ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СИММЕТРИЧНЫХ СТЫКОВЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПРИ АВТОМАТИЧЕСКОЙ ГИБРИДНОЙ СВАРКЕ Plasma-MIG Текст научной статьи по специальности «Технологии материалов»

TECHNICAL SCIENCE

УДК 621.793.7

Бабич А.А., ин^ж.

Коржик В.Н., д. т.н.

Хаскин В.Ю., д.т.н.

Чунлин Донг, д.т.н.

Детао Цай, ин^ж.

Шангуо Хан, ин^ж.

Зии Лоо ин^ж.

(Китайско-украинский институт сварки им. Е. О. Патона, Гуанчжоу, КНР)

DOI: 10.24411/2520-6990-2020-12000 ИССЛЕДОВАНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СИММЕТРИЧНЫХ СТЫКОВЫХ СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ ПРИ АВТОМАТИЧЕСКОЙ ГИБРИДНОЙ СВАРКЕ

Plasma-MIG

Babych O.,

Eng.

Korzhyk V., S.d.

Khaskin, S.d. V.

Chunlin Dong, S.d.

Detao Cai,

Eng.

Shanguo Han,

Eng.

Eng. Ziyi Luo

(Guangdong Welding Institute (China-Ukraine E. O. Paton Institute of Welding), Guangzhou, China)

RESEARCH OF STRESSED-DEFORMED STATE OF SYMMETRIC BUTT WELDED JOINTS AT

AUTOMATIC HYBRID WELDING Plasma-MIG

Аннотация.

Проведено сравнение процессов гибридной Plasma-MIG и MIG сварки алюминиевых сплавов 5083 и 1561 толщиной 5 мм, применяющихся для изготовления конструкций морского назначения. Выбраны оптимальные параметры режимов Plasma-MIG сварки, позволяющие получать швы с наилучшим формированием. Показано, что Plasma-MIG сварка в 2-3 раза превосходит по эффективности традиционную MIG сварку. Установлено влияние скорости сварки, токи плазмы и тока дуги плавящегося электрода на проплавляющую способность, качество формирования шва и структуры соединения. Проведенные механические испытания и проанализировано напряженно-деформированное состояние выполненных Plasma-MIG сваркой образцов.

Abstract.

A comparison of the processes of hybrid Plasma-MIG and MIG welding of aluminum alloys 5083 and 1561 with a thickness of 5 mm, used for the manufacture of marine structures. The optimal parameters of the Plasma-MIG welding modes were selected, allowing to obtain welds with the best formation. It is shown that Plasma-MIG welding is 2-3 times superior in efficiency to traditional MIG welding. The influence of the welding speed, plasma currents and arc current of the consumable electrode on the penetration ability, the quality of the weld formation and the structure of the joint is established. The mechanical tests were carried out and the stress-strain state of the samples performed by Plasma-MIG was analyzed.

Ключевые слова: гибридная Plasma-MIG сварка, алюминиевые сплавы, формирование сварных швов, микроструктура, механические свойства, напряженно-деформированное состояние.

Keywords: Plasma-MIG hybrid welding, aluminum alloys, weldformation, microstructure, mechanicalprop-erties, stress-strain state.

Алюминиевые сплавы, типичным представителями которых являются сплавы 5083 и 1561, имеют широкое промышленное применение благодаря таким их характеристикам, как высокая удельная прочность, малый модуль упругости, коррозионная стойкость и т.д. [1]. На сегодняшний день существует ряд отработанных традиционных технологий получения сварных соединений сплава 5083, например, сварка вольфрамовым электродом в инертном газе (TIG), сварка плавящимся электродом в инертном газе (MIG), сварка трением с перемешиванием (FSW), а также гибридная сварка Plasma-MIG техника [2-4]. Метод гибридной Plasma-MIG сварки впервые был предложен в начале 1970-х годов, однако до сих пор не получил широкого практического применения. По мнению авторов это связано с недостаточным уровнем проведения технологических исследований. В настоящей работе такие исследования будут направлены на промышленное внедрение этой технологии для

