ZVÁRANIE. odborný časopis so zameraním na zváranie a príbuzné technológie ročník 62 SVAŘOVÁNÍ ISSN OCEL A STAVEBNICTVÍ

Transcription

1 ZVÁRANIE odborný časopis so zameraním na zváranie a príbuzné technológie ročník 62 SVAŘOVÁNÍ ISSN OCEL A STAVEBNICTVÍ ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 1/2008 a

2 VÝSKUMNÝ ÚSTAV ZVÁRAČSKÝ PRIEMYSELNÝ INŠTITÚT SR WELDING RESEARCH INSTITUTE INDUSTRIAL INSTITUTE OF SR Centrum excelentnosti vo zváraní Excelentné technológie Laboratórium trecieho zvárania s premiešaním (TZsP) materiálov, tizácia, minimálne Pilotné pracovisko robotického zvárania aj na Kontakt:

3 Excelentný výskum a vývoj Laboratórium fyzikálnej simulácie Projekt 7RP NEXTGENPOWER: demonštrácia klasických elektrární novej generácie 2 Projekt 7RP MACPLUS: materiálové riešenia pre nové ultrasuperkritické elektrárne Projekt OPVaV: Výskum inovatívnych materiálov Excelentné vzdelávanie

4 OBSAH ODBORNÉ ČLÁNKY Kombinovaný spôsob difúzneho spájania bimetalických prvkov výmenníkov tepla JÚLIA A. CHOCHLOVA 57 Výzkum mechanických vlastností svarových spojů modifikovaných žáropevných ocelí pro nadkritické bloky tepelných elektráren PETR MOHYLA JIŘÍ ZAPLETAL MIROSLAV LINDOVSKÝ KRISTÝNA FOLDYNOVÁ 61 Spájanie platní z rozdielnych materiálov technológiou elektromagnetických impulzov RALPH SCHÄFER PABLO PASQUALE ZVÁRANIE PRE PRAX 66 Problematika ručného zvárania titánu metódou TIG RÓBERT ŠTANCEL PETER BLAŽÍČEK ANTON ŠOŠKA 70 Průmyslové aplikace laserového svařování KAREL ŠTĚPÁN STANISLAV NĚMEČEK TOMÁŠ MUŽÍK ZAUJÍMAVOSTI 75 Ocel a stavebnictví MAREK JANDA AKCIE 79 XIII. ročník konferencie Kvalita vo zváraní 2013 BEÁTA MACHOVÁ 83 Průmyslový veletrh FOR INDUSTRY přilákal odborné návštěvníky NOVÉ NORMY 86 Nové normy STN, informácie TNI, zmeny a opravy noriem, vydané, oznámené a zrušené normy v januári až marci 2013 z oblasti zvárania a príbuzných procesov, NDT a konštrukcií REDAKCIA PREDSTAVUJEME ZVÁRAČSKÉ ČASOPISY 87 Obsah časopisu Welding in the World časť REDAKCIA 89 Obsah časopisu Welding and Cutting 2012 REDAKCIA SPOMÍNAME 91 Uznávaný zváračský odborník, bývalý riaditeľ VÚZ a prezident IIW v r , Ing. Ján Škriniar, CSc., nás navždy opustil 3-4/ 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 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 2013 VÚZ PI SR, Bratislava 2013 Za obsahovú správnosť inzercie ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ zodpovedá jej objednávateľ 1/2008

5 ODBORNÉ ČLÁNKY Kombinovaný spôsob difúzneho spájania bimetalických prvkov výmenníkov tepla Combined diffusion joining process of bimetallic elements of heat exchangers JÚLIA A. CHOCHLOVA J. A. Chochlova, Inštitút elektrického zvárania E. O. Patona (Institut elektrosvarky im. E. O. Patona), Kyjev, Ukrajina Experimentálne overenie možnosti spájania nehrdzavejúcej ocele s hliníkom pri znížených teplotách nanesením technického hliníka a tekutého gália na oceľ žiarovým striekaním pri rozdielnej časovej expozícii Optimalizácia mikroštruktúry a vlastností časti difúznej zóny sa zabezpečovala použitím krátkodobého ohrevu pomocou prechádzajúceho prúdu nízkeho napätia The experimentally verified possibility of joining stainless steel to aluminium at decreased temperatures by deposition of technical aluminium and liquid gallium on steel by hot spraying at different time exposure was described. The optimisation of microstructure and properties of a part of diffusion zone is assured by application of short-term heating with use of low-voltage current transition. Pri vývoji a výrobe prototypov zložitej techniky sa > často používajú špeciálne metódy spájania rôznorodých materiálov typu kov-nekov, kov-polovodič a kov- -kov v rôznych kombináciách. Pritom v celom rade prípadov musí technológia zabezpečovať spoľahlivý spoj pri teplotách, ktoré neprevyšujú 250 C, nakoľko ohrev môže spôsobiť nezvratné zmeny štruktúry a zníženie (stratu) prevádzkových vlastností materiálov a celého výrobku. Okrem toho sa na spoje kladú vysoké požiadavky z hľadiska mechanických vlastností, vákuovej tesnosti, elektrickej vodivosti a i. Cieľom výskumu bolo preskúmať nízkotepelný spôsob spájania nehrdzavejúcej ocele a hliníkovej zliatiny. Vyriešenie tejto úlohy umožní vyrobiť bimetalické uzly pre mikroelektronické systémy výmenníkov tepla určené pre kozmickú oblasť (obr. 1). Uzol v montáži predstavuje rúru z nehrdzavejúcej ocele 12Ch18N9T s vonkajším priemerom 25 mm s prírubou z hliníkovej zliatiny AMg5 dĺžky 100 mm. Perspektívnou technológiou na získanie bimetalických Obr. 1 Bimetalický uzol výmenníka tepla: 1 nehrdzavejúca oceľ, 2 hliník Fig. 1 Bimetallic heat exchanger node: 1 stainless steel, 2 aluminium Obr. 2 Fragment nehrdzavejúcej rúrky z nehrdzavejúcej ocele s nastriekanou vrstvou AD1 (a) a schéma formovania metalického povlaku (b) Fig. 2 Fragment of stainless tube from stainless steel with sprayed AD1 layer (a) and chart of metallic coating formation (b) a) Nastriekaná vrstva AD1 AD1 sprayed layer b) Častica Particle, Podložka Backing, Metalické spojenie bez tavenia Metallic bond without melting, Štruktúra zrna v mieste kontaktu Grain structure in contact area, Mikrozváranie na jednotlivých úsekoch tavenia Microwelding in single melting sections ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

