импульсной дуги на свариваемый металл // Восточно-Европейский журнал передовых технологий. 2004. № 4 (10). С. 114-115.
6. Фридляндер И.Н., Белецкий В.М., Кривов Г.А. Алюминиевые сплавы в авиационных конструкциях // Технологические системы. 2000. № 1 (3). С. 5-17.
7. Ищенко А.Я., Лабур Т.М. Сварка современных конструкций из алюминиевых сплавов. Киев: На-укова думка, 2013. 416 с.
8. Николаев Г.А., Куркин С.А., Винокуров В.А.
Сварные конструкции. Прочность сварных соединений и деформации конструкций. М.: Высшая школа, 1982. 272 с.
9. Гатовский К.М. Теория сварочных напряжений и деформаций. Ленинград: Изд. Ленинградского ордена Ленина кораблестроительного института, 1980. 331 с.
10. Экспериментальная механика / Под ред. Кобая-си А. Пер. с англ. под ред. Ушакова Б.Н. М.: Мир, 1990. 552 с.
11. Горелик С.С., Скаков Ю.А., Расторгуев Л.Н.
Рентгенографический и электронно-оптический анализ. М.: МИСиС, 2002. 358 с.
12. Mishra R.S, Ma Z.Y. Friction stir welding and processing // Journal Material Science Engineering. R. 2005. Vol. 50. Р. 1-78.
13. Peel M., Steuwer A., Preuss M., Withers P.J. Microstructure, mechanical properties and residual stresses as a function of welding speed in aluminium AA5083 friction stir welds // Acta Mater. 2003. Vol. 51. Р. 4791-4801.
14. Steuwer A., Peel M., Withers P.J. Dissimilar friction stir welds in AA5083-AA6082: The effect of process parameters on residual stress // Mater. Sci. and Eng. A. 2006. Vol. 441. P. 187-196.
15. Cavaliere P., Cabibbo M., Panella F., Squillace A. 2198 Al-Li plates joined by Friction Stir Welding: Mechanical and microstructural behavior//Materials and Design. 2009. 30. 3622-3631.
16. Лобанов Л.М., Пащин Н.А., Ящук В.А., Михо-дуй О.Л. Влияние электродинамической обработки на сопротивление разрушению алюминиевого сплава АМг6 при циклическом нагружении // Проблемы прочности. 2015. № 3. С. 91-98.
REFERENCES
1. Vinokurov V.A., Grigor'yants A.G. Teoriya svaroch-nykh deformatsiy i napryazheniy. M.: Mashinostroye-niye, 1984. 271 s.
2. Gedrovich A.I., Zhidkov A.B. Primeneniye teplo-otvodyashchikh ustroystv dlya snizheniya svaroch-nykh deformatsiy i napryazheniy// Avtomaticheskaya svarka. 2000. № 2. S. 45-49.
3. Drits A.M., Ovchinnikov V.V. Svarka alyuminiyevykh splavov. 2-ye izd., pererab. i dop. M.: Izdatel'stvo «Ruda i metally», 2020. 476 s.
4. Ovchinnikov V.V., Feklistov S.I., Yershov A.A. Napryazhenno-deformirovannoye sostoyaniye svar-nykh soyedineniy pri izgotovlenii elementov i uzlov energeticheskogo oborudovaniya. Vologda: Infra-Inzheneriya, 2021. 164 s.
5. Sitnikov B.V. Silovoye vozdeystviye impul'snoy dugi na svarivayemyy metall// Vostochno-Yevropeyskiy zhurnal peredovykh tekhnologiy. 2004. № 4 (10). S. 114-115.
6. Fridlyander I.N., Beletskiy V.M., Krivov G.A. Alyu-miniyevyye splavy v aviatsionnykh konstruktsiyakh // Tekhnologicheskiye sistemy. 2000. № 1 (3). S. 5-17.
7. Ishchenko A.Ya., Labur T.M. Svarka sovremennykh konstruktsiy iz alyuminiyevykh splavov. Kiyev: Nau-kova dumka, 2013. 416 s.
8. Nikolayev G.A., Kurkin S.A., Vinokurov V.A. Svar-nyye konstruktsii. Prochnost' svarnykh soyedineniy i deformatsii konstruktsiy. M.: Vysshaya shkola 1982. 272 s.
9. Gatovskiy K.M. Teoriya svarochnykh napryazheniy i deformatsiy. Leningrad: Izd. Leningradskogo ordena Lenina korablestroitel'nogo instituta, 1980. 331 s.
10. Eksperimental'naya mekhanika / Pod red. Kobaya-si A. Per. s angl. pod red. Ushakova B.N. M.: Mir, 1990. 552 s.
11. Gorelik S.S., Skakov Yu.A., Rastorguyev L.N. Rent-genograficheskiy i elektronno-opticheskiy analiz. M.: MISiS, 2002. 358 s.
12. Mishra R.S, Ma Z.Y. Friction stir welding and processing // Journal Material Science Engineering. R. 2005. Vol. 50. P. 1-78.
13. Peel M., Steuwer A., Preuss M., Withers P.J. Microstructure, mechanical properties and residual stresses as a function of welding speed in aluminium AA5083 friction stir welds // Acta Mater. 2003. Vol. 51. P. 4791-4801.
14. Steuwer A., Peel M., Withers P.J. Dissimilar friction stir welds in AA5083-AA6082: The effect of process parameters on residual stress // Mater. Sci. and Eng. A. 2006. Vol. 441. P. 187-196.
15. Cavaliere P., Cabibbo M., Panella F., Squillace A. 2198 Al-Li plates joined by Friction Stir Welding: Mechanical and microstructural behavior//Materials and Design. 2009. 30. P. 3622-3631.
16. Lobanov L.M., Pashchin N.A., Yashchuk V.A., Mik-hoduy O.L. Vliyaniye elektrodinamicheskoy obrabot-ki na soprotivleniye razrusheniyu alyuminiyevogo splava AMg6 pri tsiklicheskom nagruzhenii // Prob-lemy prochnosti. 2015. № 3. P. 91-98.