2

В интегрированный коаксиальный плазмотрон подается газ (аргон) тремя потоками: центральный (подается соосно с плавящимся электродом), плаз-мообразующий (способствует возникновению и горению дуги между неплавящимся электродом и деталью) и защитный (для защиты сварочной ванны). Плазмообразующий газ сжимается плазмообразую-щим соплом для образования сжатой плазменной дуги обратной полярности, в то время как центральный и защитный газы используют для защиты расплавленного металла электродной проволоки и сварочной ванны, что повышает качество сварки. Более того, благодаря эффекту предварительного нагрева плазменной дугой электродной проволоки и свариваемого металла улучшается капельный массоперенос и формируется стабильная дуга МЮ,

решения задач сварки конструкций морского назначения.

В гибридной Р^та-МЮ сварке в качестве источников тепла используются плазма (сжатая дуга неплавящегося электрода) и дуга плавящегося электрода (МЮ). Их взаимное влияние обеспечивает возникновение так называемого синергетического эффекта, заключающегося в неаддитивном увеличении объема переплавленного металла. Этот эффект может служить дополнительным преимуществом Р^та-МЮ сварки. Для наибольшей его эффективности необходима реализация соосной схемы действия обоих электрических дуг, причем плазменная дуга должна охватывать снаружи дугу плавящегося электрода, что минимизирует разбрызгивание электродного металла, а также облегчает контроль переноса капель и тепловложения в основной металл (рис.1) [5].

что в целом улучшает качество сварки. Такой гибридный сварочный процесс характеризуется высокой эффективностью, более глубоким проплавле-нием без образования кейхола, улучшением внешнего вида сварного шва (в т.ч. устранением подрезов и неравномерности формирования верхнего валика усиления), уменьшением количества сварочных аэрозолей и брызг. Все эти особенности делают Р^та-МЮ сварку приемлемым способом соединения алюминиевых сплавов.

Целью данной работы были подбор оптимальных параметров технологического режима гибридной Р^та-МЮ сварки сплавов 5083 и 1561 толщиной 5=5 мм, применяющихся для изготовления конструкций морского назначения, изучение механических свойств и напряженно-деформированного состояния полученных соединений. При

Рис.1. Технологическая схема гибридной Р^та-МЮ сварки: 1 - дуга плавящегося электрода; - подающий мундштук плавящегося электрода; 3 - сжатая дуга прямого действия; 4 - трубчатый катод; 5 - плазмообразующее сопло; 6 - защитное сопло; 7 - свариваемый образец..

этом критериями оптимизации параметров режима Р1а8та-МЮ сварки послужили достижение полного проплавления и качественное формирование швов. Кроме того, для более полного определения качества получаемых соединений проводили сравнение с традиционным процессом МЮ сварки.

Чтобы повысить качество формирования швов и скорость однопроходной сварки, стыковые соединения собирали с зазором, равным диаметру проволоки (т.е. 1,2 мм), с двух сторон приваривали выводные планки из того же материала, а процесс сварки вели как на вису (с газовой защитой корня шва), так и на медной водоохлаждаемой подкладке с формирующей канавкой. Непосредственно перед

После сварки часть образцов, предназначенных для металлографических исследований и механических испытаний, разрезали поперек перпендикулярно направлению сварки. Полученные поперечные сечения швов полировали и затем травили 10%-ным раствором гидроксида натрия и 5%-ным раствором азотной кислоты при комнатной температуре. Макроструктуру и микроструктуру сварных соединений исследовали с помощью оптической микроскопии (OM, MM-400D) и сканирующей электронной микроскопии (SEM, Quanta200).