6 Kombinovaný spôsob difúzneho spájania bimetalických prvkov výmenníkov tepla Tab. 1 Fyzikálne vlastnosti spájaných materiálov Tab. 1 Physical properties of joined materials Materiál Material Hliníková zliatina AMg5 AMg5 aluminium alloy Technický hliník AD1 AD1 technical aluminium Nehrdzavejúca oceľ Stainless steel 12Ch18N9T Technické gálium Technical gallium Merné teplo Specific heat J/(kg.K), pri 100 C at 100 C Koeficient lineárnej tepelnej rozťažnosti Linear thermal expansion coefficient K -1, pri 100 C at 100 C Koeficient tepelnej vodivosti Thermal conductivity coefficient Vt/(m.K) Youongov modul Young s modulus (GPa) Teplota tavenia Fusion temperature (C) , , ,15 Tab. 2 Chemické zloženie hliníkovej zliatiny AMg5 Tab. 2 Chemical composition of AMg5 aluminium alloy Cu Mg Mn Zn Fe Si Ti Cr 0,1 4,8 5,8 0,3 0,8 0,2 0,5 0,5 0,1 0,05 a) b) c) Obr. 3 Rozloženie hliníka (a), gália (b) a železa (c) na reze spoja nehrdzavejúcej ocele s hliníkom (REM) Fig. 3 Distribution of aluminium (a), gallium (b) and iron (c) in cross-section of joint in stainless steel to aluminium (SEM) spojov pri teplotách do 250 C je, podľa nášho názoru, difúzny proces s použitím gália [1]. Gálium sa taví pri teplote okolo 30 C, dobre zmáča a rozpúšťa väčšinu kovov a tvrdne pri zväčšovaní objemu, čo umožňuje jeho použitie ako aktivátora priľnavosti spájaných povrchov s následnou objemovou difúziou. Aktivácia spočíva v mechanicko-chemickom procese, ktorý zahŕňa fragmentáciu, odlupovanie kysličníkových povlakov, zmáčanie juvenilných povrchov, ako aj medzizrnnú a vnútrozrnnú difúziu. Mechanicko-chemická aktivácia spôsobuje zvýšenie rozpustnosti ťažkorozpustných látok, zrýchlenie chemických reakcií, zvýšenie katalitických a zlepšenie fyzikálno-technických vlastností, zníženie teploty aktivácie povrchov materiálov pri procese ich spájania v tuhej fáze [2]. Na vytvorenie pevného oceľovohliníkového spoja a zabránenia jeho krehnutia na povrch oceľovej rúry sa nastriekala vrstva technického hliníka AD1 (obr. 2). Proces striekania sa robí mikroplazmovou metódou, t. j. ohrevom, dispergovaním a prenosom kondenzovaných častíc striekaného materiálu s formovaním 200 μm hrubej vrstvy na podložke. Na striekanie sa použilo zariadenie MPN-004, ktoré umožňuje naniesť hliník pri teplote podložky 150 C. K formovaniu kovových povrchov so zachytením tvrdých metalických častíc s veľkou kinetickou energiou na povrchu podložky dochádza pri vysokorýchlostnom náraze (obr. 2b), čo zabezpečuje vysoké adhézne vlastnosti. Podľa hodnôt koeficientu lineárnej tepelnej rozťažnosti sú materiály bimetalického uzla maximálne podobné, zabezpečujú tak pevný spoj bez deformácií dielcov (tab. 1). Podľa koeficientu tepelnej vodivosti sú materiály pre sústavu výmeny tepla zvolené tak, že vyhrievacie teleso zo zliatiny AMg5 (tab. 2) cez podkladovú vrstvu vloženého kovu (gálium) zabezpečuje odvod tepla z oceľového jadra. EXPERIMENT Gálium sa na spájané povrchy nanášalo vo vrstve s hrúbkou 0,05 0,15 mm metódou mechanického natierania, spájali sa súčiastky spájaných povrchov a uskutočňovalo sa difúzne vytvrdnutie podložky z gália pri ohreve uzla vo vákuovej peci alebo prechádzajúcim prúdom do teploty 140 a 250 C. Prednosťou druhého ohrevu je jeho krátke trvanie a uvoľnenie tepla hlavne v zóne kontaktu spájaných povrchov. V dôsledku toho sa rýchlejšie iniciuje reaktívna difúzia, znižuje sa vylučovanie tepla do materiálu a zmenšuje sa hĺbka difúznej vrstvy, čo priaznivo ovplyvňuje mikroštruktúru a mechanické vlastnosti spoja. Podmienkou formovania kvalitného spoja je tesné zlícovanie súčiastok a odstránenie výronkov gália z čelných plôch. Vnútorný objem gália, ktorý vypĺňajú čelné medzery súčiastky pri tvrdnutí so zväčšovaním objemu, môžu spôsobiť vznik súvislých trhlín po objeme hliníkovej príruby. Teplota sa v procese ohrevu kontrolovala pomocou termočlánkov a termokamery Fluke Ti25. DUSKUSIA Analýza štruktúry a rozloženia chemických prvkov ukázala, že k difúzii gália dochádzalo smerom do zliatiny AMg5 vtedy, keď v oceli nebola zistená chemická prítomnosť gá- 52 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

7 ODBORNÉ ČLÁNKY lia (obr. 3). Vtedy dochádza k viacfázovému procesu formovania metastabilných fáz zo základných legujúcich prvkov zliatiny AMg5 a gália s formovaním tvrdej intermetalickej vrstvy a zvýšením teploty jej tavenia [3]. Analýza binárnych diagramov rovnovážneho stavu ukázala, že teplota prechodu do tekutého stavu intermetalidov sústavy Ga-Mg a Ga-Zn predstavuje viac ako 285 C a u sústavy Cu-Ga od 254 do 1000 C. Tekuté gálium difundovalo cez zrná hliníka (obr. 4) do Obr. 4 Rozloženie gália v objeme zliatiny AMg5 v dôsledku reaktívnej difúzie (x1000) (REM) Fig. 4 Distribution of gallium in the volume of AMg5 alloy due to reactive diffusion (x1000) (SEM) hĺbky 3 mm. V dôsledku toho sa v medzere a v priľahlej vrstve hliníka tvorila vrstva tuhého roztoku a intermetalické fázy. Elektronicko-mikroskopické skúmanie fólií jemnej štruktúry zóny spoja AD1/AMg5 cez vrstvu gália ukázalo nasledovné. Pre štruktúru AD1 je charakteristický pomerne rovnovážny stav, o čom svedčí formovanie rovnovážnej subštruktúry, rovnomerne rozdelenej po celom objeme kovu, priliehajúceho k rovine spoja, ako aj formovanie dokonalých (stiahnutých) hraníc a subhraníc (obr. 5a). Štruktúry v oblasti spoja (zo strany AMg5) sú charakteristické štruktúrno-fázovou tvorbou (medzivrstiev), ktorá má orientáciu pozdĺž línie nanesenia gália s hrúbkou medzivrstiev približne 0,81 1,1 μm rôzneho fázového zloženia. Istú časť medzivrstiev tvorí prakticky čisté gálium. Gáliové úseky medzivstiev majú alebo stĺpcovitú štruktúru rastúcu kolmo na smer nanesenia gália (obr. 5b), alebo pomerne rovnoosovú štruktúru fáz Ga (obr. 5c) s vnútrozrnovým oddeľovaním fáz Ga 2 Mg. Pre také medzivrstvy, ktoré obsahujú oblasti gália, je typický rovnovážny stav štruktúry. Treba poznamenať, že z hľadiska fázového zloženia sú medzivrstvy zložitejšie podľa miery posunu od línie nanesenia gália k AMg5. Tak podľa miery odstránenia do vzdialenosti 300 μm od povrchu spoja sa pozoruje tvorba štruktúrno-fázového stavu vyznačujúceho sa zväčšením objemového podielu disperzných fázových vylúčenín (hxl~0,03x0,06 μm; 0,06x0,1 μm; 0,03x0,37 μm; d~0,03 0,1 μm) zloženia Ga 2 Mg, Ga 2 Zn, Al 6 CuMg 4, Al 2 CuMg, Cu 9 Ga 4. Pritom sa okrem husto a rovnomerne rozložených disperzných fáz rôzneho stechiometrického zloženia v difúznej zóne pozorujú aj fázové zvláštne obrazce sú to a) b) c) Obr. 5 Mikroštruktúra AD1 (a) (x15000); vrstvovité okrúhle a stĺpcovité fragmenty gália (b, c) a fázy (d) v medzizrnnom priestore zliatiny AMg5 (x50000) (REM) Fig. 5 AD1 microstructure (a) (x15000); laminated round and columnar gallium fragments (b, c) and phases (d) in intergranular space of AMg5 alloy (x50000) (SEM) ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/ d)

