ZVÁRANIE. odborný časopis so zameraním na zváranie a príbuzné technológie ročník 61 SVAŘOVÁNÍ ISSN

Transcription

1 ZVÁRANIE odborný časopis so zameraním na zváranie a príbuzné technológie ročník 61 SVAŘOVÁNÍ ISSN ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1/2008 a

2 VÝSKUMNÝ ÚSTAV ZVÁRAČSKÝ PRIEMYSELNÝ INŠTITÚT SR WELDING RESEARCH INSTITUTE INDUSTRIAL INSTITUTE OF SR Slávnostné otvorenie Centra excelentnosti vo zváraní

3 PRÍHOVOR Excelentný výskum by mal byť prostriedkom každej inštitúcie, ktorej cieľom je posúvať hranice poznania v danej vednej oblasti. Je zrejmé, že nevyhnutným predpokladom excelentného výskumu je zabezpečenie špičkovej technologickej infraštruktúry. Samotnou podstatou excelentnosti je však schopnosť využiť vybavenie na tvorbu nových nápadov, myšlienok, a tým aj jedinečného know-how. Pre VÚZ PI SR je otvorenie Centra excelentnosti vo zváraní istým míľnikom vo svojej viac ako 60-ročnej histórie. V tomto centre je zúročené mnohoročné úsilie pri rozvoji progresívnych technológií zvárania, spracovania a skúšania materiálov. Centrum excelentnosti disponuje technológiami, ktoré sú na špičke vo svojej oblasti a zároveň absolútne rešpektujú moderné trendy z hľadiska ekologickosti výroby a možností jej optimalizácie. Príkladom je technológia trecieho zvárania s premiešaním, ktorá je ekonomicky mimoriadne výhodná ale zároveň vzhľadom k absencii vznikajúcich plynov či trosky výnimočne ekologická a šetrná tak vzhľadom na pracovný priestor ako aj na životné prostredie. Napriek nespornému významu všetkých týchto technológií si uvedomujeme, že skutočnou pridanou hodnotou Centra excelentnosti je know-how jednotlivých výskumných tímov, uplatniteľné v priemyselnej realite. Najväčšou výzvou pritom zostáva kontinuálny rozvoj nových ideí, prameniaci najmä z konkrétnych potrieb partnerských priemyselných organizácií, ktorých zapojenie do každodennej výskumnej reality nášho centra považujeme za podmienku toho, ako má skutočný aplikovaný výskum vyzerať. Verím že množstvo odborníkov z radov tak akademickej ale najmä výrobnej sféry nájde v našom Centre špičkovú základňu na rozvoj svojich nových myšlienok a tým prispejú k zvýšeniu konkurencieschopnosti slovenskej ekonomiky. Ing. Peter Klamo generálny riaditeľ VÚZ PI SR

4 OBSAH PRÍHOVOR 1 generálneho riaditeľa VÚZ PI SR, Ing. Petra Klama ODBORNÉ ČLÁNKY 3 Prípad erózno-kavitačného poškodenia zváraného uzla potrubia zmiešavača PETER BERNASOVSKÝ PETER BRZIAK PETER ZIFČÁK JANA ORSZÁGHOVÁ 7 Mikroštruktúra a vlastnosti zliatiny hliníka typu 6082 spájanej trecím miešacím zváraním s využitím rozdielnych zváracích parametrov K. MROCZKA A. PIETRAS P. KURTYKA 13 Nový fyzikálny simulátor Gleeble 3800 a jeho využitie pri skúšaní zvariteľnosti ĽUBOMÍR MATIS MARIANA BALÁŽOVÁ MIROSLAV PAĽO ANNA KLENOTIČOVÁ 18 Technologie svařování hlavního cirkulačního potrubí jaderné elektrárny Mochovce typu VVER 440 TOMÁŠ SOUKUP 1-2/ ročník Odborný časopis so zameraním na zváranie, spájkovanie, lepenie, rezanie, striekanie, materiálové inžinierstvo a tepelné spracovanie, mechanické a nedeštruktívne skúšanie materiálov a zvarkov, zabezpečenie kvality, hygieny a bezpečnosti práce. Odborné články sú recenzované. Periodicita 6 dvojčísel ročne. Evid. č. MK SR EV. 203/08 Vydáva 2 ZVÁRANIE PRE PRAX 28 NiCrBSi kovový prášok s legúrou P a Mo z produkcie VÚZ PI SR MIROSLAV MUCHA CERKEZ KAYA 31 Fyzikálne veličiny a jednotky v odbornej literatúre KAROL KÁLNA 32 Montážne zváranie potrubí pri dostavbe 3. a 4. bloku Atómových elektrární Mochovce (MO34) MILAN KYSEL INFORMÁCIE VÚZ PI SR 48 Centrum excelentnosti vo zváraní NOVÉ NORMY 35 Nové normy z oblasti zvárania za obdobie september až december 2011 REDAKCIA AKCIE 36 Strojárska olympiáda 2012 KATARÍNA ČIEFOVÁ 38 Strojársky veľtrh v Nitre 2012 stabilné zázemie pre úspešnú komunikáciu odborníkov AGROKOMPLEX VÝSTAVNÍCTVO NITRA 39 MSV mezinárodní strojírenský veletrh v Brně VELETRHY BRNO 40 VIENNA-TEC 2012 ohňostroj inovací a průmyslových technologií v sousední Vídni a mezinárodní setkání EUROKONTAKT ve dnech SCHWARZ & PARTNER, PRAHA PREDSTAVUJEME ZVÁRAČSKÉ ČASOPISY 42 Obsah časopisu Welding in the World 2011 REDAKCIA JUBILEUM 47 Ing. Miroslav Mucha, PhD., oslavuje šesťdesiatiny Výskumný ústav zváračský Priemyselný inštitút SR člen medzinárodných organizácií International Institute of Welding (IIW) a European Federation for Welding, Joining and Cutting (EWF) Generálny riaditeľ: Ing. Peter Klamo Šéfredaktor: Ing. Tibor Zajíc Redakčná rada: Predseda: prof. Ing. Pavol Juhás, DrSc. Podpredseda: prof. Ing. Peter Grgač, CSc. Členovia: Ing. Jiří Brynda, Ing. Pavel Flégl, prof. Ing. Ernest Gondár, PhD., Ing. Ivan Horňák, doc. Ing. Viliam Hrnčiar, PhD., doc. Ing. Július Hudák, PhD., prof. Ing. Jozef Janovec, DrSc., doc. Ing. Karol Kálna, DrSc., Ing. Július Krajčovič, Dr. Ing. Zdeněk Kuboň, doc. Ing. Vladimír Magula, PhD., doc. Ing. Harold Mäsiar, PhD., Ing. Ľuboš Mráz, PhD., Ing. Miroslav Mucha, PhD., doc. Ing. Jozef Pecha, PhD., Ing. Pavol Radič, doc. Ing. Pavol Sejč, PhD., Dr. Ing. František Simančík, Ing. Tomáš Žáček, PhD. Preklad: Mgr. Margita Zatřepálková Adresa a kontakty na redakciu: Výskumný ústav zváračský Priemyselný inštitút SR redakcia časopisu ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ Račianska 71, Bratislava 3 tel.: +421/(0)2/ , , fax: +421/(0)2/ redakcia.zvarania@vuz.sk Grafická príprava: TYPOCON, s. r. o., Bratislava tel./fax: +421/(0)2/ Tlač: FIDAT, s. r. o., Bratislava tel./fax: +421/(0)2/ Distribúcia: VÚZ PI SR, RIKA a Slovenská pošta, a. s. Objednávky časopisu prijíma VÚZ PI SR, každá pošta a doručovatelia Slovenskej pošty. Objednávky do zahraničia vybavuje VÚZ PI SR; Slovenská pošta, a. s., Stredisko predplatného tlače, Uzbecká 4, P.O.BOX 164, Bratislava 214, zahranicna.tlac@slposta.sk; do ČR aj RIKA (Popradská 55, Bratislava 214) a VÚZ PI SR. Cena dvojčísla: 4 pre zahraničie: 4,20 bez DPH, 5 s DPH Toto dvojčíslo vyšlo v máji 2012 VÚZ PI SR, Bratislava 2012 Za obsahovú správnosť inzercie ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ zodpovedá jej objednávateľ 1/2008