Испытание на растяжение при комнатной температуре сваренных образцов проводили на универсальной машине для испытания на растяжение (GP-TS2000 / 100 кВт) со скоростью нагружения 1 мм/мин. Разрушенные образцы на растяжение были исследованы SEM. Испытание на изгиб по трем точкам, включая изгиб в сторону лицевой и обратной поверхностей в соответствии с ГОСТ 6996-66,

Для проведения экспериментов в качестве основного металла образцов использовался алюминиевые сплавы 5083 и 1561, а в качестве электродной проволоки - проволока ER5356 диаметром 1,2 мм производства ESAB (табл.1). Сами образцы изготавливали в виде пластин размером 320*102*5 мм и сваривали встык по длинной стороне (размер сваренных образцов 320*205*5 мм).

Таблица 1.

сваркой электродную подготовку и поверхности образцов травили кислотой и щелочью для устранения окисной плены. При выборе режимов сварки руководствовались предыдущими работами авторов, например [6]. В таблице 2 приведены основные параметры режимов сварки, такие как ток плазмы, ток МЮ, скорость сварки, высота сварочной горелки относительно плоскости образца.

Таблица 2.

выполняли на испытательной машине для гибки листа (№Б-300).

В результате проведения экспериментов на режимах, приведенных в табл.2, были получены как непровары, так и качественные сварные швы. Исследования показали, что Р^та-МЮ сварка отличается МЮ сварки повышенной эффективностью, более глубоким проплавлением, улучшенным внешним вида сварного шва. Как показано на рис.2, глубина МЮ сварки намного меньше, чем глубина гибридной Р^та-МЮ сварки с тем же током дуги плавящегося электрода 58 А. Это показывает, что добавка плазменной дуги увеличивает глубину проникновения МЮ дуги за счет её дополнительного сжатия и сопутствующего подогрева свариваемого металла. Из рис.2(а,с,е) видно, что сварной шов, формируемый МЮ сваркой в верхней части листа, имеет неполное проплавление. Глубина проплавле-ния несколько увеличивается с уменьшением скорости сварки. Однако, для формирования сварного

Марка сплава Fe Si Mn Cr Ti Al Cu Be Mg Zn Примеси

5083 <0,4 <0,4 0,4 -1,0 0,05 -0,25 <0,15 основа <0,1 <0,005 4,0 -4,9 <0,25 <0,15

1561 <0,4 <0,4 0,7 -1,1 - - основа <0,1 0,0001 -0,003 5,5 -6,5 <0,2 <0,1

ER5356 0,10,2 0,08 0,12 0,13 0,13 основа 0,02 - 4,95 <0,02 -

Параметры процесса сварки (расход аргона 5...25 л/мин).

№ Ток Ток MIG Скорость Скорость подачи про- Высота расположения го-

плазмы Ip, A дуги Im, A сварки V, мм/с волоки VF, мм/с релки h, мм

1 110 58 3,58 60 5-6

2 110 58 5,42 60 5-6

3 130 58 5,42 60 5-6

4 130 58 4,75 60 5-6

5 130 54 4,75 60 5-6

6 140 54 4,75 60 5-6

7 - 58 3,58 60 5-6

8 - 58 4,75 60 5-6

9 - 58 5,42 60 5-6

шва с полным проплавлением за один проход требуется более высокая энергия. Либо качественное соединение на образце толщиной 5 мм можно сформировать МЮ сваркой за 2-3 прохода. Наличие корневого и верхнего косметического проходов де-

лают процесс сварки более сложным и менее эффективным, требующим как минимум вдвое больше времени, чем Р^та-МЮ сварка. Таким образом, гибридную Р^та-МЮ сварку можно считать более эффективной, по сравнению с традиционной МЮ сваркой.

Рис. 2. Сравнение поперечных сечений швов, полученных МЮ и Р^та-МЮ сваркой сплава 5083: (а) -¥=5,42 мм/с, 1м=58 А + 1р=0 А; (б) - ¥=5,42 мм/с, 1м=58 А + 1р=110 А; (с) - ¥=4,75 мм/с, 1м=58 А + 1р=0 А; (ё) - ¥=4,75 мм/с, 1м=58 А + 1р=130 А; (е) - ¥=3,58 мм/с, 1м=58 А + 1р=0 А; ф - ¥=3,58 мм/с, 1м=58 А

+ 1р=110А.