8 Kombinovaný spôsob difúzneho spájania bimetalických prvkov výmenníkov tepla zdĺž kontúr obklopené časticami pozostávajúcimi z hustých zhlukov takmer disperzných fáz rôzneho zloženia: Ga 2 MgGa 2 Zn; Cu 9 Ga 4 a i. Týmto spôsobom možno potvrdiť, že difúzna vrstva rastie so zväčšovaním objemu na úkor otočenia zŕn AMg5 pri raste novovzniknutých fáz. Podobné gradientné rozdelenie fáz, ich určité presné smerovanie spôsobuje aj nerovnomernosti v rozdelení dislokačnej hustoty a následne tvorbu koncentrátorov napätia v príslušných zónach skúmaného spoja. Pri skúmaní vplyvu reakčnej difúzie gália na vlastnosti zliatiny AMg5 nanoindektovaním [4, 5] bolo zistené anomálne adsorpčné zníženie pevnosti a zmäknutie kovu (efekt Rebindera ) [6]. Na obr. 6 je znázornený rozdiel rozmerov vtiskov indentora Berkoviča do centrálnej zrnitej oblasti štruktúry vzorky zliatiny AMg5, pri ohreve do 250 C vo vákuovej peci počas 1 hodiny. Stabilizácia mechanických vlastností hliníka prebieha pri konečnej kryštalizácii pevnotekutých fáz s gáliom. Dĺžka vytvrdzovania zodpovedá času prerastania nových fáz na hrúbku nanesenej medzivrstvy gália [7]. Určenie momentu stabilizácie mikroštruktúry pri minimálnej šírke difúznej zóny a dosiahnutie vyhovujúcich mechanických vlastností v závislosti od času ohrevu sa modelovalo experimentálne a metódou molekulárnej dynamiky pri teplotách 50, 140 a 250 C. Je známe, že mechanizmus difúzie gália do hliníka v zásade súvisí so vzťahom rozmerov atómov: priblíženie rozmerov atómov gália a hliníka spôsobuje difúziu gália pozdĺž vakancií hliníka. Preto sa modelovanie dynamiky zmeny atómovej mriežky hliníka robilo podľa memasívnejšie (hxl~0,65x1,7 μm; 0,73x1,07 μm; 0,75x2,35 μm), pretiahnuté páskové fázy rôzneho zloženia, vznikajúce paralelne s líniou stavenia (obr. 5d). Štruktúru takéhoto vzniku fázových útvarov možno dostatočne presne preskúmať pomocou PEM zobrazení a zloženie zodpovedá: Ga 2 Mg s disperznými Ga 2 Zn; Cu 9 Ga 4 parametrami d ~ 0,017 0,03 μm. Okrem toho, čo je zvlášť typické, sú fázové vylúčenia páskového typu po- Obr. 6 Mikroštruktúra zliatiny AMg5 s odtlačkami indentora Fig. 6 Microstructure of AMg5 alloy with indenter impression Obr. 7 Dynamická zmena kryštalickej mriežky hliníka so zvyšovaním teploty (objemové modelovanie metódou molekulárnej dynamiky); a T = 140; b 250 C Fig. 7 Dynamic transformation of aluminium crystal lattice with increasing temperature (voluminous modelling by molecular dynamics method); a T = 140; b 250 C Tab. 3 Závislosť šírky difúznej vrstvy od časovej expozície a koeficientu difúzie pri ohreve do 140 C Tab. 3 Dependence of diffusion layer width on time exposure and diffusion coefficient at up to 140 C heating Teplota Temperature ( C) Šírka difúznej vrstvy Diffusion layer width (cm) Čas, za ktorý prešla difúzia do danej hĺbky Time for which diffusion penetrated into the given depth (s) Koeficient difúzie Diffusion coefficient (x10 7, cm 2 /s) 50 (pec / furnace) 0, ,35 140» 0, ,13 140» 0, , (prúd / current) 0, ,76 140» 0, ,3 250» 0, ,0 54 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

9 ODBORNÉ ČLÁNKY Obr. 8 Diagram rozdelenia tvrdosti (podľa Meyera) a modulu pružnosti E v difúznom spoji na hranici AD1 s AMg5 pri ohreve prechodom elektrického prúdu do 140 C a po opätovnom ohreve do 280 C Fig. 8 Diagram of hardness distribution (according to Meyer) and Young s modulus E in diffusion joint on boundary between AD1 and AMg5 at heating by electric current transition up to 140 C and repeated heating up to 280 C temperature mikrotvrdosť po opätovnom ohreve, GPa microhardness after repeated heating, GPa mikrotvrdosť, GPa microhardness, GPa E po opätovnom ohreve, GPa E after repeated heating, GPa AD1 AD1, Zóna difúzie Diffusion zone, AMg5 rozteč 100 μm AMg5 span 100 μm chanizmu vakancií. V modeli sa skúmal obmedzený počet atómov (5325), ale taký, aby mal experiment fyzický zmysel. Trojrozmerné modely kryštalickej mriežky boli stanovené tak, aby zodpovedali perióde mriežky hliníka. Výsledkom modelovania sú koordináty atómov na každom kroku. Podľa rozdielu koordinát sa určuje posun atómov. Zo všetkých posunov atómov sa nezohľadňujú posuny bez preskoku (kolísanie atómu okolo uzla). Pomocou posunov, ktoré sú s preskokom, sa vypočítal koeficient difúzie. Aktivačná energia sa určovala podľa diagramu Arreniusa v koordinátoch ln D1/7 podľa tangensu uhla. Zväčšenie počtu preskokov atómov prispievajúcich k difúzii je podmienené väčšou aktivitou atómov so zvyšovaním teploty [8] (obr. 7a) a rastie od 28 (pri 50 C) do 4346 (pri 250 C). Koeficienty difúzie predstavujú: 2, m 2 /s pri 50 C, 7, m 2 pri 140 C a 4, m 2 /s pri 250 C (obr. 7b). Aktivačná energia je 0,62 ev. Experimentálne modelovanie závislosti rastu difúznej vrstvy od tepelnej expozície vzoriek AD1 gálium-amg5 potvrdilo všeobecnú tendenciu s rastom teploty a času tepelného spracovania sa reologické vlastnosti gália zosilňujú a formuje sa rozsiahla difúzna zóna (tab. 3). Ďalej sa na určenie optimálnej teploty a času procesu, pri ktorých si štruktúra difúznej vrstvy zachová vlastnosti, vykonalo opätovné tepelné spracovanie všetkých vzoriek v peci pri teplote do 280 C počas 10 hodín. Bolo zistené, že vo vzorkách, ktoré boli získané pri teplote 140 C prechodom elektrického prúdu, neboli pozorované podstatné zmeny mikroštruktúry difúznej vrstvy ani jej mechanických vlastností (obr. 8). MECHANICKÉ VLASTNOSTI Pri skúške pevnosti šmykom (obr. 9a) podľa GOST (hrúbka materiálu a = 6 mm, pracovná oblasť l = 125 mm, záchyt h = 60 mm, preplátovanie b = 40 mm) zaťaženie pri porušení F = 4710 N, šmykové napätie 2,94 MPa, čo značne prevyšuje minimálne požadovanú pevnosť podľa technického zadania (0,2 MPa). Na fraktografii povrchu porušenia (obr. 9b) vidno, že pri vytvorení spoja došlo k úplnému zmáčaniu a spojeniu spájaných povrchov s minimálnym okrajovým javom. V súlade s technickým zadaním je sumárna plocha defektov spojov pod 10 %. Maximálne namáhanie pri porušení G proti šmyku pri ploche difúzneho preplátovania 15 x 15 mm 2 bolo 400 N. Sila pri odtrhnutí (maximálna sila porušenia na jednotku povrchu preplátovania) predstavovala ~ 1,7 MPa. Šmyková pevnosť kruhových vzoriek predstavovala 9 11 MPa. Treba konštatovať, že pri montáži systémov výmeny tepla na izoláciu mikroelektroniky je použitie kovových lepidiel na báze polymérov v zmesi s kovovými práškami neracionálne, keďže koeficient tepelnej vodivosti takých materiálov je mnohonásobne menší, ako kovov (0,02 0,6 Vt/m.K). Šmyková sila porušenia spojov hliníkových zliatin: Hliník-hliník (lepený spoj) Tekutý kov Fel WURH [9] 2,4 MPa Hliník-hliník (lepený spoj) Polymérové lepidlo ABRO [9] 5,9 MPa AMg5-AD1 (potrebné podľa technického zariadenia) 0,2 MPa AMg5-gálium-AD1 (zváranie prechádzajúcim prúdom pri 140 C) 2,94 MPa. V dôsledku spracovania technológie spájania oceľovohliníkového uzla v tuhej fáze cez medzivrstvu autektického gália sa získali rôzne varianty montáže uzlov výmenníkov tepla (obr. 10) s vysokou hodnotou šmykovej pevnosti pri porušení. ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