5 ODBORNÉ ČLÁNKY Prípad erózno-kavitačného poškodenia zváraného uzla potrubia zmiešavača Case of erosion-cavitation damage of welded node in mixing unit piping PETER BERNASOVSKÝ PETER BRZIAK PETER ZIFČÁK JANA ORSZÁGHOVÁ Doc. Ing. P. Bernasovský, PhD. Ing. P. Brziak, PhD. Ing. P. Zifčák, PhD. Ing. J. Országhová, PhD., Výskumný ústav zváračský Priemyselný inštitút SR (Welding Research Institute Industrial Institute of SR), Bratislava, Slovensko Popis miesta poškodenia a vzniku netesnosti Chemický rozbor a určenie materiálu Analýza poškodenia rúry Identifikácia erózno-kavitačného mechanizmu ako príčiny poškodenia Možnosti ochrany proti tomuto typu poškodenia The damage area and leakage origin were described. The chemical analysis and determination of material were outlined. The analysis of pipe damage as well as identification of erosion-cavitation mechanism as damage cause were described. Protection possibilities against this damage type were outlined. Počas bežnej prevádzky VJ Alkylácia benzínu došlo v potrub- > nom systéme medzi reakčnými nádobami v mieste spájania sa viacerých prúdov médií k vzniku netesnosti, úniku alkylačného benzínu a následnému požiaru. Pohľad na daný potrubný uzol dokumentuje obr. 1. Potrubný systém bol poškodený v dvoch miestach, ktoré boli označené P1 a P2. 1. ZISTENÉ POŠKODENIA Poškodenie P1 K poškodeniu došlo v spodnej časti rúry A približne v mieste vyústenia prívodu parného kondenzátu C v smere prúdenia reakčnej zmesi a to v blízkosti montážneho zvarového spoja (ZS) (obr. 2a pohľad Tab. 1 Chemické zloženie skúšobných materiálov Tab. 1 Chemical composition of tested materials Obr. 1 Celkový pohľad na analyzovaný potrubný uzol Fig. 1 An overview of analysed piping node Norma/Miesto merania Standard/Measurement area Materiál Material Chemická analýza (hm. %) / Chemical analysis (wt %) C Mn P S Si Ni Cr Mo Cu Nb+Ta Iné Other ASME B464 Alloy 20 32,0 19,0 2,0 3,0 8xC 0,07 2,00 0,045 0,035 1,00 38,0 21,0 3,0 4,0 1 Fe zvyšok Fe residue Rúra A Pipe A T-kus D T-piece D ZK: pozdĺžny zvarový spoj WM: longitudinal welded joint ZK: obvodový zvarový spoj WM: circumferential welded joint Alloy 20 0,023 0,56 0,020 <0,001 0,48 35,52 19,34 2,29 3,23 0,44*) Alloy 20 0,028 1,43 0,016 0,0084 0,72 33,63 19,58 2,34 3,18 Alloy 20 0,98 0,40 33,50 19,98 2,42 3,72 0,62 Inconel 625 0,11 0,22 55,39 21,38 7,26 1,09 3,37 Fe zvyšok Fe residue Fe zvyšok Fe residue Fe zvyšok Fe residue Fe zvyšok Fe residue Ti=0,24 *) obsah Nb stanovený pomocou hmotnostného spektrografu *) Nb content determined by mass spectrograph ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012 3

6 Prípad erózno-kavitačného poškodenia zváraného uzla potrubia zmiešavača A A C C Obr. 2a Pohľad na prederavenú rúru A odspodu (biela šípka) Fig. 2a A view of perforated pipe A from below (white arrow) Obr. 2b Pohľad zvnútra Fig. 2b A view from inside Smer prúdenia Flow direction Obr. 2c Zvarový spoj rúry A s T-kusom D Fig. 2c Welded joint in pipe A with T-piece D Rúra A Pipe A, T-kus D T-piece D Obr.2d Charakter vnútorného povrchu poškodeného erózno-kavitačným mechanizmom Fig. 2d Character of inner surface damaged by erosion-cavitation mechanism B Obr. 3a Poškodenie T-kusa D vedľa montážneho zvaru s T-kusom E Fig. 3a Damage of T-piece D next to girth weld with T-piece E Montážny zvar D/E Girth weld D/E, Montážny zvar A/D Girth weld A/D Obr. 3b Pohľad zvnútra Fig. 3b A view from inside Obr. 3c Charakter erózno kavitačného opotrebenia vnútorného povrchu T-kusa D Fig. 3c Character of erosion-cavitation wear of inner surface of T-piece D Obr. 3d Nepoškodený zvarový kov montážneho spoja T-kusa E Fig. 3d Undamaged weld metal of girth joint in T-piece E 4 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

7 ODBORNÉ ČLÁNKY Tab. 2 Odolnosť materiálov voči erózii [4] Tab. 2 Erosion resistance of materials [4] Odolnosť voči erózii Erosion resistance Slabá Low Stredná Medium Výborná Excellent zvonku, obr. 2b pohľad zvnútra). Podobné poškodenie, ale bez prederavenia steny bolo pozorované aj na vrchnej strane rúry A presne oproti prederaveniu. Zvarový kov (ZK) v zvarovom spoji rúry A s T-kusom D vykazoval minimálne známky poškodenia (obr. 2c). Poškodenie P2 K poškodeniu došlo v T-kuse D približne v mieste vyústenia prívodu vodného roztoku NaOH vet vou B (obr. 3a). Najväčšie poškodenie a následné prederavenie steny sa nachádzalo, podobne ako v rúre A, v spodnej časti T-kusa v smere prúdenia reakčnej zmesi, a to v blízkosti montážneho zvarového spoja. Poškodenie pokračovalo aj za montážnym zvarovým spojom v druhom T-kuse E (obr. 3b pohľad zvnútra). Zvarový kov nevykazoval známky poškodenia. 2 VÝSLEDKY ANALÝZ Materiál Material Bronzy/ Bronzes Al bronzy/ Al bronzes čistý Nikel/ pure Nickel ALLOY 20 Monell Hastalloy C AISI 316 AISI 304 K-Monel AISI 416 INCONEL 625 AISI 440 CrW karbidy/ CrW carbides Keramika/ Ceramics 2.1 Porovnanie chemického zloženia rúry A a T-kusa D s vlastnosťami udávanými výrobcami v atestoch Chemické zloženie rúry A a T-kusa D zodpovedá chemickému zloženiu materiálu ALLOY 20 podľa ASME Tab. 3 Hĺbky kavitačnej erózie [4] Tab. 3 Cavitation erosion depths [4] Hĺbka kavít po (mm) (frekvencia 20 khz, amplitúda 0,05 mm, 24 h, voda) Depth of cavities after (mm) (20 khz frequency, 0.05 mm amplitude, 24 h, water) poznámka: dosadené hodnoty sú orientačné note: the inserted values are informative B464 (tab. 1). Chemické zloženie výrobného (pozdĺžneho) zvarového spoja je principiálne zhodné s chemickým zložením materiálu rúry A (ALLOY 20). Montážne (obvodové) zvary boli vyrobené s prídavným materiálom na báze 55 % Ni, čo zodpovedá drôtu na báze INCONEL Metalografická analýza poškodenia P1 Ako je zrejmé z obr. 2b, vnútorný povrch rúry A má známky poškodenia v smere od vtoku parného kondenzátu (rúra C) po oboch stranách v smere prúdenia reakčnej zmesi. Poškodenie sa prejavuje úbytkom materiálu zvnútra v smere od vnútorného povrchu, pričom najväčší úbytok (prederavenie) sa nachádza na spodnej strane rúry cca 10 cm od napojenia rúry C a cca 5 cm od montážneho zvarového spoja rúry A s T-kusom D. Zvarový kov poškodený nebol (obr. 2c). Pomocou riadkovacej elektrónovej mikroskopie (REM) sa zistilo, že poškodený povrch nesie známky erózno-kavitačného a erózneho poškodenia (obr. 2d). Na poškodených povrchoch neboli pomocou REM identifikované známky selektívneho korózneho poškodenia. Zo splodín bol na vnútornom povrchu rúry nameraný zvýšený obsah síry, až do cca 2 hm. %. Síra však bola identifikovaná aj v miestach bez viditeľného poškodenia vnútorného povrchu a ide pravdepodobne o stopy z reakčnej zmesi. Metalografickou analýzou obvodového ZS neboli okrem metalurgických chýb ZS identifikované znaky poškodenia. Z tvaru opotrebenia materiálu T-kusa D možno opäť konštatovať, že vedúcim mechanizmom poškodenia rúrového systému bola erózia. 2.3 Metalografická analýza poškodenia P2 Ako je zrejmé z obr. 3b, vnútorný Materiál Material 0,080 INCONEL 625 0,2743 ALLOY 20 0,1802 AISI 316 L povrch T-kusa D vykazuje podobný charakter poškodenia ako rúra A. Poškodenie sa prejavuje úbytkom materiálu v smere od vnútorného povrchu, najväčší úbytok (prederavenie) sa nachádza na spodnej strane T-kusa cca 15 cm od napojenia rúry B a cca 1 cm od montážneho zvaru T-kusa D s T-kusom E. Poškodenie pokračuje aj v T-kuse E. Vnútorný povrch T-kusov D a E v blízkosti miesta prederavenia, na ktorom vidno, že poškodené povrchy nesú známky erózno-kavitačného a erózneho poškodenia (obr. 3c). Zvarový kov nebol napadnutý (obr. 3d). 3 DISKUSIA VÝSLEDKOV Materiál ALLOY 20 je určený na prácu v chemickom a petrochemickom priemysle, odoláva pôsobeniu koncentrovanej H 2 SO 4 až do koncentrácie 10 % pri teplote 80 C a NaOH až do koncentrácie 30 % pri teplote 100 C.[1]. Vďaka stabilizácii Nb+Ta je mimoriadne odolný proti scitliveniu teplom ovplyvnenej oblasti (TOO) základného materiálu a jeho zvarové spoje sa nemusia tepelne spracovať. Podľa [2] je priamo použiteľný na prepravy reakčných zmesí v alkylačných jednotkách. Pomocou metalografických techník neboli v sledovaných materiáloch identifikované známky selektívnej korózie ani v ZM v miestach poškodenia ani v TOO v blízkosti poškodenia, pri ktorých je predpoklad napadnutia najvyšší. Len korózne procesy teda nemohli spôsobiť úbytky na stenách sledovaných komponentov až do prederavenia. 3.1 Analýza druhu prúdenia Obidve poškodené miesta v potrubnom systéme priamo súvisia s miestami pripojenia ďalších prúdov médií. Charakter poškodenia bol z morfologického hľadiska pomocou REM identifikovaný ako ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012 5