С целью оптимизации параметров режимов процесса Р^та-МЮ сварки было исследовано влияние этих параметров на формирование сварных швов. В первую очередь внимание уделялось токам дуг плавящегося (1м) и неплавящегося (1р) электродов, а также скорости (V) сварки. Результаты исследований показывают, что все параметры сварки влияют на формообразование и структуру швов. Наилучшие швы могут быть получены только в случае хорошего согласования параметров режима.

Сравнение рис.3^) с рис.3(с) и рис.3(е) с рис.Зф демонстрирует влияние скорости сварки на формирование шва при одинаковой подводимой энергии (величины токов плазмы и МЮ). Глубина провара в основном определяется подводимой в процессе сварки энергией и скоростью сварки, т.е. так называемой погонной энергией (подвод энергии на единицу длины сварного шва). Как показал эксперимент, полное проплавление при 1м=58 А и

1р=130 А с формированием корневого валика усиления имеет место при V=5,42 м/с, что показано на рис.З^). Когда скорость сварки снижается до V=4,75 м/с, усиление корня избыточно увеличивается на рис.3(с). Сравнивая режимы, на которых получены швы рис.3^) с рис.3(е) и рис.3(а) с рис.3(Ь), различающиеся по вложенной энергии (величины токов плазмы и МЮ), но одинаковые по скорости сварки, установили следующее. Более высокая вложенная энергия или более низкая скорость сварки могут обеспечить более глубокое проплавление и лучшее формирование шва. Однако, как показано на рис.3(Ь) и рис.Зф, при избыточном вложении энергии или слишком низкой скорости сварной шов формируется с таким дефектом, как провисание. Причиной этого могут служить перегрев основного металла и избыточный объем металла электродной проволоки. В результате в качестве оптимальных режимов для дальнейших исследований выбрали режимы №4 и №5 из табл.2.

Рис. 3. Сравнение поперечных сечений швов, полученных Р^та-МЮ сваркой сплава 5083 с различными параметрами режима: (а) - ¥=4,75 мм/с, 1м=54 А + 1р=130 А; (б) - ¥=4,75 мм/с, 1м=54 А + 1р=140 А; (в) - ¥=4,75 мм/с, 1м=58 А + 1р=130 А; (ё) - ¥=5,42 мм/с, 1м=58 А + 1р=130 А; е) - ¥=5,42 мм/с, 1м=58 А +

1р=110 А; 0) - ¥=3,58 мм/с, 1м=58А + 1р=110А.

Микроструктуру сварных швов изучали для определения различных зон полученных соединений из сплавов 5083 и 1561. Микроструктура основного металла характеризовалась волокнистыми слоями удлиненных зерен. Микроструктура сварного шва имеет типичную кристаллизационную структуру, которая разделена на дендритные и равноосные зерна. Дендритные зерна располагаются в средней (по глубине) зоне шва, являются перистыми и растут от его центра в направлении, противоположном направлению теплоотвода. Структура зерна в поверхностном и нижнем слое сварного шва представляет собой мелкое равноосное зерно, формирование которого обусловлено большим градиентом температуры расплавленного металла и высокой скоростью охлаждения периферийных зон, контактирующих с формирующей канавкой и газовой защитой. В зоне термического влияния (ЗТВ) от линии сплавления в сторону основного металла структура представляет собой равноосные зерна, весьма отличающиеся от дендритных зерен сварного шва.