10 Kombinovaný spôsob difúzneho spájania bimetalických prvkov výmenníkov tepla a) b) Obr. 9 Skúška pevnosti v šmyku na trhacom servohydraulickom stroji MTS (a) plochej preplátovanej vzorky difúzneho spoja AMg5-gálium-AD1 a fraktografia vzorky po skúške (b) Fig. 9 Shear strength test on servohydraulic tensile machine MTS of (a) flat overlapped specimen of diffusion joint AMg5-gallium-AD1 and fractography of specimen after test (b) Obr. 10 Modelové vzorky difúzneho spoja oceľ-hliník, získané pri teplote 140 C na kónickom povrchu (a) s pozdĺžnymi drážkami (b) Fig. 10 Model specimens of diffusion joint between steel and aluminium at 140 C temperature on conical surface (a) with longitudinal grooves (b) ZÁVER Experimentálne bola potvrdená možnosť spájania nehrdzavejúcej ocele s hliníkom pri teplote 140 C použitím nastriekanej vrstvy technického hliníka a medzivrstvy gália. Najprijateľnejšia mikroštruktúra a vlastnosti difúznej zóny boli pozorované pri použití ohrevu pri nízkom napätí prechádzajúcim elektrickým prúdom. Experimentmi boli získané pevné nerozpojiteľné spoje s objemovou difúziou bez odtavenia a deformácie súčiastok. Daná metóda spájania bimetalického spoja sa odporúča pre spoje s uzavretými združenými alebo valcovitými povrchmi s použitím javu tepelného zmrštenia a stlačenia. CONCLUSIONS The possibility of joining stainless steel to aluminium at 140 C temperature with use of sprayed technical aluminium layer and gallium interlayer has been proved experimentally. The most convenient microstructure and properties of diffusion zone were observed with use of heating at low voltage of passing electric current. Based on experiments the tough inseparable joints with voluminous configuration without melting and distortion of components have been fabricated. The given joining method of bimetallic joint is recommended for the joints with closed conjugate or cylindrical surfaces with exploitation of thermal shrinkage and compression. Literatúra [1] Iščenko, A. J. Chochlova, J. A. Fedorčuk, V. E. Chochlov, M. A.: Vplyv teploty žíhania na hĺbku difúzie v spoji technického hliníka so zliatinou AMg5 v tuhej fáze pri aktivácii spájaných povrchov gáliom, Medzinár. konferencia Zváranie a príbuzné procesy: Zb. téz Nikolajev: Vyd. NUK, 2010, s. 111 [2] Avvakumov, E. G.: Fundamentálne základy mechanickej aktivácie, mechanosyntézy a mechanickochemických technológií. Integračné projekty. Novosibirsk: Nauka, 2009, 338 s. [3] Chochlova, J. A. Fedorčuk, V. E. Chochlov, M. A.: Osobitosti medzizrnného prenosu hmoty gália v hliníkovej zliatine pri aktivácii v tuhej fáze spájaných povrchov, Avtomatičeskaja svarka, 2011, č. 3, s [4] Iščenko, A. J. Chochlova, J. A.: Mikromechanické skúšky vlastností difúzneho spoja, Avtomatičeskaja svarka, 2009, č. 1, s [5] Chochlova, J. A. Chochlov, M. A.: Nanorozmerový efekt v difúznych spojoch s gáliom, Medzinár. konferencia Zváranie a príbuzné procesy: Zb. téz ( ), Nikolajev: Vyd. NUK, 2009, s. 111 [6] Lichtman, V. I. Ščukin, E. D. Rebinder, P. A.: Adsorpčné javy v procesoch deformácie a porušenia kovov, Fyz.-chem. Mechanika materiálov, 1962, č. 10, s [7] Tichomirova, O. I. Pikunov, M. V.: Vplyv tvaru a rozmeru častíc druhého komponentu na vlastnosti gáliových pájok, Práš. Metalurgia, 1969, 84, č. 12, s [8] Poletajev, G. M. Starostenkov, M. D.: Prínos rôznych mechanizmov samodifúzie v GCK-kovoch v rovnovážnych podmienkach, Fyzika pevných látok, 2010, 52, Vyd. 6, s < [9] Článok recenzoval: doc. Ing. Karol Kálna, DrSc., VÚZ PI SR, Bratislava 56 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