8 Prípad erózno-kavitačného poškodenia zváraného uzla potrubia zmiešavača erózia so známkami kavitačného poškodenia. Erózia je druh mechanického poškodenia, pri ktorom je materiál mechanicky opotrebovaný prúdom kvapaliny, v ktorej môžu (ale nemusia) byť tuhé častice, ktoré proces erózie môžu urýchliť. Kavitačná erózia je vlastne prechodom medzi čisto mechanickým opotrebením a opotrebením koróznym. Príčinou je tvorba a zánik plynných alebo parných bublín v prúdiacej kvapaline. Bublinky vznikajú a zanikajú v miestach, kde sa menia tlakové pomery v systéme. Keď sa bublinky dostanú do miesta s nižším hydraulickým tlakom, explodujú. Ak sa nachádzajú v blízkosti steny, môže byť z materiálu mechanicky odtrhnutý istý objem. Erózia môže byť urýchlená turbulentným prúdením, ktoré môže poškodiť pasívnu antikoróznu vrstvu na povrchu koróziivzdorných materiálov. V týchto miestach je elektrochemická korózia aktívnejšia, a môže urýchliť kavitačné procesy. Obidve poškodenia boli identifikované v miestach pripájania prúdov médií k hlavnej vetve potrubného systému a vznik turbulentného prúdenia podporujúceho eróziu je v týchto miestach najpravdepodobnejší. Bolo nutné určiť druh prúdenia v potrubí. Kritériom turbulentného prúdenia je Reynoldsovo číslo [3]: Re = v.d/ kde Re je Reynoldsovo číslo, v stredná rýchlosť v potrubí (m.s -1 ), d priemer potrubia (m), kinematická viskozita (m 2.s -1 ). Pre prúdenie v potrubí kruhového prierezu je kritické Re = Pre Re v intervaloch môže byť prúdenie lamelárne, ak je sústava bez vonkajších vplyvov [3]. V prípade potrubného systému alkylačnej jednotky sú vonkajšie vplyvy výrazné v dôsledku pripájania prúdov. v = Q/S kde Q je prietok (m 3.s -1 ), S plocha (m 2 ), Q = G/ kde G je váha (N), hustota (kg.m -3 ). Výpočtom zistíme, že Re nadobúda hodnoty: Re = v rúre A pred pripojením vetvy C, Re = v rúre po pripojení vetvy C, Re = v T-kuse D po pripojení vetvy B. To znamená, že už samotný tok reakčnej zmesi v rúre A (6 ) je na hranici turbulentného prúdenia, napojenie ďalších prúdov situáciu len zhorší. Základný predpoklad pre iniciáciu erózneho poškodenia je teda v potrubnom systéme splnený. Je zrejmé, že účinky erózie budú maximálne oproti vyústeniam ďalších prúdov, s miernym posunutím v smere prúdenia. Akákoľvek prekážka (napríklad koreň ZS) v potrubí účinky erózie len zhorší. 3.2 Analýza poškodenia Z metalografickej analýzy vyplýva, že zvarové kovy boli odolné voči poškodeniu. ZK majú chemické zloženie INCONELU 625 (tab. 1). Jednotlivé materiály podľa ich odolnosti voči erózii sú uvedené v tab. 2. Erózna odolnosť stúpa od vrchu (tab. 2) smerom dole. Erózna odolnosť INCONELU 625 je teda vyššia ako erózna odolnosť materiálu AL- LOY 20. V tab. 3 sú uvedené hĺbky kavitačnej erózie skúšanej na jednotlivých materiáloch podľa ASTM Standard G32 [4]. ALLOY 20 má teda viac ako 3 x hlbšie kavity v porovnaní s Inconelovým materiálom a 1,5 x hlbšie kavity v porovnaní s materiálom 316L. Z uvedených tabuliek je zrejmé, že k poškodeniu ZK nedošlo vďaka oveľa vyššej odolnosti voči erózii a kavitácii materiálu typu INCO- NEL 625. ZÁVER Riadiacim mechanizmom vzniku necelistvostí bolo lokálne erózno- -kavitačné poškodenie. Turbulentné prúdenie v potrubnom systéme v miestach pripojenia bočných vetiev eróziu iniciovalo. Eróznym mechanizmom boli postupne odstraňované pasivačné vrstvy zabezpečujúce koróznu odolnosť vnútorného povrchu potrubného systému. Napriek tomu, že priame korózne poškodenie nebolo v miestach poškodení pozorované, je pravdepodobné, že došlo k plošným koróznym procesom z dôvodu neprítomnosti pasivačnej vrstvy. V týchto miestach sa mohla aktivizovať elektrochemická korózia, ktorá skracuje ako inkubačnú dobu kavitácie, tak aj plošnej korózie. Vyššie uvedenému poškodeniu je možné zabrániť: konštrukčným riešením, zmenou materiálu komponentov systému v kritických miestach. Ideálna je kombinácia obidvoch uvedených spôsobov. Z konštrukčného hľadiska je možné zamedziť tomuto poškodeniu použitím vnútorných nátrubkov vyrobených napríklad z INCONELU 625, ktoré by nasmerovali prúdy z vetiev C a B do stredu rúry A a T-kusu D. K najväčším turbulenciám by došlo v strede prúdnice a nie pri stenách potrubí. CONCLUSIONS The local erosion represented the control mechanism of damage.the turbulent flow in the piping system initiated erosion in the connection areas of side pipe manifold. The passivation layers assuring corrosion resistance of the piping system inner surface were gradually removed by erosion mechanism. Despite the fact that the direct corrosion damage was not observed in the damage areas, it is probable that the general corrosion proceses occurred due to the absence of passivation layer. The electrochemical corrosion which shortens both the incubation cavitation period and general corrosion, could be activated in these areas. The above-mentioned damage can be prevented by: engineered solution, material change of system components in critical areas. The combination of both mentioned methods is ideal. From structural viewpoint this damage can be prevented by use of inner sleeves fabricated e.g. from IN- CONEL 625 which would direct the flows from C and B pipe branches into the pipe centre A and T-piece D. The highest turbulences would occur in the flowline centre and not near the piping < walls. Literatúra [1] Číhal, V. a kol.: Koróziivzdorné oceli a slitiny, ACADEMIA, 1999 [2] Peterson, R.: Corrosion and Fouling in Sulfuric acid alkylation units, STRATCO, Inc, firemná literatúra, 2001 [3] Gančo, M.: Mechanika Tekutín, Alfa, 2. vydanie, 1983 [4] ULTIMET alloy, firemná literatúra, ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

9 ODBORNÉ ČLÁNKY Mikroštruktúra a vlastnosti zliatiny hliníka typu 6082 spájanej trecím miešacím zváraním s využitím rozdielnych zváracích parametrov Microstructure and properties of 6082 aluminium alloy friction stir welded with different parameters of welding K. MROCZKA A. PIETRAS P. KURTYKA K. Mroczka P. Kurtyka, Instytut Techniki, Uniwersytet Pedagogiczny w Krakowie (Institute of Technology, Pedagogical University of Cracow) A. Pietras, Instytut Spawalnictwa w Gliwicach (Institute of Welding, Gliwice), Poľsko Trecie miešacie zváranie sa používa na spájanie rovných dielov predovšetkým zo zliatin hliníka Zliatina typu 6082 je jednou z najčastejšie používaných zliatin zo série 6xxx Článok prezentuje výsledky zo zvárania tejto zliatiny predovšetkým pri vyššej lineárnej rýchlosti Výskum prebiehal s využitím svetelného mikroskopu a elektrónového rastrovacieho mikroskopu, merala sa tvrdosť a vykonali sa skúšky ťahom Výsledky výskumu odhalili makroštruktúru a mikroštruktúru zvarov a taktiež chyby v časti spojov Mechanické vlastnosti sú popísané na základe profilov tvrdosti a výsledkov skúšok ťahom konkrétnych oblastí zvarov The Friction Stir Welding (FSW) is applied to weld of flat elements especially aluminum alloys. Alloy 6082 is one of the most popular alloys from 6xxx series. This article presents the results of welding this alloy with mainly higher linear velocity. The investigation was carried out using light microscopy, scanning electron microscopy, hardness and tensile tests. The results of an investigation revealed macro and microstructure of welds and also defects within part of joints. Mechanical properties are described by microhardness profiles and tensile tests results of particular areas of welds. Technológia trecieho miešacieho zvárania (Friction Stir > Welding FSW, trecie miešacie zváranie podľa STN EN 1792: 2004) umožňuje spájanie hliníkových platní bez predhrevu materiálu. Zvárací proces prebieha na základe rotácie nástroja vnoreného do základného materiálu, pričom sa nástroj pohybuje pozdĺž zváraných hrán. Schému bežného trecieho miešacieho zvárania znázorňuje obr. 1. Plastická deformácia a zvýšená teplota niekedy až do ~450 C spôsobí vznik formácie, ktorá je charakteristická pre FSW. Makroštruktúru tvorí v strede oblasti zvarový nuget, termomechanicky ovplyvnená oblasť, teplom ovplyvnená oblasť (TOO) a základný materiál (ZM). Zvarový nuget je často obklopený prstencami známymi ako cibuľová štruktúra, avšak zvary z rovnakých zliatin hliníka nemajú takúto štruktúru [1]. Mikroštruktúra a vlastnosti konkrétnych oblastí významne závisia od zváracích parametrov [2, 3] a typu zváracieho nástroja (tŕň a rameno obr. 1) [4 8]. FSW technológia sa v súčasnosti využíva na zváranie zliatin hliníka a horčíka ako aj medi, Obr. 1 Schéma FSW Advancing side Postupová strana, Retreatinging side Ústupová strana Fig. 1 A schema of FSW ocele, kompozitných a rôznorodých materiálov. Zvary platní zo zliatin hliníka a predovšetkým zliatin hliníka typu 6xxx zhotovené trecím miešacím zváraním [15] sú oveľa kvalitnejšie ako zvary zhotovené metódami zvárania pri vysokých teplotách, napr. MIG zváranie [16, 17]. Popis mechanizmu vzniku FSW zvaru je náročný vzhľadom na komplexnosť smerov toku materiálu a procesov, ktoré prebiehajú v mikroštruktúre. Rôzne štúdie FSW spojov zo zliatin hliníka poukazujú na rôznu hustotu dislokácií [18, 19]. Zistilo sa, že veľkosť zŕn zvarového nugetu výrazne závisí od lineárnej rýchlosti nástroja [19]. Následne ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012 7