Распределение дисперсной и вторичной фаз для сплава 5083 определяли при помощи сканиру-

ющей электронной микроскопией (SEM). Было обнаружено наличие дисперсной ß-фазы (Mg2Ab), а также вторичной фазы (Fe,Mn)Ale [6]. Дисперсная ß-фаза (Mg2Al3) обнаружена как в швах, так и в основном металле. Вторичная фаза (Fe,Mn)Ale на самом деле представляет собой смешанные фазы AlFe3 и MnAl6, которые невозможно идентифицировать отдельно. Форма и размер частиц вторичной фазы варьируются в разных ситуациях, в том числе в зависимости от энерговложения при сварке. В основном металле она распределяется в виде цепочки в соответствии направлению прокатки. Размер частиц в этой зоне больше, чем в других областях. Высокая температура, вызванная процессом сварки, может привести к растворению, росту и разрушению частиц вторичной фазы. Поскольку образцы варили с различным энерговложением (различными термическими циклами) вторые фазы сварных соединений весьма отличаются друг от друга и от фаз в основном металле. Частицы вторичной фазы в середине сварного шва имеют меньший размер и хорошо распределены, поскольку произошел переплав. Однако в зоне шва вблизи поверхности частицы вторичной фазы имеют форму многоугольника или кости. В ЗТВ частицы второй

фазы укрупняются. Это явление указывает на то, что в ЗТВ произошла рекристаллизация.

Для определения механических свойств сварных соединений сплавов 5083 и 1561 выполняли статическое растяжение и трехточечный изгиб основного металла и сварных соединений. Установлено, что во всех случаях разрушение образцов возникает в ЗТВ и развивается по линии, идущей под углом около 45° или 55° к направлению растяжения. Результаты испытаний показали, что среднее значение предела прочности на растяжение и относительное удлинение сварного соединения составляют 296 МПа и 12,4%, т.е. около 90% и 95% от зна-

чения основного металла, соответственно. Фракто-графический анализ поверхности разрушения образцов после растяжения показал пластический характер процесса, которому способствовало наличие частиц вторичной фазы. Угол загиба образцов составил 180° (трещины обнаружено не было), угол обратного загиба составил около 40°. Полученные результаты показывают, что образцы имеют хорошие изгибные характеристики.

Напряженно-деформированное состояние (НДС) образцов из сплава 1561 с продольным стыковым швом, сваренных Р^та-МЮ сваркой на режимах №4 и №5 (табл.2, рис.4), исследовали согласно методу, описанному в работе [7].

Рис. 4. Внешний вид и геометрические характеристики образца Р^та-МЮ сварки пластины сплава 1561 (3=5,0 мм), гдеф1 ... ф3 - величины продольных прогибов, А1... А2 - величины поперечных прогибов,

соответственно, в начале и в конце соединения.

а)

б)

Рис. 5. Схемы измерения остаточных напряжений в образцах стыковой Р^та-МЮ сварки алюминиевого сплава 1561: а) - с внешней стороны сечения S1-S3 измеряли поперек шва, сечение S4 - вдоль шва; б) - с обратной стороны сечение S5 измеряли поперек шва и S6 - вдоль шва.

Геометрические размеры пластин и сварного соединения, выполненного Plasma-MIG сваркой, а также схемы измерения остаточных напряжений, представлены на рис.5. Измерения продольной компоненты сх плоского напряженного состояния выполняли в трех сечениях S1-S3 на лицевой стороне пластины (рис.5,а), и в одном сечении S5 - на обратной (рис.5,б). Дублирование измерений сх на лицевой стороне пластины осуществляли с целью обеспечения достоверности результатов. Значение

поперечной компоненты cY регистрировали только на лицевой стороне в сечении S3.