11 Výzkum mechanických vlastností svarových spojů modifikovaných žáropevných ocelí pro nadkritické bloky tepelných elektráren ODBORNÉ ČLÁNKY Research on mechanical properties of weld joints of creep resistance steels for supercritical blocks of thermal power stations PETR MOHYLA JIŘÍ ZAPLETAL MIROSLAV LINDOVSKÝ KRISTÝNA FOLDYNOVÁ Ing. P. Mohyla, Ph.D. Ing. J. Zapletal Ing. M. Lindovský Ing. K. Foldynová, Flash Steel Power, a. s., Ostrava, Česká republika Vlastnosti svarových spojů oceli T24 v průběhu dlouhodobé vysokoteplotní expozice Vliv popouštění po svařování na vrubovou houževnatost Srovnání průběhu tvrdosti popuštěného a nepopuštěného svarového kovu oceli T24 Vlastnosti svarových spojů oceli P92 svařených automatem pod tavidlem Výsledky mechanických zkoušek oceli P92 Properties of welded joints of the steel T24 during long-term exposition to high-temperature. Influence of post weld heat treatment on weld joint notch toughness. Comparison of the hardness profile of weld metal with and without post weld heat treatment. Properties of welded joints of the steel P92 welded by automat submerged arc welding. Results of mechanical tests of the steel P92. Od konce osmdesátých let 20. > století probíhá v celosvětovém měřítku intenzivní vývoj směřující ke zvýšení účinnosti tepelných elektráren. Hlavním způsobem jak zvýšit tepelnou účinnost je zvýšit parametry páry na tzv. nadkritické neboli superkritické. S vývojem tepelných elek tráren musí korespondovat vývoj žáropevných ocelí. Je požadována vyšší mez pevnosti při tečení, vynikající odolnost proti oxidaci a v neposlední řadě odolnost proti korozi za zvýšených teplot [1]. Z těchto důvodů začaly vznikat modifikované žáropevné oceli s martenzitickou matricí na bázi 9 až 12%Cr, určené především pro tělesa komor a parovody. Hlavními představiteli jsou v současné době oceli P91, P92, E911 a VM12. V oblasti nízkolegovaných ocelí byly následně vyvinuty modifikované žáropevné oceli s bainitickou matricí na bázi 2,25%Cr, určené především pro membránové stěny kotlů. Typickými představiteli jsou oceli T23 (7CrWV- MoNb9-6) a T24 (7CrMoVTiB7-7). Záměrem tvůrců ocelí T23, resp. T24 bylo vyvinout materiál pro výrobu membránových stěn, který bude mít vysokou creepovou odolnost a zároveň jej bude možno svařovat bez předehřevu a bez tepelného zpracování po svařování. Tuzemské zkušenosti se svařováním CrMoV oceli 15128, jejíž matrice je stejně jako u ocelí T23 a T24 zpevněná částicemi MX, však jednoznačně poukazují na nutnost tepelného zpracování svarových spojů po svaření. Teoretické předpoklady rovněž poukazují na nutnost popouštění svarových spojů ocelí legovaných vanadem, případně titanem a niobem. Podstatou vysoké žáropevnosti u těchto ocelí je disperze jemných částic MX, které se vyznačují vysokou rozměrovou stabilitou v průběhu dlouhodobé teplotní expozice. Na druhé straně však přítomnost disperze částic MX výrazně ovlivňuje plastické vlastnosti ocelí. Během provozu dochází k tzv. sekundárnímu vytvrzování. Po obvyklém tepelném zpracování, které se skládá z normalizace a následného popouštění, není ve struktuře těchto ocelí dosaženo zcela rovnovážného stavu. Během následné dlouhodobé expozice při pracovní teplotě dochází k dodatečné precipitaci částic MX v důsledku přesycení tuhého roztoku. Tento proces se nejvýrazněji projeví v oblasti svarových spojů, kde dochází vlivem svařovacího procesu k různému stupni rozpuštění dispergovaných částic. Pokud svarové spoje nejsou následně popuštěny nebo jsou špatně popuštěny, není struktura v rovnovážném stavu a během následné teplotní expozice dojde k sekundárnímu vytvrzování vlivem dodatečné precipitace disperzních částic [2, 3]. V Evropě se v současné době budují nadkritické (USC) bloky tepelných elektráren s využitím ocelí P92 a T24. Výstavbu však provázejí zásadní problémy. Doposud se membránové stěny z oceli T24 svařují bez popouštění, avšak již v procesu výroby, nebo následně ve zkušebním provozu, dochází k masivnímu praskání svarových spojů. V současné době nefunguje uspokojivě v Evropě jediná membránová stěna z oceli T24! Rovněž ocel P92 provázejí značné problémy související s její velmi nízkou korozní odolností při provozních podmínkách. 1 VLASTNOSTI SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI T24 V PRŮBĚHU DLOUHODOBÉ VYSOKOTEPLOTNÍ EXPOZICE V rámci experimentálního programu byly zhotoveny zkušební svarové spoje na deskách z oceli T24 metodou 111. Jedna část svarových spojů byla popuštěna na 750 C, druhá část byla ponechána v nepopuštěném stavu (tzv. stav po svaření). Na připravených vzorcích byl simulován provoz při teplotě 500 C a 550 C a následně bylo provedeno měření tvrdosti v jednotlivých oblastech svarového spoje. Výsledky měření tvrdosti ve formě tzv. křivek vytvrzení jsou uvedeny na obr. 1 a 2. Srovnání průběhu tvrdosti popuštěného a nepopuštěného svarového kovu v průběhu teplotní expozice při 500 C nabízí obr. 1. Na obr. 2 je totéž pro pásmo přehřátí tepelně ovlivněné zóny (TOZ). ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

12 Výzkum mechanických vlastností svarových spojů modifikovaných žáropevných ocelí pro nadkritické bloky tepelných elektráren V další fázi byly na vybraných vzorcích změřeny hodnoty nárazové práce KV, resp. vrubové houževnatosti KCV. Vliv popouštění po svařování na vrubovou houževnatost tepelně ovlivněné zóny oceli T24 je patrný z obr. 3. Z naměřených hodnot jednoznačně vyplývá, že u nepopuštěného svarového spoje dochází k výrazné ztrátě plastických vlastností. Průběh vrubové houževnatosti vykazuje minimum v oblasti maximálního vytvrzení a v oblasti poklesu tvrdosti má naopak stoupající tendenci (obr. 4). 1.1 Diskuse dosažených výsledků Tvar křivek vytvrzení ve svarovém kovu a v pásmu přehřátí je podobný. Nejdříve dochází k nárůstu tvrdosti, který lze označit jako tzv. sekundární vytvrzení, a poté následuje pokles tvrdosti. Doba, ve které dochází k maximálnímu vytvrzení, závisí na teplotě expozice. Z křivek průběhu tvrdosti je patrno, že u svarů, které nebyly po svaření popuštěny dochází ke značnému vytvrzení v relativně krátkém čase. Maximum tvrdosti bylo naměřeno ve svarovém kovu, a to 460 HV10. V pásmu přehřátí TOZ bylo naměřeno nejvíce 420 HV10. Hodnoty tvrdosti nepopuštěných svarových spojů jsou vyšší, než dovoluje norma ČSN EN ISO Stanovení a kvalifikace postupů svařování kovových materiálů Zkouška postupu svařování [4]. Naměřené hodnoty ukazují na přítomnost sekundárního vytvrzování svarových spojů oceli T24. Mechanismus vytvrzování je v souladu s prací [2, 3] dán procesy dodatečné precipitace disperzních částic MX. Z křivek průběhu houževnatosti vyplývá markantní rozdíl v úrovni hodnot vrubové houževnatosti u svarového spoje popuštěného a nepopuštěného. Zatímco v popuštěném stavu se vrubová houževnatost pásma přehřátí TOZ pohybuje v průběhu vysokoteplotní expozice kolem 180 J/cm 2 (při zkušební teplotě 20 C), v nepopuštěném stavu jsou hodnoty KCV velmi nízké, kolem 20 J/cm 2. Mezi křivkami tvrdosti a houževnatosti lze vypozorovat určitou vzájemnou souvislost. Oblast maxima tvrdosti, tj. oblast sekundárního vytvrzení zhruba odpovídá oblasti minima houževnatosti. Na základě výše uvedených výsledků lze konstatovat, že s pozorovaným sekundárním vytvrzováním nepopuštěných svarových spojů oceli T24 souvisí pokles vrubové houževnatosti. 2 VLASTNOSTI SVAROVÝCH SPOJŮ OCELI P92 SVAŘENÝCH AUTOMATEM POD TAVIDLEM V rámci experimentálního progra- Obr. 1 Průběh tvrdosti svarového kovu, provozní teplota 500 C (T24) Fig. 1 Profile of the hardness measurement in the weld metal, operational temperature 500 C (T24) Stav po svaření State after welding Obr. 2 Průběh tvrdosti pásma přehřátí TOZ, provozní teplota 500 C (T24) Fig. 2 Profile of the hardness measurement in the heat-affected zone, operational temperature 500 C (T24) Obr. 3 Průběh vrubové houževnatosti pásma přehřátí TOZ při provozní teplotě 500 C (T24) Fig. 3 Notch toughness in the heat-affected zone, at operational temperature 500 C (T24) 58 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