10 Mikroštruktúra a vlastnosti zliatiny hliníka typu 6082 spájanej trecím miešacím zváraním s využitím rozdielnych zváracích parametrov Obr. 2 Schéma vzorky s jej rozmermi na skúšku ťahom Fig. 2 A schema of tensile test sample with their dimensions Obr. 3 Spôsob vyrezania vzorky na skúšku ťahom zo: a) stredu, b) z postupovej strany, c) z ústupovej strany The center Stred, Advancing side Postupová strana, Retreatinging side Ústupová strana Fig. 3 The way of cut out tensile test sample from: a) the center, b) advancing side, c) retreating side Tupé spoje sa zhotovili v rovnobežnom smere so smerom valcovania pri rotačnej rýchlosti 1120 ot/min a pri vyššej lineárnej rýchlosti zváracieho nástroja, t. j mm/min. Zvárací proces sa vykonal použitím bežného zváracieho nástroja, t. j. tŕň priemeru 8 mm a rameno nástroja priemeru 25 mm; uhol medzi ramenom nástroja a povrchom zváraných platní bol 1,5. Zváralo sa pri izbovej teplote. Vzorky sa skúmali v stave po zvarení (v stave prirodzeného starnutia) viac ako dva týždne. Mikroštruktúra sa skúmala na optickom mikroskope OLYMPUS GX51 s Nomarského diferenciálnym interferenčným kontrastom a na rastrovacom elektrónovom mikroskope (REM) Philips 525 M. Pozorovanie pod optickým mikroskopom sa vykonalo na prierezoch platní, ktoré boli vybrúsené, mechanicky leštené a leptané v roztoku 2 ml HF, 4 ml HNO 3 a 94 ml H 2 O. Výskum pomocou REM sa vykonal na lomových plochách po skúške ťahom a na priereze sa stanovila tvrdosť μhv0,1 (zaťaženie 100 g) vo vzdialenosti sa rôznym spôsobom môže meniť tvrdosť v oblasti zvaru [2, 11, 20 22] v porovnaní s pôvodným materiálom. Preto na lepšie pochopenie FSW procesu treba vykonať viaceré experimenty, pri ktorých sa kombinuje meranie mechanických vlastností s pozorovaním mikroštruktúry. Série zliatin 6xxx sa často využívajú v stavebnom a lodiarskom priemysle [23]. Jednou z častejšie používaných zliatin z tejto série je typ 6082, ktorý sa používa vo forme tenkých plechov alebo pretláčaných profilov. FSW môže pomôcť na zachovanie vysokých mechanických vlastností zliatiny v konečnom výrobku, ako vidno v príspevkoch Larsona a kol. [23] a Adamowského a kol. [24]. Z hľadiska perspektívy širokého využívania tohto druhu spájania konštrukčných prvkov zo zliatiny typu 6082 treba získať viac informácií. Cieľom predloženej práce bola analýza vplyvu väčšieho počtu parametrov FSW vrátane rýchleho ochladzovania zváraných dielov na mikroštruktúru a vlastnosti zváraných platní zo zliatiny typu Obr. 4 Mikroštruktúra postupovej strany zvaru so smermi prúdenia materiálu (čierne línie a šípky) Fig. 4 Microstructure of the advancing side of the weld with material flow directions (black and arrows) 1 EXPERIMENTÁLNA METÓDA V tomto výskume bol použitý základný materiál zliatina hliníka série 6xxx 6082-T6 vo forme platní hrúbky 6 mm. Chemické zloženie skúmanej zliatiny bolo nasledovné: 0,08 % Cu, 0,6 % Mn, 1,0 % Mg, 0,8 % Si, 0,4 % Fe (všetky v hm. %) a zvyšok Al. Obr. 5 Mikroštruktúra dolnej časti zvaru so smermi prúdenia materiálu (čierne línie a šípky): a) stred, b) postupová strana, c) ústupová strana Fig. 5 Microstructure of a bottom part of the weld with material flow directions (black lines and arrows): a) the center, b) advancing side, c) retreating side 8 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

11 ODBORNÉ ČLÁNKY 1 mm, 3 mm a 4,5 mm od povrchu zvaru. Vzdialenosti merania boli väčšie ako priemer ramena nástroja. Statické skúšky ťahom sa vykonali na trhacom stroji TT-DM so softvérom a hardvérom firmy Elbit. Skúšobné teleso na skúšky ťahom je znázornené na obr. 2 a ich umiestnenie vzhľadom na nuget v rozrezovom pláne je znázornené na obr VÝSLEDKY A DISKUSIA 2.1 Analýza mikroštruktúry Obr. 6 Mikroštruktúra stredu zvaru Fig. 6 Microstructure of the center of the weld Obr. 7 Mikroštruktúra stredu zvaru so smerom prúdenia materiálu: a) 1 2,5 mm od povrchu zvaru, b) 2 3,5 mm od povrchu zvaru Fig. 7 Microstructure of the center of the weld with material flow direction: a) 1 2,5 mm from the face of the weld, b) 2 3,5 mm from the face of the weld Obr. 8 Mikroštruktúra časti zvaru bezprostredne premiešaného tŕňom Fig. 8 Microstructure of a part of the weld stirred directly by a pin tool Obr. 9 Mikroštruktúra dolnej časti spoja zvareného použitím parametrov 710 ot/min, 710 mm/min Fig. 9 Microstructure of a bottom part of the joint welded with parameters 710 rpm, 710 mm/min Na obr. 4 až 7 a obr. 10 vidno mikroštruktúru spojov zhotovených vysokorýchlostným zváraním (viac ako 1 m/min). Na obrázkoch je taktiež zaznamenaný smer prúdenia materiálu stanovený na základe precipitátov. Postupovú stranu zvaru s polohou oblasti asi 2 až 3,7 mm od povrchu zvaru znázorňuje obr. 4. Je to kritické miesto z dôvodu smerov prúdenia materiálu v blízkosti okraja silného dopadu tŕňa prerušovaná čiara na obr. 4a. Na strane základného materiálu v spodnej časti materiál prúdil nahor, avšak na vrchole zvaru prúdil v opačnom smere, t. j. nadol (obr. 4a a 4b smer prúdenia materiálu je vyznačený šípkami). Štruktúra vzniknutá prúdením materiálu je výsledkom rotácie ramena nástroja, tŕňa a lineárneho pohybu zváracieho nástroja. Tŕň spôsobuje prúdenie materiálu smerom k vrcholu zvaru v dôsledku rotácie a závitu na jeho povrchu. Na rotáciu ramena nástroja pravdepodobne vplýva opačný smer prúdenia materiálu. Povrch ramena nástroja má drážku špirálového tvaru. Táto drážka núti materiál prúdiť (na začiatku) v smere osi zvaru a nakoniec smerom do spodnej časti. V skutočnosti prerušovaná čiara na obr. 4 znázorňuje hranicu tej časti materiálu, ktorá prešla rekryštalizáciou a zjemnením mikroštruktúry. Precipitácie sú taktiež rozlomené. Dolnú časť spoja znázorňuje obr. 5. Ako už bolo uvedené vyššie, na postupovej strane je jasne viditeľne označená hranica zjemnenia mikroštruktúry vyznačená prerušovanou čiarou na obr. 5a. Oblasť C na obr. 5a je plasticky deformovaná a smer deformácie je vyznačený šípkami. Táto oblasť sa rozprestiera naprieč šírkou zvaru obr. 5c, oblasť C. Oblasť nad prerušovanou čiarou (obr. 5a) sa skladá z dvoch častí: A materiál bezprostredne premiešaný tŕňom, kde vidno veľké zjemnenie mikroštruktúry, B oblasť silnej deformácie a zjemnenia mikroštruktúry. Deformáciu tejto oblasti (B) možno opísať ako výsledok čiastočného premiešania a vyhladenia materiálu. Podobným spôsobom možno opísať oblasť C na obr. 5b. Obr. 5c znázorňuje mikroštruktúru ústupovej strany zvaru v dolnej časti. Prerušovaná čiara na tomto obrázku vyznačuje hranicu nerekryštalizovaného základného materiálu (oblasť A a B). Línie znázorňujú smery prúdenia materiálu. Oblasť B je miesto vo zvare, kde sme pozorovali rozdelenie smeru prúdenia materiálu. Jedna časť materiálu sa posunula pod tŕň a druhá časť materiálu prúdila smerom nahor k vrcholu zvaru. Oblasť D (obr. 5b) predstavuje materiál z postupovej strany (ktorý nebol premiešaný) a línia medzi oblasťami D a C predstavuje okraj kontaktného povrchu platní. Túto líniu taktiež vidno na obr. 5c (D). Oblasť A je časť ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012 9