Анализ выполненного Plasma-MIG сваркой образца показал наличие продольных прогибов Я-В со значениями -0,3...-0,5 мм, направленных в сторону к лицевой поверхности. Значения поперечных прогибов Д1-Д2 стабильны по длине сварного соединения и также находятся на уровне 0,5 мм. Особенности данного формоизменения определяются формой проплавления шва, характеризующейся

практическим совпадением линии приложения усадочных укорочение и нейтральной оси сечения сварного шва. Выполненная Plasma-MIG сваркой пластина характеризуется сравнительно небольшими продольными усадочными укорочениями металла шва и, соответственно, небольшим значением

сгибающего момента. При этом стабильность и малая величина связанных с формой шва значений Д характеризуется формой проплавления по толщине пластины, а также геометрическими характеристиками образца, которые обеспечивают стабильный теплоотвод с поверхности в течение сварочного термодеформационного цикла.

Таблица 3

Распределение остаточных сварочных напряжений на лицевой и обратной сторонах пластин 1561

(6=5,0 мм), сваренных Р1азша-МЮ способом._

Вид напряжений и место регистрации

Эпюры распределения напряжений в образце

Напряжения сх [МПа] на лицевой стороне образца в поперечных сечениях S1 (♦), S2 (•), S3 (□) и обратной стороне в сечении S5 (О)

Напряжения сх [МПа] на лицевой стороне образца в продольном сечении вдоль линии шва S4 (♦) и обратной стороне в сечении S6 (О)

Распределение остаточных продольных напряжений сх в поперечных сечениях сварной пластины после Plasma-MIG сварки представлены в табл.3. В центре шва на обратной и лицевой поверхностях пластины имеет место локальное снижение растягивающих сх от 100 МПа до 45...50 МПа, соответственно. Пиковые значения сх на лицевой и обратной поверхностях имеют место в зоне сплавления и достигают 140 и 150 МПа, соответственно. Реактивные сжимающие напряжения сх на лицевой и

обратной поверхностях достигают максимальных значений на продольных кромках пластины -20...-40 МПа. Данная форма эпюры сх связана с малой шириной пластины, при которой сжимающие напряжения в поперечном сечении не достигают нулевых значений.

Распределение остаточных продольных напряжений сх в сварной пластине вдоль линии шва подтверждают результаты, полученные для попереч-

ного сечения S1 (табл.3). Эпюры сх на обеих сторонах пластины характеризуются малой разницей пиковых значений, что определяет сгибающую составляющую напряженно-деформированного состояния пластины и подтверждается замеренными характеристиками ее формоизменения. Близкие результаты изменений НДС были получены в работах [8, 9], где было показано, что при сопоставлении напряженных состояний пластин с равными величинами прогибов, выполненных Plasma-MIG и импульсной MIG сваркой, значения сх последний будут выше на 25.. .40%.

Выводы.

1) Выбраны оптимальные параметры режимов гибридной Plasma-MIG сварки сплавов 5083 и 1561 толщиной 5=5 мм, применяющихся для изготовления конструкций морского назначения, позволяющие получать швы с наилучшим формированием. Проведено сравнение традиционной MIG сварки со сваркой Plasma-MIG, показавшее в 2-3 раза превосходящую эффективность гибридного процесса.

2) Такие параметры режима, как скорость сварки, ток плазмы и ток дуги плавящегося электрода, оказывают существенное влияние на проплавляющую способность и качество формирования шва. Они обеспечивают энерговложение, оптимизация которого позволяет сохранять вторичную фазу (Fe,Mn)Al6, обеспечивающую пластический характер разрушения соединений.

3) Проведенные механические испытания сварных образцов из сплавов 5083 и 1561 показали, что предел прочности при растяжении и относительное удлинение составляют порядка 296 МПа и 12,4%, т.е. около 90% и 95% от аналогичных значений основного металла, соответственно.

4) Анализ напряженно-деформированного состояния (НДС) выполненных Plasma-MIG сваркой образцов сплава 1561 показал наличие продольных прогибов 0,3...0,5 мм, направленных в сторону к лицевой поверхности, и стабильных по длине сварного соединения поперечных прогибов на уровне 0,5 мм. При этом остаточные растягивающие напряжения сх в центре шва на лицевой и обратной поверхностях пластины изменяются от 45...50 МПа до 100 .150 МПа, соответственно.