13 ODBORNÉ ČLÁNKY mu byly zhotoveny zkušební svarové spoje o tloušťce 40 mm metodou 121 (automat pod tavidlem). Svařování proběhlo s použitím následujícího přídavného materiálu: drát Thermanit MTS 616 dle EN A-SZ CrMoWVNb9 0,5 1,5 (Boehler-Thyssen); tavidlo Marathon 543 dle EN 760 SA FB 2 55 DC (Boehler-Thyssen). Jeden svarový spoj byl ponechán bez tepelného zpracování, zbylé tři svarové spoje byly podrobeny tepelnému zpracování po svaření při teplotě 760 C. Rozdíl mezi jednotlivými režimy spočíval ve výdrži na popouštěcí teplotě, a to 2, 4, resp. 6 hodin. 2.1 Výsledky mechanických zkoušek Obr. 4 Srovnání průběhu hodnot nárazové práce a tvrdosti během dlouhodobé teplotní expozice při 500 C, nepopuštěné pásmo přehřátí TOZ (T24) Fig. 4 Profile of the impact energy and hardness values during long-term thermal exposition at 500 C, measurement in the heat affected zone of the weld joint without post weld heat treatment (T24) Obr. 5 Srovnání průměrných hodnot meze pevnosti (zkušební teplota 20 C) (P92) Fig. 5 Comparison of the tensile strength s average values (testing temperature 20 C) (P92) R m při teplotě 20 C R m at temperature 20 C Obr. 6 Srovnání průměrných hodnot nárazové práce ve svarovém kovu (P92) Fig. 6 Comparison of the average values of the impact energy in the weld metal (P92) VWT 0/2 dle TZ VWT 0/2 according to TZ Příčná zkouška tahem Výsledky všech zkoušených svarových spojů byly dle normy ČSN EN vyhovující (R m = MPa). U všech zkoušek došlo k lomu vždy mimo svar (zkoušky byly prováděny při teplotě +20 C). Pevnost svarových spojů popuštěných režimem 760 C/2, 4 resp. 6 hodin, je na velmi podobné úrovni. Svarový spoj bez tepelného zpracování dosahuje podobné pevnosti jako popouštěný základní materiál. Průměrné hodnoty meze pevnosti svarového spoje pro jednotlivá tepelná zpracování, dále pro svarový spoj bez tepelného zpracování, a pro srovnání také pro popouštěný základní materiál jsou uvedeny na obr Zkouška rázem v ohybu Zkoušky byly provedeny podle normy EN 875 při zkušební teplotě +20 C. Výsledky zkoušek byly dle ČSN EN a ČSN EN vyhovující, kromě svarového spoje bez popouštění po svařování. Ze srovnání výsledků vyplývá, že nejoptimálnější režim tepelného zpracování pro zkoušené svarové spoje bude 760 C při výdrži 4 hod. U tohoto režimu popouštění se hodnota nárazové práce nejvíce přibližuje hodnotě základního materiálu po tepelném zpracování na jakost. Srovnání průměrných hodnot nárazové práce ve svarovém kovu uvádí obr Zkouška tvrdosti Zkouška tvrdosti probíhala v souladu ČSN EN , dle Vickerse se zatížením 98,1 N (HV10). V případě vzorku bez tepelného zpracování po svaření dosahovaly tvrdosti pod povrchem až 487 HV10 a v kořenové oblasti až 452 HV10. Podle normy ČSN EN by měla tvrdost ve svaru dosahovat max. 350 HV10. Tato hodnota je sice platná pouze pro popuštěné svarové spoje (pro svary ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

14 Výzkum mechanických vlastností svarových spojů modifikovaných žáropevných ocelí pro nadkritické bloky tepelných elektráren Obr. 7 Srovnání průběhu tvrdostí HV10 (2,0 mm pod povrchem) (P92) Fig. 7 Comparison of the hardness measurements HV10 (2.0mm below surface (P92) HV10 2,0 mm pod povrchem HV10_2.0mm below surface, Základní materiál Parent material, TOZ HAZ, Svarový kov Weld metal bez popouštění norma žádnou mezní hodnotu nepředepisuje), ale z praktického hlediska jsou naměřené tvrdosti u svarových spojů bez tepelného zpracování neakceptovatelné. Ostatní popuštěné vzorky dosahovaly vyhovujících hodnot tvrdosti, a to jak v kořenové oblasti, tak i 2 mm pod povrchem. Srovnání naměřených hodnot 2,0 mm pod povrchem svaru je uvedeno na obr Diskuse dosažených výsledků Na základě dosažených výsledků je možno konstatovat, že tepelné zpracování po svařování má velký vliv na mechanické vlastnosti svarových spojů oceli P92, zhotovených automatem pod tavidlem (121). Jako nejvhodnější tepelné zpracování se jeví režim 760 C s výdrží na teplotě 4 hodiny. Zajímavé je, že při prodloužení doby popouštění na 6 hodin dochází k poklesu hodnot vrubové houževnatosti a k nárůstu meze pevnosti svarového spoje. U nepopuštěného svarového spoje je nevyhovující vrubová houževnatost a tvrdost. Dosažené výsledky tedy potvrzují nutnost popouštět svarové spoje oceli P92 ihned po svaření. ZÁVĚR U svarových spojů nízkolegovaných žáropevných ocelí zpevněných disperzí částic MX dochází během dlouhodobé teplotní expozice za zvýšených teplot k procesu sekundárního vytvrzování. Velikost tohoto vytvrzení závisí na teplotě popouštění po svařování a době expozice. Z naměřených výsledků vyplývá, že u nepopuštěných svarových spojů dochází během následné dlouhodobé expozice při zvýšených teplotách k vytvrzení a k poklesu plastických vlastností. Na základě dosažených výsledků je možno konstatovat, že popouštění svarových spojů oceli T24 má velký význam především z hlediska dosažení dostatečných plastických vlastností. Vynechání popouštění po svařování při výrobě membránových stěn z oceli T24 se jeví jako problematické a v souvislosti s dosavadními provozními zkušenostmi dokonce nebezpečné. Pro dosažení přípustné tvrdosti a dostatečné houževnatosti svarových spojů je možno doporučit teplotu popouštění 750 C. Rovněž při svařování oceli P92 má tepelné zpracování po svaření zásadní význam. Na základě dosažených výsledků je možno konstatovat, že pro dosažení optimálních mechanických vlastností svarového spoje oceli P92 o tloušťce 40 mm zhotoveného automatem pod tavidlem (121), bude vhodné zařadit ihned po svaření tepelné zpracování na teplotě 760 C s výdrží 4 hodiny. Na základě zde uvedených výsledků a na základě dosavadních praktických zkušeností lze potvrdit obecně uznávaný názor, že svarové spoje oceli P92, svařené automatem pod tavidlem, se musí po svařování popouštět. CONCLUSIONS The process of secondary hardening by dispersions of MX particles during long-term thermal exposition at elevated temperatures arise in case of welded joints of low-alloy creep resistance steels. The extent of this hardening depends upon the level of tempering temperature after welding and upon the exposition. According to the measured results, in case of weld joints without post weld heat treatment the precipitation hardening and decreased plasticity properties are typical after long-term exposition to high temperatures. Base on results it is possible to state that the post weld heat treatment has a large significance from the viewpoint of sufficient plastic properties of the weld joint The omission of post weld heat treatment in membrane walls production made from T24 steel seems to be problematic, in connection with the existing operational experience even dangerous. It is recommended to apply a post weld heat treatment (tempering) at temperature of 750 C to attain accepted hardness and sufficient notch toughness. The post weld heat treatment has a principal significance also at welding of the steel P92. Base on the attained results it is possible to state that for the attainment of optimal mechanical properties of the welded joint of the steel P92 with thickness of 40mm produced by automat submerged arc welding (121), it will be convenient to carry out post weld heat treatment at the temperature of 760 C in duration of 4 hours. Based on presented results and on the basis of existing practical experiences is possible to confirm the generally acknowledged opinion that welded joints of the steel P92, welded by automat submerged arc welding, must be tempered after welding. Poznámka: Tato práce vznikla za podpory Ministerstva průmyslu a obchodu ČR v rámci projektu FR-TI3/206. Článok recenzoval: Ing. Ľuboš Mráz, PhD., VÚZ PI SR, Bratislava Literatura [1] Chen, Q. Scheffknecht, G.: Boiler design and materials aspects for advanced steam power plants. In: Proceedings of COST Programe part II: Materials for Advanced Power Engineering 2002, Vol. 21, ISBN: [2] Mohyla, P.: Změny mechanických vastností svarových spojů oceli při dlouhodobé teplotní expozici v podcreepové oblasti, Sborník vědeckých prací VŠB TU Ostrava, 2001, část 2, s. 31 [3] Mohyla, P.: Změny mechanických vastností CrMoV svarových spojů při dlouhodobé teplotní expozici v podcreepové oblasti, doktorská disertační práce, VŠB TU Ostrava, 2001 [4] ČSN EN ISO Stanovení a kvalifikace postupů svařování kovových materiálů Zkouška postupu svařování Část 1: Obloukové a plamenové svařování ocelí a obloukové svařování niklu a slitin niklu ( ), Český < normalizační institut, ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