12 Mikroštruktúra a vlastnosti zliatiny hliníka typu 6082 spájanej trecím miešacím zváraním s využitím rozdielnych zváracích parametrov Obr. 10 Makroštruktúra zvaru a rozloženie mikrotvrdosti Fig. 10 Macrostructure of the weld and microhardness distribution Obr. 11 Rozloženie mikrotvrdosti naprieč zvarom, od povrchu a) 1 mm, b) 3 mm, c) 4,5 mm Distance to the welding line (mm) Vzdialenosť od osi zvaru Fig. 11 Distribution of microhardness on a cross section of the weld, from the face a) 1 mm, b) 3 mm, c) 4,5 mm z povrchu zváraných platní. Spojenie tejto línie s líniou pozorovanou v dolnej časti zvaru, ktorá je znázornená na obr. 7 a uvedená na obr. 5c (oblasť D), obr. 5b naznačuje, že línia by mohla byť hranicou časti materiálu preneseného z postupovej strany zvaru. Toto môže naznačovať úplne odlišné rozloženie precipitátov na obidvoch stranách línie, čo je zrejmé predovšetkým v oblasti od 0,8 do 2,7 mm od povrchu zvaru (obr. 6a). V blízkosti povrchu zvaru sa línia tesnejšie presúva do stredu zvaru v dôsledku úderov ramena nástroja (obr. 6b). Rozloženie precipitátov v strede spoja (2 až 3,7 mm od povrchu zvaru) je rovnobežné, čo naznačuje riadené prúdenie materiálu v smere rotácie zváracieho nástroja (obr. 7a). Bližšie k zvarovému nugetu (zvarový nuget je znázornený na obr. 8b) a v blízkosti kľukatej línie sa zmenilo rozloženie precipitátov, čo znázorňuje obr. 7b (B). Tento rozdiel môže byť spôsobený rozdielnymi smermi prúdenia materiálu v oblasti C a B na obr. 7b. Pod čiernou líniou medzi oblasťami B a C sa nachádza tzv. zvarový nuget. Zvarový nuget znázorňuje obr. 8b, na ktorom sú vyznačené taktiež smery prúdenia (čierne čiary). Vo väčšine prípadov trecieho miešacieho zvárania spojov sa zvarové nugety skladajú z veľmi jemných zŕn (približne niekoľko mikrometrov) v dôsledku plastickej deformácie pôsobiacej vo viacerých smeroch. Ako vidno na obr. 8b, precipitáty sú rozmiestnené v kruhu. Na obr. 8a vidno okraj zvarového nugetu. Bližšie k postupovej strane (vľavo na obrázku) sa nachádza pás materiálu, ktorý prúdil odlišným smerom. Čiarkovaný krúžok označuje kritické miesto zvaru, kde možno niekedy pozorovať porušenie mikroštruktúry. Takýto druh porušenia (zváralo sa pri 710 ot/min a rýchlosťou 710 mm/min) znázorňuje obr. 9. Na tomto obrázku (obr. 9b) možno pozorovať segregácie alebo nepravidelnosť mikroštruktúry v dôsledku nízkej teploty. 2.2 Skúmanie mechanických vlastností Obr. 12 Rozloženie mikrotvrdosti na priereze zvaru vo vzdialenosti 1, 3 a 4,5 mm od povrchu zvaru Fig. 12 Distributions of microhardness on a cross section of the weld, 1, 3 and 4,5 mm from the face materiálu (platní) na ústupovej strane. V dolnej časti zvaru možno taktiež vidieť malú časť spoja, ktorá nebola spojená (oblasť B). Mikroštruktúru stredu zvaru znázorňuje obr. 6. Čierna línia, ktorú vidno na tomto obrázku, sa nazýva kľukatá a pravdepodobne sa jedná o segregáciu oxidov, ktorá vychádza Fragment makroštruktúry zvaru, ktorú sme získali zostavením 27 mikroštruktúr znázorňuje obr. 10. Miesto merania je vyznačené na obrázku a sú uvedené aj výsledky (HV0.1). Merania sa vykonali vo vzdialenosti 1 mm, 3 mm a 4,5 mm od povrchu zvaru. Vertikálna analýza ukazuje podobnú tvrdosť materiálu v oblasti dopadu tŕňa ok. 90 HV0.1. V osi zvaru: na povrchu, v strednej časti a v dolnej časti sa zaznamenala hodnota 93 HV0.1. V strednej časti zvaru (3 mm od povrchu) mate riál rozdelený čiernou kľukatou čiarou vykazuje väčší rozptyl tvrdosti. Na postupovej strane je tvrdosť menšia ako HV0.1 v porovnaní s ústupovou stranou, kde je tvr- 10 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

13 ODBORNÉ ČLÁNKY Tab. 1 Výsledky skúšok ťahum Tab. 1 The results of tensile tests Vzorka Sample Stred Center Ústupová strana Retreating side Postupová strana Advancing side Obr. 13 Krivky zo skúšky ťahom Fig. 13 Tensile test curves R p0,2 (MPa) R m (MPa) A (%) , , ,1 Obr. 14 TEM mikroštruktúra stredu zvaru lomová plocha vzorky po skúške ťahom Obr. 14 The center of the weld SEM microstructure fracture of a sample tensile tested Obr. 15 Ústupová strana zvaru s mikroštruktúrou stanovenou REM lom vzorky po skúške ťahom Fig. 15 Retreating side of the weld SEM microstructure fracture of a sample tensile tested Obr. 16 Postupová strana zvaru s mikroštruktúrou stanovenou REM lom vzorky po skúške ťahom Fig. 16 Advancing side of the weld SEM microstructure fracture of a sample tensile tested dosť HV0.1. Väčšie rozdiely tvrdosti sa nepozorovali na hraniciach jemnej mikroštruktúry (obr mm od povrchu, 5 mm od osi zvaru). Najnižšia tvrdosť sa pozorovala v teplom ovplyvnenej oblasti na obidvoch stranách spoja. Detailné rozloženie tvrdosti v rôznych vrstvách (1, 3 a 4,5 mm) znázorňuje obr. 11. Tieto diagramy znázorňujú veľký rozsah meraní naprieč zvarom. Na základe priebehov tvrdosti možno pozorovať výrazné zvýšenie tvrdosti v oblastiach umiestnených vo väčšej vzdialenosti ako 12 mm od osi spoja. V hornej oblasti zvaru (obr. 11a) si to možno vysvetliť vplyvom ramena nástroja, ktorého objem pokrýva oblasť 12 mm na každej strane osi spoja (priemer ramena nástroja je 25 mm). V dolnej oblasti zvaru (obr. 11b, c) možno pozorovať profil tvaru písmena W vyššiu tvrdosť v oblasti tŕňa a zníženie tvrdosti v TOO. Taktiež vidno, že na postupovej strane zníženie tvrdosti pripisované TOO je bližšie k osi zvaru so zvyšovaním vzdialenosti od povrchu zvaru. Kumulatívny diagram profilov tvrdosti je znázornený na obr. 12. Skúmali sa aj mechanické vlastnosti ako parametre pevnosti, špecifických oblastí spoja, čiže stredu, postupovej a ústupovej strany. Spôsob rezania vzoriek znázorňuje obr. 3. Krivky zo skúšky ťahom znázorňuje obr. 13 a tab. 1 zahŕňa výsledky meraní. Najvyššia medza klzu (R p0.2 ) a medza pevnosti (R m ) je v poli na ústupovej strane. Toto možno vysvetliť na základe väčšej nehomogénnej mikroštruktúry v porovnaní s ostatnými oblasťami zvaru, ktorá vykazuje mierne nižšiu pevnosť na postupovej strane, avšak táto strana zvaru má ostro zvýraznenú hranicu oblasti zjemnenia. Stred spoja vykazuje minimálnu medzu pevnosti a krivku, ktorá sa výrazne odchyľuje od typickej krivky. Takéto anomálie krivky zo skúšky ťahom (obr. 11) sa pozorovali, keď bol vo vzorke veľký výkyv mikroštruktúry a/alebo keď vzorka obsahoval miestne chyby (povrchové chyby, väčšie množstvo precipitátov alebo povrch s menšou kohéznou pevnosťou). Rozmanitosť mikroštruktúr, ktorá spôsobuje tvar krivky zo skúšky ťahom a nižšiu pevnosť tejto oblasti, vysvetľuje analýza lomu vzoriek, ktoré sa rozlomili pri skúške ťahom. Časť lomovej plochy vzorky vyrezanej zo stredu zvaru znázorňuje obr. 14. Viditeľné plochy sa objavujú pri rôznych relatívnych uhloch. Ich rozloženie zodpovedá smeru prúdenia materiálu pri zváraní. Tento typ štruktúry lomu taktiež vyjadruje menšie kohézne sily na ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/