5) Сравнение экспериментально полученных значений НДС выполненных Plasma-MIG сваркой с литературными данными для традиционной MIG сварки идентичных образцов показало, что при примерно равных остаточных прогибах в случае применения гибридного процесса остаточные напряжения существенно (на 25 .40%) меньше.

Благодарности.

Работа выполнялась в рамках проектов:

- №2019A050508006 «Investigation of the stressstrain state of symmetric butt welds in automatic hybrid welding "Plasma-MIG" (Исследование напряженно-деформированного состояния симметричных стыковых сварных соединений при автоматической гибридной сварке «Плазма-MIG»)»;

- №2018GDASCX-0803 «Research and development of laser and plasma technologies for

hybrid welding and cutting (Научно-исследовательские разработки лазерных и плазменных технологий гибридной сварки и резки)», Guangzhou, China;

- №2017GDASCX-0411 «Capacity-Building of Innovation-Driven Development for Special Fund Projects (Исследование физико-химических процессов при взаимодействии паровой плазмы с поверхностью металлов и разработка научных основ технологии водо-воздушной плазменной резки листовых сталей для получениясварных соединений)», Академия наук провинции Гуандун (КНР);

- №2018A050506058 Research and application of hybrid laser and arc welding technology with high power on highstrength steel for shipbuilding (Исследование и применение гибридной лазерной и дуговой сварки с высокой мощностью на высокопрочной стали для судостроения)», Guangzhou, China.

Список литературы.

1. Белецкий В.М., Кривов Г.А. Алюминиевые сплавы (Состав, свойства, технология, применение): Справочник. - Киев: КОМИНТЕХ, 2005. - 365 с.

2. Металловедение сварки алюминия и его сплавов // Д.М. Рабкин, А.В. Лозовская, И.Е. Скла-бинская. - Киев: Наукова думка, 1992. - 160 с.

3. Сварка трением с перемешиванием алюминиевых сплавов различных систем легирования / А.Г. Покляцкий, А.А. Чайка, И.Н. Клочков, М.Р. Яворская // Автоматическая сварка, №10, 2010. - С. 18-22.

4. Essers W.G., Liefkens A.C. Plasma-MIG welding developed by Philips // Machinery and Production Engineering, №121, 1972. - Р. 631-634.

5. Hybrid technologies of welding aluminium alloys based on consumable electrode arc and constricted arc / A.A. Grinyuk, V.N. Korzhik, V.E. Shevchenko,

A.A. Babich, S.I. Peleshenko // The Paton Welding Journal, №5-6, 2016. - Р. 98-103.

6. Plasma-MIG Hybrid Welding Process of 5083 Marine Aluminum Alloy / Detao Cai, Shanguo Han, Shida Zheng etc. // Materials Science Forum, Vol. 850,

2016. - pp. 519-525.

7. Procedure for determination of residual stresses in welded joints and structural elements using electron speckle-interferometry / Lobanov L.M., Pivtorak V.A., Savitsky V.V., Tkachuk G.I. // The Paton Welding Journal, №01, 2006. - P. 24-29.

8. Comparative evaluation of methods of arc and hybrid plasma-arc welding of aluminum alloy 1561 using consumable electrode / V.N. Korzhik, N.A. Pash-chin, O.L. Mikhoduj, A.A. Grinyuk, A.A. Babich, V.Yu. Khaskin // The Paton Welding Journal, № 4,

2017. - Р. 32-37.

9. Влияние закрепления в жесткой оснастке на формирование остаточного напряженно-деформированного состояния стыковых соединений пластин из сплава 1561 при MIG, PAW и гибридной PAW-MIG сварке / В.Н.Коржик, В.В.Квасницкий,

B.Ю.Хаскин, Д.В.Прохоренко, А.А.Перепичай, А.А.Гринюк, А.А.Бабич // American Scientific Journal, №17(1), 2017. - С. 14-29.