15 ODBORNÉ ČLÁNKY Spájanie platní z rozdielnych materiálov technológiou elektromagnetických impulzov Material hybrid joining of sheet metals by electromagnetic pulse technology RALPH SCHÄFER PABLO PASQUALE R. Schäfer P. Pasquale, PSTproducts GmbH, Alzenau, Nemecko Adhézne spájanie kovov s rozdielnym bodom tavenia predstavuje jednu z najdômyselnejších úloh techniky spájania Avšak z hľadiska zváženia ľahkej hmotnosti tento typ spoja napr. spojenie hliníkovej pásnice s deformačným prvkom z vysokopevnej ocele je stredobodom hlavného záujmu Metóda zvárania s využitím elektromagnetických impulzov (EMPT The electromagnetic pulse technology) je osvedčený spôsob zhotovenia adhéznych spojov rúr vyrobených z rôznorodých kovov Súčasné výsledky technického vývoja umožňujú dokonca zváranie rôznorodých a vlastnosťami podobných plechov v priemyselných podmienkach V tomto článku sa uvádzajú podrobné údaje o základných mechanizmoch zvárania a sú znázornené mnohé vzorky, ktoré charakterizujú potenciál tejto novej metódy Adhesively joining metals of dissimilar melting point represents one of the most sophisticated tasks in joining technique. However, due to light weight considerations this type of joint, for example the connection between an aluminum flange and a high strength steel crash element, is of prior interest. The electromagnetic pulse technology is a proven process to accomplish adhesive joints between tubes made of dissimilar metals. Recent developments of the technique now allow welding even dissimilar and similar sheet metals under industrial conditions. This paper details the underlying mechanisms and shows a variety of samples, depicting for the potential of this new process. Metódy tavného zvárania sa využívajú vo veľkej miere v technológii výroby. Avšak tieto metódy nie sú > schopné spájať kovy s výrazne rozdielnymi bodmi tavenia. Napr. hliník sa taví pri teplotách nad 660 C [1], pričom železo sa taví pri teplotách 1536 C [2]. V dôsledku tohto veľmi rozdielneho bodu tavenia sa zabráni vytvoreniu zvarového kúpeľa hliníka s oceľou [2]. Navyše v priebehu kryštalizácie sa vytvoria krehké intermetalické fázy, ktoré významne znížia mechanické vlastnosti oblasti spoja [2, 3]. Teda adhézne spájanie hliníka s oceľou sa dá najľahšie dosiahnuť, ak sa nataví minimálne jeden zo spájaných materiálov. Vo všeobecnosti existujú dva spôsoby realizácie, zváranie v tuhej fáze (trecie/trecie miešacie zváranie, zváranie výbuchom) alebo kombinácia zvárania a tvrdého spájkovania, pri ktorom sa roztaví hliník ale nie oceľ. Kombinácia zvárania/spájkovania inklinuje k vzniku niektorých intermetalických fáz [3]. Pri zváraní v tuhej fáze sa bežne nevytvorí intermetalická fáza [4]. Na spájanie plechov možno použiť trecie miešacie zváranie, avšak rýchlosť zvárania je len v rozpätí 1m/min a metóda vyžaduje pomerne malé tolerancie medzery medzi obidvoma kontaktnými materiálmi [5]. Novú možnosť výroby vysokokvalitných spojov dokonca medzi oceľovými a hliníkovými platňami poskytuje metóda zvárania s využitím elektromagnetických impulzov (EMPT). Metóda spočíva na rovnakom princípe ako zváranie výbuchom, len sa výbušnina nahradí úplne kontrolovateľným poľom elektromagnetických impulzov. Následne možno systémy zvárania plechov metódou EMPT prevádzkovať bez akéhokoľvek rizika pre personál vo výrobe na bežných výrobných linkách. 1 ZÁKLADY TECHNOLÓGIE S VYUŽITÍM ELEKTROMAGNETICKÝCH IMPULZOV 1.1 Elektromagnetizmus V roku 1831 Michael Farrady a Joseph Henry merali prechádzajúce napätia v elektrických vodičoch v magnetických poliach s meniacim sa časom. Tento jav sa nazýva elektrická indukcia [6]. Elektrický vodič zaťažený prúdom Obr. 1 Indukované prúdy vzhľadom na EMPT zváranie platne Coil current Prúd na cievke, Coil Cievka, Workpiece Obrobok, Eddy currents at workpiece Vírivé prúdy na obrobku Fig. 1. Inducted currents with respect to EMPT sheet welding ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