14 Mikroštruktúra a vlastnosti zliatiny hliníka typu 6082 spájanej trecím miešacím zváraním s využitím rozdielnych zváracích parametrov hraniciach týchto oblastí (obr. 14b). K podobnému záveru možno dospieť v dolnej časti oblasti (dolná časť priameho úderu tŕňa) mikroštruktúra tohto lomu je znázornená na obr. 14a. Viditeľný plochý povrch bez príznakov plastickej deformácie dokazuje, že súdržnosť priľahlého materiálu je nižšia ako medza klzu (R p0.2 ) materiálu. Preto vzniklo rozhranie bez plastickej deformácie. Lomové plochy vyššie uvedených vzoriek: ústupová a postupová strana sú znázornené na obr. 15 prípadne 16. V priereze vzorky zvaru sa pozoroval jeden druh tvárneho lomu s miestne viditeľnými jamkami, ktoré sa vytvorili na časticiach. Toto vysvetľuje dostatočnú húževnatosť (plasticitu) materiálu cca 17 % (tab. 1). ZÁVER Na základe výskumu sa dospelo k nasledovnému záveru: 1. Zvarový spoj zhotovený pri vysokej lineárnej rýchlosti (viac ako 1 m/min) neobsahuje nijaké chyby v mikroštruktúre. Ak sa použila nižšia lineárna rýchlosť 710 mm/ min a zároveň rovnaký pomer k rotačnej rýchlosti 710 ot/min (rovná sa 1), v dolnej časti zvaru vznikla chyba. 2. Mikroštruktúra na postupovej strane zvaru je rôznorodejšia v dôsledku prítomnosti ostrej hranice jemnej mikroštruktúry. Na ústupovej strane zvaru je mikroštruktúra rovnorodejšia. 3. Rozloženie tvrdosti v blízkosti povrchu zvaru odhalilo nižšiu tvrdosť na šírke ramena nástroja. V strede a dolnej časti zvaru mikroštruktúra viac vplýva na tŕň. Profily tvrdosti týchto oblastí vykazujú priemernú úroveň tvrdosti v oblasti, na ktorú dopadá tŕň a významný pokles tvrdosti teplom ovplyvnenej oblasti. 4. Analýza pevnosti daných oblastí odhalila podobnú pevnosť na obidvoch stranách zvaru a oveľa menšiu pevnosť v strede zvaru. 5. Skúmaním lomových plôch (v dolnej časti) sa zistila prítomnosť povrchov, kde je nižšia kohézna sila. Týmto treba vysvetliť nižšiu pevnosť plochy zvaru. CONCLUSIONS The investigations performed helped to show that: 1. The joint welded at high linear velocity (above 1 m/min) shows no defects within the microstructure. A lower linear velocity of 710 mm/ min but the same ratio to the rotational 710 rpm (equal to 1) caused a defect in the lower part of the weld. 2. Microstructure at the advancing side of the weld is much more diverse by the presence of acute border of fine microstructure. At the retreating of the microstructure is more homogeneous. 3. Distribution of hardness (HV0.1) near the weld face revealed less hardness on the width of the tool shoulder. In the middle and the bottom of the weld microstructure affects more pin tool. Hardness profiles for these areas show the average level of hardness in the area where it impacted the pin tool and a significant drop in hardness in the heat affected zone. 4. Analysis of the strength of particular areas showed a similar strength on both sides of the weld and the much smaller in the center. 5. Fracture of the center studies (at the bottom) showed the presence surfaces which are less cohesive force. This explains the lower strength of the weld area. Literatúra [1] Vural, M. Ogur, A. Ozarpa, C.: On the friction stir welding of aluminium alloys EN AW and EN AW5754-H22 Archives of Materials Science and Engineering 28, 2007, s [2] Peel, M. Steuwer, A. Preuss, M. Withers, P. J.: Microstructure, mechanical properties and residual stressesas a function of welding speed in aluminum AA5083 friction stir welds, Acta Materialia 51, 2003, s [3] Hamilton, C. Sommers, A. Dymek, S.: A thermal model of friction stir welding applied to Sc-modified Al-Zn-Mg-Cu alloy extrusions, International Journal of Machine Tools and Manufacture Volume 49, Issues 3-4, March 2009, s [4] Ouyang, J. H. Kovacevic, R.: Material flow and microstructure in the friction stir butt welds of the same and dissimilar aluminum alloys, Journal of Material Engineering and Performance Volume 11 (1) February 2002, s. 63 [5] Fujii, H. Cui, L. Maeda, M. Nogi, K.: Effect of tool shape on mechanical properties and microstructure of friction stir welded aluminum alloys, Material Science and Engineering A 419, 2006, s [6] Scialpi, A. De Filippis, L. A. C. Cavaliere, P.: Influance of shoulder geometry on microstructure and mechanical properties of friction stir welded 6082 alluminium alloy, Materials and Design 28, 2007, s [7] Liu, H. J. Feng, J. C. Fuji, H. Nogi, K.: Wear characteristics of a WC-Co tool in friction stir welding of AC4A + 30 vol % SICp composite, International journal of Machine Tools and Manufacture 45, 2005, s [8] Soundararajan, V. Yarrapareddy, E. Kovacevic, R.: Investigation of the friction stir lap welding of aluminum alloys AA5128 and AA6022 Jornal of Material Engineering and Performance Volume 16, 2007, s. 491 [9] Kalemba, I. Dymek, S. Hamilton, C. Blicharski, M.: Microstructural investigation of friction stir welded 7136-T76511 aluminum, International Conference Electron Microscopy EM 2008 [10] Uzun, H. Donne, C. D. Argagnotto, A. Chidiny, T. Gambaro, C.: Friction stir welding of dissimilar Al 6013-T4 to X5CrNi18-10 stainless steel, Materials and Design 26, 2005, s [11] Cavaliere, P. Nobile, R. Panella, F. W. Squillance, A.: Mechanical and microstructural behavior of aluminum alloy sheets joined by friction stir welding, International Journal of Machine Tools and Manufacture 46, 2006, s [12] Lityńska, L. Braun, R. Staniek, G. Dalle Donne, C. Dutkiewicz, J.: Materials Chemistry and Physics 81, 2003, s. 293 [13] Braun, R. Lityńska, L.: Materials Science Forum Volumes , 2002, s [14] Yeni, C. Sayer, S. Etu rul Pakdil, M.: Effect of post-weld aging on the mechanicalstir and microstructurel properties of friction welded aluminum alloy 7075, Archives of Materials Science and Engineering, Vol. 34, 2008, s [15] Hamilton, C. Dymek, S. Blicharski, M.: Mechanical properties of al 6101-T6 welds by friction stir welding and metal inert gas welding, Archives of Metallurgy and Materials, Volume 52, 2007, Issue 1 [16] Weglowski, M. St. Huang, Y. Zhang, Y. M.: Effect of welding current on metal transfer in GMAW, Archives of Materials Science and Engineering, 33, 2008, s [17] Thao, D. T. Jeong, J. W. Kim, I. S. Kim, J. W.: Predicting Lap-Joint bead geometry in GMA welding process, Archives of Materials Science and Engineering, 32, 2008, s [18] Su, J.-Q. Nelson, T. W. Mishra, R. Mahoney, M.: Microstructural investigation of friction stir welded 7050-T651 aluminium, Acta Materialia, 51, 2003, s [19] Hassan, Kh. A. A. Norman, A. F. Price, D. A. Prangnell, P. B.: Stability of nugget zone grain structure in high strength Al-alloy friction stir welds during solution tretments, Acta Materialia, 51, 2003, [20] Pouget, G. Reynolds, A. P.: Residual stress and microstructure effects on fatigue crack growth in AA 2050 friction stir weld, International Journal of Fatigue, 30, 2008, s [21] Cavaliere, P. Squillace, A.: High temperature deformation of friction stir processed 7075 aluminium alloy, Materials Characterization, 55, 2005, s [22] Dutkiewicz, J. Mroczka, K. Pietras, A.: Microstructure of friction stir welded 7075 aluminum alloy sheets, Proceedings of the International Conference ALUMINIUM 2005, Kliczków PL October 2005 [23] Larsson, H. Karlsson, L. Svensson, L-E.: Friction Stir Welding of AA5083 and AA6082 aluminium, Svetsaren 2, 2000 [24] Adamowski, J. Gambaro, C. Lertora, E. Ponte, M. Szkodo, M.: Analziys of FSW welds made of aluminium alloy AW6082-T6, Archives of Materials Science and Engineering, 28, 2007, s < 12 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

15 ODBORNÉ ČLÁNKY Nový fyzikálny simulátor Gleeble 3800 a jeho využitie pri skúšaní zvariteľnosti New physical simulator Gleeble 3800 and its exploitation in weldability testing ĽUBOMÍR MATIS MARIANA BALÁŽOVÁ MIROSLAV PAĽO ANNA KLENOTIČOVÁ Ing. Ľ. Matis, PhD. Ing. M. Paľo, Výskumný ústav zváračský Priemyselný inštitút SR (Welding Research Institute Industrial Institute of SR), Bratislava M. Balážová, Materiálovotechnologická fakulta STU (Department of Welding, Faculty of Material Science and Technology, Slovak University of Technology), Trnava A. Klenotičová, Strojnícka fakulta STU (Faculty of Mechanical Engineering, Slovak University of Technology), Bratislava, Slovensko Oboznámenie sa s využitím fyzikálneho simulátora Gleeble 3800 pri skúšaní zvariteľnosti materiálov Široké možnosti sledovania mechanických vlastností jednotlivých pásiem teplom ovplyvnenej oblasti (TOO), ako aj zisťovanie náchylnosti materiálu na vznik rôznych typov trhlín spôsobených zváraním horúcich likvačných trhlín, studených vodíkom indukovaných trhlín, prípadne i trhlín žíhacích Sumár vlastností a diagramov popisujúcich štruktúrne a mechanické charakteristiky jednotlivých zón TOO ako výstup riešenia Využitie numerickej simulácie teplotného účinku zdroja zvárania na predikciu napäťového stavu, ktorý vznikne účinkom zvárania The acquaintance with the exploitation of physical simulator Gleeble 3800 in weldability testing of materials was outlined. It provides an extensive potential of the study of mechanical properties of single regions of the heat affected zone (HAZ) as well as the detection of material susceptibility of formation of different types of cracks induced by welding hot liquation cracks, cold hydrogen induced cracks and also reheat cracks, respectively. The summary of properties and diagrams describing both structural and mechanical characteristics of single regions of the HAZ as well as the solution output are described. The exploitation of numerical simulation of the thermal effect of welding power supply for prediction of the stress state, which is formed due to the effect of welding, was outlined. Gleeble 3800 je plne integrovaný tepelno-mechanický tes- > tovací systém s digitálnym riadením s uzavretou slučkou. Meranie na zariadení Gleeble prebieha v uzavretej komore vo vákuu dosahujúcom hodnotu 6 Torr (800 Pa). Vzorky sú odporovým ohrevom nahrievané na požadované programom určené teploty a zároveň podrobené mechanickému zaťaženiu. Zariadenie pracuje na platforme Windows s výkonným procesorom, ktorý poskytuje mimoriadne prepojenia na vytvorenie správneho behu systému a analyzovanie dát z tepelno-mechanických testov a fyzikálnych simulačných programov (obr. 1) [1]. 1 HLAVNÉ SYSTÉMY FYZIKÁLNEHO SIMULÁTORA GLEEBLE 3800 Tab. 1 Hlavné parametre fyzikálneho simulátora Gleeble 3800 Tab. 1 Major parameters of physical simulator Gleeble 3800 Veličina Quantity Maximálna rýchlosť ohrevu Maximum heating rate Maximálna rýchlosť pohybu Maximum motion speed Maximálny rozsah pohybu Maximum movement range Maximálna sila v ťahu Maximum tensile force Maximálna sila v tlaku Maximum compressive force Hodnota Value Jednotka Unit C/s mm/s 100 mm 10 ton 20 ton Obr. 1 Fyzikálny simulátor Gleeble 3800 Fig. 1 Physical simulator Gleeble 3800 Hlavné parametre fyzikálneho simulátora Gleeble 3800 sú v tab. 1. Kontrolované parametre sú: pohyb, sila, pozdĺžna zmena, zmena priemeru, napätie. Základné typy a rozmery skúšobných vzoriek sú v tab Tepelný systém Priamy odporový ohrievací systém Gleeble 3800 môže nahrie- ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/

16 Nový fyzikálny simulátor Gleeble 3800 a jeho využitie pri skúšaní zvariteľnosti Tab. 2 Základné typy a rozmery skúšobných vzoriek na simulácie skúšok Tab. 2 Basic types and dimensions of test specimens for simulation of tests TOO Charpy test HAZ Charpy test Skúška ťahom za tepla Hot tensile test Skúška nulovej pevnosti Nil strength test SICO test SICO test Skúška jednoosovým tlakom Uniaxial pressure test Skúška odlievania Casting test Dilatometrická skúška Dilatometric test Tab. 3 Aplikácie fyzikálneho simulátora Tab. 3 Applications of physical simulator Skúšky materiálov Tests of materials Skúšky tlakom za tepla / hot pressure tests jednoosový tlak / uniaxial pressure plošný tlak / surface pressure SICO / SICO Krivka závislosti napätia a deformácie Stress-strain dependence curve Skúška nulovej pevnosti Nil strength test Skúška ťahom za tepla Hot tensile test Teplotný cyklus/tepelné spracovanie Temperature cycle/heat treatment Dilatometria/fázové transformácie Dilatometry/phase transformations Ohrev a chladnutie Heating and cooling-down Creep Creep Únava Fatigue vať vzorky rýchlosťou väčšou ako C/s alebo môže udržiavať ustálenú teplotu v rozsahu ± 1 C. Termočlánky poskytujú signál pre presné spätnoväzobné riadenie teploty vzorky. Vodou chladené čeľuste zabezpečujú vysoké rýchlosti ochladzovania vzorky. Maximálna rýchlosť ochladzovania je závislá od veľkosti, tvaru, teploty a chemického zloženia vzorky 10 mm 11 mm x 60 mm ø 10 mm x 86 mm so závitmi na oboch koncoch with threads ø 6 mm x 90 mm bez závitových koncov without threads ø 10 mm x 86 mm bez závitových koncov without threads ø 10 mm x 12 mm bez závitových koncov without threads ø 10 mm x 120 mm so závitmi na oboch koncoch with threads ø 6 mm x 73 mm bez závitových koncov without threads Simulácie procesov spracovania materiálov Simulations of material treatment processes Kontinuálne odlievanie Continuous casting Valcovanie za tepla Hot rolling Kovanie Forging Pretlačovanie Transfer moulding TOO HAZ Difúzne spájanie Diffusion joining Kontinuálne žíhanie plochých vzoriek Continuous annealing of flat specimens Tepelné spracovanie Heat treatment Kalenie Quenching Prášková metalurgia/ spekanie a syntéza (SHS) Powder metallurgy/sintering and synthesis (SHS) [1]. Na dosahovanie vysokých rýchlostí ochladzovania a kalenia sú dodatočne montované špeciálne chladiace zariadenia (ISO-Q Technique). Toto zariadenie je možné pou žiť vo vákuu alebo v inertnom plyne. Externý ochladzovací systém môže dosiahnuť zvýšenie rýchlosti ochladzovania nad rámec C/s na povrchu vzorky (obr. 2). Tento systém je možné použiť Obr. 2 Chladiace zariadenie ISO-Q Technique Dilation Measurement meranie dilatácie, Water in Prítok vody, Water out Odtok vody, Thermocouple Termočlánok, Water in Prítok vody, Water out Odtok vody Fig. 2 Cooling equipment ISO-Q Technique ISO-Q technika ISO-Q Technique, Vzorka pri použití ISO-Q techniky Specimen with use of ISO-Q Technique pri dilatometrických skúškach a simuláciách teplotných cyklov laserového zvárania [1]. 1.2 Mechanický systém Mechanický systém Gleeble 3800 je úplne riadený systém schopný používať viac ako 20 tonovú statickú silu v tlaku a 10 tonovú silu v ťahu. Rýchlosť pohybu posuvu môže byť naprogramovaná na mm/s. Uzavretá slučka hydraulického servo systému poskytuje presné riadenie všetkých mechanických premenných veličín. Lineárny variabilný diferenciálny transformer (LVDTs) poskytuje spätnú väzbu na zabezpečenie realizácie a opakovateľnosti mechanického testovacieho programu. Mód mechanického systému so spätnou väzbou poskytuje užívateľovi zmenu programu z jedného kontrolného módu na iný počas stanoveného testu. Tieto schopnosti poskytujú univerzálnosť, ktorá je potrebná na simulovanie viacerých tepelno-mechanických procesov. Program môže kedykoľvek prepínať medzi riadiacimi veličinami tak ako je to nutné počas testu. Kontrolné režimy zahŕňajú pohyb posunu, silu, priečne predĺženie, pozdĺžne predĺženie, skutočné napätie, skutočnú deformáciu, logaritmické napätie a logaritmickú deformáciu [1]. 2 APLIKÁCIA FYZIKÁLNEHO SIMULÁTORA GLEEBLE 3800 Zvárací proces musíme chápať ako superpozíciu teplotného aj napäťového cyklu, resp. deformačného cyklu. Simulácia zmien materiálov vyvolaných režimom zvárania je zameraná na posudzovanie zmien štruktúry materiálov a nimi vyvolaných zmien vlastností jednotlivých oblastí zvarových 14 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

17 ODBORNÉ ČLÁNKY Obr. 3 Aplikácia fyzikálneho simulátora Gleeble 3800 Fig. 3 Application of physical simulator Gleeble 3800 SICO test SICO test, Deformácia za tepla Hot strain, Skúška jednoosovým tlakom Uniaxial pressure test, Žíhanie Annealing, Tepelné spracovanie Heat treatment, Tavba a tuhnutie Melt and solidification, Dilatometrický test Dilatometric test spojov. Súčasné technické možnosti fyzikálneho simulátora Gleeble 3800 umožňujú simulácie teplotných cyklov, ale aj simuláciu deformačných cyklov (tab. 3). Tento druh simulácie umožňuje identifikáciu vplyvu tuhosti upnutia na štruktúrne zmeny a z nich vyplývajúce zmeny vlastností TOO. Simulácia deformačných cyklov navyše umožňuje štúdium vzniku trhlín charakteristických pre zvarové spoje. Zariadenie Gleeble disponuje množstvom aplikácií na skúšanie materiálov a procesov ich spracovania. Na ich uskutočnenie sa používa množstvo prídavných zariadení, ako sú dilatometre, meradlá na pozdĺžne merania rozťažnosti materiálu, zariadenie na určenie nulovej pevnosti a húževnatosti. Pre vysokú citlivosť daných meradiel je zaručená vysoká presnosť uskutočňovaných meraní. Jednotlivé komponenty a meradlá sú využívané v nasledovných skúškach (obr. 3) [1]. 2.1 Fyzikálna simulácia teplotného cyklu zvárania Zmeny teploty jedného miesta zvarového spoja v závislosti na čase charakterizuje teplotný cyklus zvárania, t. j. časová zmena teploty. Je definovaný maximálnou teplotou, rýchlosťou ohrevu a rýchlosťou ochladzovania. Maximálna teplota ohrevu závisí od jeho vzdialenosti od zvarového spoja. So zväčšujúcou sa vzdialenosťou od zvarového kúpeľa sa maximálna teplota teplotného cyklu znižuje. V priečnom reze sa tak v okolí spoja v danom čase vytvára teplotný gradient [2]. Pri simulácii na fyzikálnom simulátore Gleeble 3800 je teplotný gradient a rýchlosť ochladzovania vzorky závislá od druhu použitých čeľustí, veľkosti vzorky a free span (vzdialenosť medzi čeľusťami). Vplyv jednotlivých prvkov systému na veľkosť teplotného gradientu a rýchlosť ochladzovania zobrazuje obr. 4. Príklad teplotného cyklu teplom ovplyvnenej oblasti (TOO) a následného tepelného spracovania je na obr. 5a. Záznam priebehu tepelného cyklu TOO vykonanom na zariadení Gleeble 3800 je na obr. 5b [3]. 2.2 Fyzikálna simulácia náchylnosti zvarových spojov na praskavosť Skúška ťažnosti za tepla v zariadení Gleeble Jedným z hlavných problémov zvariteľnosti je náchylnosť zvarových spojov na horúcu praskavosť. Pri vysokých teplotách tesne pod čiarou solidu dochádza k strate pevnosti a ťažnosti. Metóda skúmania náchylnosti zliatin na horúcu praskavosť zahŕňa skúšku ťahom za tepla v podmienkach simulovania reálneho zváracieho procesu (obr. 6). Ťažnosť za tepla je meraná ako redukcia prierezu porušenej vzorky po skúške. Počas ohrevu sa ťažnosť zvyšuje s teplotou, až na teplotu NDT (teplota nulovej ťažnosti), kde dochádza k strate ťažnosti. Nad touto teplotou materiál stráca pevnosť v dôsledku vzniku tekutých fáz na hraniciach zŕn až po teplotu NST (teplota nulovej pevnosti). Pri ochladzovaní sa ťažnosť materiálu vráti späť pri teplote DRT (teplota obnovenia ťažnosti), ktorá je nižšia ako teplota NDT. Teplotný rozsah medzi NST a DRT je nazývaný ako BRT (krehký teplotný rozsah), ktorý je približným ukazovateľom náchylnosti materiálu na horúcu praskavosť [4] SICO skúška Pri skúške SICO (strain induced crack opening) je kritické napätie definované ako obvodové namáhanie na začiatku vzniku trhliny [4]. Ak chceme určiť kritické napätia, musí sa jedna skúška vykonať pri veľkom napätí, aby sa vzorka roztrhla (napr. 10 mm v tlaku s počiatočným rozpätím 30 mm pre krehký mate riál), následne je skúška realizovaná pri menšom napätí, aby sa zabránilo roztrhnutiu. Takto sa určí horná a dolná hranica kritického napätia pre dané skúšob- ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/

18 Nový fyzikálny simulátor Gleeble 3800 a jeho využitie pri skúšaní zvariteľnosti Obr. 4 Veľkosť teplotného gradientu a rýchlosti ochladzovania Fig. 4 Magnitude of temperature gradient and cooling rate Rozloženie teploty na vzorke v závislosti od druhu čeľustí temperature distribution in specimen in dependence on type of jaws, teplota temperature, voľné rozpätie free span, Medené svorky Copper clamps, plný kontakt full contact, Polovičný kontakt Half contact, Nerezové svorky Non-corroding clamps, AlSl 1018 Oceľ AISI 1018 Steel, 10 mm priemer 10 mm diameter, Vplyv čeľustí na teplotný gradient Effect of jaws on temperature gradient, teplotný gradient temperature gradient, Vplyv čelustí na rýchlosť ochladzovania Effect of jaws on cooling rate, Rozloženie teploty na vzorke v závislosti od veľkosti free span Temperature distribution in specimen in dependence on free span size, Vplyv veľkosti vzorky na teplotný gradient Effect of specimen size on temperature gradient, Vplyv veľkosti vzorky na rýchlosť ochladzovania Effect of specimen size on cooling rate Obr. 5 Teplotný cyklus TOO na fyzikálnom simulátore Gleeble 3800 Fig. 5 Thermal cycle of HAZ on physical simulator Gleeble 3800 a) návrh teplotného cyklu design of thermal cycle b) teplotný cyklus vykonaný na simulátore Gleeble 3800 thermal cycle carried out on Gleeble 3800 né podmienky. Tretia skúška s hodnotou napätia v strede hornej a dolnej hranice je potom použitá na vytvorenie novej hornej a dolnej hranice. Kritické napätie môžeme získať opakovaním vyššie uvedeného postupu až po získanie uspokojivej presnosti. Na získanie presného kritického napätia sú zvyčajne nevyhnutné 3 skúšky [1]. Série skúšok môžu byť vykonávané pri rôznych rýchlostiach deformácie a teplôt alebo pri určitej predchádzajúcej termomechanickej histórii. Zmapovanie limitného napätia ako funkcie teploty a rýchlosti deformácie môžu byť vypracované na vytýčenie optimálnej oblasti spracovania [1]. Skúšobnú vzorku po SICO teste dokumentuje obr. 7 [1]. 2.3 Stanovenie fázových premien dilatometrickou metódou Dilatometrická analýza je metóda používaná na určovanie fázových premien v tuhom stave pri ohreve alebo ochladzovaní. Základné veličiny, ktoré je možné určiť týmto meraním, sú súčiniteľ dĺžkovej teplotnej rozťažnosti látok a kritické teploty fázových premien [5]. Teplota fázových premien austenitu meraná dilatometrickou metódou na zariadení Gleeble 3800 pri ohreve a ochladzovaní je zaznamenaná na obr. 8. Teplota vzorky počas skúšky sa meria termočlánkami typu K, t. j. Ni-Cr(+)/ Ni-Al(-). Vzorka je počas skúšky ohriata na teplotu austenitizácie, výdrž na teplote a následné ochladenie vzorky [6]. 16 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012

19 ODBORNÉ ČLÁNKY Obr. 6 Schéma procesu na stanovenie ťažnosti za tepla Fig. 6 Diagram of process for determination of hot ductility teplota temperature, čas time, oblasť redukcie reduction region, teplotný cyklus thermal cycle, chladenie cooling-down, ohrev heating, krivka horúcej húževnatosti hot toughness curve ZÁVER Fyzikálny simulátor Gleeble 3800 ponúka nové možnosti v oblasti skúšania zvariteľnosti materiálov. Umožňuje simuláciu podmienok, ktoré sú veľmi blízke skutočným výrobným podmienkam, a priame pozorovanie a analýzu materiálov v týchto podmienkach. Pracovné parametre ako je teplota, deformácia, rýchlosť deformácie, rýchlosť ochladzovania sú veľmi rýchlo nastaviteľné a merateľné. Jednotlivé výsledky zo skúšok je možné použiť pri modelovaní alebo pri kontrole skutočných výrobných procesov (tab. 2). CONCLUSIONS The physical simulator Gleeble 3800 offers new possibilities in the field of weldability testing of materials. It allows simulation of conditions which are very similar to real production conditions and direct observation as well as analysis of materials in these conditions. The operating parameters such as e.g. temperature, distortion, strain rate, cooling rate are very rapidly adjustable and measurable. Single test results can be used in modelling or control of real production processes (Table 2). Literatúra [1] Gleeble User Training 2010, DSY [2] files/2_07.pdf [3] Skúšky simulácie zvárania 13% Cr ocele 2. Časť, 222/2000 ME 175, [Technická správa VÚZ PI SR] [4] Mandziej, S. T.: Physical simulation of metallurgical processes, Materials and technology 44, 2010, s , ISSN [5] doc/ /26/dilatometricka- ANAL%C3%9DZA [6] Konštrukcia diagramu rozpadu austenitu ocele MARBN VM2686 dilatometrická metóda, 222/4000, MP022 (224/5111), [Technická správa VÚZ PI < SR] Obr. 7 Schéma SICO skúšky a skúšobná vzorka po SICO skúške Fig. 7 Diagram of SICO test and specimen after SICO test a) schéma SICO skúšky diagram of SICO test b) skúšobná vzorka po SICO skúške specimen after SICO test Obr. 8 Teplota fázových premien austenitu meraná dilatometrickou metódou Obr. 8 Temperature of austenite phase transformations measured by dilatometric method a) ohrev heating b) dilatometrická krivka dilatometric curve c) ochladzovanie cooling-down T max =1 100 C, čas zotrvania = 30 min., rýchlosť ochladzovania = 10 C/s temperature T max =1 100 C, dwell time = 30 min., cooling rate = 10 C/s ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/

20 Technologie svařování hlavního cirkulačního potrubí jaderné elektrárny Mochovce typu VVER 440 Welding process of main coolant loop at NPP Mochovce VVER 440 type TOMÁŠ SOUKUP T. Soukup, divize Inženýring jaderných elektráren Svařování, ŠKODA JS a. s., Plzeň Hlavní cirkulační okruh (HCP) každé jaderné elektrárny je jedním z nejdůležitějších potrubních celků mající vliv na bezpečnost a životnost celého zařízení V článku se popisuje hlavní cirkulační potrubí z hlediska svařování, dále uvádí základní charakteristiky potrubí, výběr a nákup přídavného materiálu, popisuje se technologie svařování hlavního cirkulačního potrubí Bylo nutné zajistit vysokou pevnost svarového spoje, jeho korozivzdornost a životnost požadovanou projektem Zajímavá je i pasáž o výcviku svářečů The main coolant loop (MCL) of each nuclear power plant represents one of the most significant piping units affecting the safety and service life of the whole equipment. It was necessary to assure high welded joint strength, its corrosion resistance and service life required by the project. The paper describes main coolant piping from the viewpoint of welding, moreover, it mentions major piping characteristics, selection and purchase of filler metal. It describes the welding technology of main collant piping. The passage of welders training is also interesting. Obr. 1 Hlavní cirkulační potrubí Dn 500 reaktorového kompletu VVER-440 Okruh 1 6 Fig. 1 Main coolant piping Dn 500 of VVER-440 reactor assembly Loop 1 6 Potrubní systémy jsou základními elementy technologic- > kých celků jaderných elektráren. Potrubí pracují pod vysokým tlakem a za zvýšených teplot jsou vystavena určitým korozním vlivům a degradaci mechanických vlastností po dobu celé projektované životnosti. Proto při plnění úkolu zajistit svaření hlavního cirkulačního potrubí (HCP) (obr. 1) bylo nutno s těmito aspekty počítat. Z tisíců svarových spojů na potrubí jaderné elektrárny VVER 440 činí systém hlavního cirkulačního potrubí 66 svarů. Na tyto svary jsou kladeny ty nejpřísnější kritéria přípustnosti vnějších i vnitřních vad odpovídající kategorii svaru I dle pravidel kontroly PNAEG [1]. Celý proces svařování musí zajistit stabilní a rovnoměrnou úroveň kvality svarového spoje. K tomu slouží ucelený systém technologických opatření od výběru vlastní technologie svařování, volby vhodných přídavných materiálů, ověření a kvalifikování technologie svařování a v neposlední řadě výběr a výcvik svářečů. Svařování v současnosti budovaných jaderných elektráren typu VVER na území Ruska, Číny, Iránu, Bulharska aj. se provádí dle platných pravidel Ruské federace, které jsou součástí uceleného jaderného kódu označovaného ve zkratce PNAEG (pravila i normy v atomnoj energetike). Při výstavbě JE MO 34 (jaderné elektrárny Mochovce, blok 3. a 4.) platí přednostní použití těchto pravidel pro výstavbu jaderného ostrova. Má to své opodstatnění. Je to jediný možný způsob zajištění kontinuity s dodávkami uskutečněnými v minulosti. Každý jaderný kód prošel dlouhým vývojem, zohledňujícím odlišnosti konstrukce jaderných zařízení vznikající v dané zemi. Na vývoji se podílely a podílejí stovky techniků napříč vědními disciplinami z mnoha oblastí vědy a průmyslu. Vedoucí úlohu v tomto vývoji mají organizace projektující a vyrábějící jaderná zařízení, materiálové a svářečské ústavy a velký díl mají také přísluš- 18 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1-2/2012