16 Spájanie platní z rozdielnych materiálov technológiou elektromagnetických impulzov s meniacim sa časom je schopný vyrobiť prechodné magnetické pole. Následne drôt zaťažený prúdom s meniacim sa časom indukuje prúd v susedných vodičoch. Lenzov zákon hovorí, že indukované prúdy odporujú svojmu pôvodu nasledovne: Ak sa dva susedné drôty zaťažia prúdmi opačného smeru, medzi týmito vodičmi sa vytvorí odpudivá mechanická sila. EMPT ťaží z týchto princípov: Elektrická cievka susediaca s jednou z obidvoch spájaných platní sa zaťaží silným, impulzným prúdom. Magnetické pole vytvorené týmto prúdom indukuje vírivé prúdy, ktoré prebiehajú na povrchu obrobku v opačnom smere k prúdu na cievke. Vytvorí sa tým odpudivá sila (obr. 1). 1.2 Mechanika Prúd na cievke a vírivý prúd na povrchu obrobku sa navzájom odpudzujú. Keď je magnetické pole dostatočne silné na prekonanie medze klzu obrobku a vplyvov zotrvačnosti, nastane čiastočná plastická deformácia platne (obr. 2: t 1 ). Pred dopadom na spájaný materiál sa vyprofiluje deformovaná vlna vo forme vydutiny. Prvý kontakt medzi urýchlenou platňou, tzv. letcom a nepohyblivým kontaktným materiálom sa vytvorí v oblasti hornej časti vydutiny. V dôsledku geometrickej pozície je oblasť kontaktu riadkovitá (obr. 2: t 1 ). Túto líniu v mieste kontaktu zaťaží len normálové napätie. Z obidvoch strán tejto línie kontaktu možno vidieť medzery tvaru V. V prebiehajúcom procese sa uzatvoria medzery tvaru V, t. j. sploštenie guľovitých evolút (obr. 2: t 2, t 3 ). V priebehu zúženia medzier tvaru V sa zmení podmienka zaťaženia kontaktu z čistého normálového napätia v rámci kontaktu prvej línie na kombináciu normálového napätia v mieste kontaktu a tangenciálneho napätia v neskorších štádiách procesu. Hodnoty maximálnej rýchlosti a hodnoty zo sondy napätia v mieste kontaktu pre päť bodov v oblasti kontaktu znázorňuje tab. 1. Druhý stĺpec zobrazuje časový interval medzi kontaktom špičky vydutiny (bod # 1) a prvým zúžením miesta kontaktu príslušného bodu. Umiestnenie týchto bodov sondy je znázornené na obr. 2, t 3. Pre letca a statický kontaktný materiál sa použili údaje o materiáli Al 6060 T4. Hrúbka steny obidvoch zváraných materiálov je 1 mm. Evidentne sa zvyšujú jednak zložky rýchlosti dopadu a jednak normálové napätie v mieste kontaktu v priebehu procesu dopadu; bod # 3 označuje plochu najvyšších amplitúd. Následne sa hodnoty napätia a rýchlosti znížia po bod # 5, ktorý predstavuje koniec plochy zvárania. Rýchly nárast rýchlosti je dôsledkom zákona zachovania energie. Tesne pred dopadom sa zníži kinetická energia (E KF ) o energiu nevyhnutnú na ďalšie plastické tečenie letca (E PF ) a straty energie v dôsledku plastickej deformácie statického kontaktného materiálu (E PS ). Sploštenie vydutiny začína v bode 1. Následne nastáva kontakt medzi bodmi 2 až 5, t. j. rýchlosť letca sa zníži na nulu, keď nastane kontakt príslušného bodu s kontaktným materiálom. Rovnica zachovania energie je daná rovnicou 1: Obr. 2 Kinematika procesu EMPT zvárania platní Weld Zvar, Pressure Tlak, Time Čas Fig. 2. Kinematics of the EMPT sheet welding process Tab. 1 Hodnoty rýchlosti a napätí v mieste kontaktu v čase dopadu pre päť medzifázových bodov Tab. 1 Velocities and contact stresses at the time of impact for five interfacial points Bod # Point # Čas po prvom dopade Time after first impact Tangenciálna rýchlosť Tangential velocity (m/s) E KF - E PF - E PS = 0 (1) Pre demonštračné účely pomôcku predstavuje modelovanie letca pomocou pásma bodov, kde hmota m a rýchlosť v sa pričlení každému bodu i. Kinetická energia letca je teda daná rovnicou: E KF = ½ m i v i 2 (2) V priebehu splošťovania vydutiny body pásma postupne strácajú svoju rýchlosť počas dopadu. Ak je spotreba energie na plastické tečenie letca a statického kontaktného materiálu (statora) nižšia ako energia zastaveného bodu v čase dopadu, princíp zachovania energie vyžaduje zvýšenie rýchlosti v susedných bodoch. Obr. 3 znázorňuje krivky závislosti rýchlosti od času pre päť bodov zobrazených na obr. 2. Údaje o rýchlosti poukazujú na to, že bod 3 dosahuje výraznú rýchlosť priamo po dopade bodu 2. Bod 4 sa výrazne zrýchli po dopade bodu 3. Zrýchlenie bodu 5 je výrazne utlmené plastickou deformáciou letca v danej oblasti. Na analýzu vplyvu strát energie v dôsledku plastického tečenia statického kontaktného materiálu sa vykonala rovnaká simulácia, ale statickým kontaktným materiálom bola oceľ S355. Následne sa výrazne znížila plastická deformácia statického kontaktného materiálu a tým spotreba energie. Zvýšilo sa zrýchlenie kontaktného bodu 3 a 4. Normálová rýchlosť Normal velocity Tangenciálne napätie v mieste kontaktu Contact tangential stress Normálové napätie v mieste kontaktu Contact normal stress ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

17 ODBORNÉ ČLÁNKY Obr. 3 Krivky závislosti rýchlosti od času pre päť bodov v priebehu dopadu kontaktných materiálov. Pre umiestnenie bodu pozri obr. 2 vertical velocity vertikálna rýchlosť, time čas, point 1 bod 1, point 2 bod 2, point 3 bod 3, point 4 bod 4, point 5 bod 5 Fig. 3. Time versus velocity curves for five points during the impact of the contact partners. For point location see fig. 2. Obr. 4 Mikrovýbrus EMPT zvaru Static Statický, Flyer Letec Fig. 4. Microsection of an EMPT welding Tab. 2 Vertikálne rýchlosti pre päť bodov v oblasti zvaru. Porovnanie pre statického kontaktného materiálu zhotoveného z hliníka a ocele Tab. 2 Vertical velocities for five points in the weld zone. Comparison for static contact partner made of Aluminum and Steel Bod # Point # Vertikálna rýchlosť EN AW 6060 statického kontaktného materiálu Vertical velocity EN AW 6060 stator Vertikálna rýchlosť statického kontaktného materiálu (stator) oceľ S355 Vertical velocity steel S355 stator Toto zrýchlenie je možné v dôsledku nižšej spotreby energie pre plastické tečenie statického kontaktného materiálu. Avšak znížila sa rýchlosť kontaktného bodu 5 (tab. 2). Zníženie rýchlosti bodu 5 je podmienené vyššou spotrebou energie pre zrýchlenie bodu 4. Vzhľadom na dostatočný pomer normálového napätia v mieste kontaktu a tangenciálneho napätia v mieste kontaktu sa vytvorí čelná rázová vlna v medzifázovej oblasti (obr. 4). Toto vyústi do extrémnej deformácie v malej oblasti, ktorá susedí s čelnými plochami kontaktu. Hrúbka oblasti plastického pretvorenia meria len niekoľko mikrometrov, avšak postačuje na to, aby rozštiepila vrstvy oxidov na povrchu. Teda kovovo čisté a tým vysoko reaktívne povrchy sa navzájom spoja pod vysokým normálovým tlakom v mieste kontaktu a vytvorí sa kovový spoj deformáciou medzifázovej oblasti. Sínusová čiara predstavuje švový zvar na obr. 4. Deformácia zŕn ukazuje, že smer dopadu bol zľava doprava. Veľkosť zŕn sa nezväčšila vzhľadom na pôvodnú veľkosť zŕn materiálu, t. j. teplom nebol vyvolaný rast zŕn, ako tomu je pri metódach tavného zvárania. 2 EXPERIMENTY Zváranie platní metódou EMPT umožňuje vzájomne zvariť kovy s rozdielnymi teplotami tavenia, pretože do materiálu sa neprivádza nijaké teplo. Avšak v malej vrstve hrúbky μm v blízkosti rozhrania medzi obidvoma kontaktnými materiálmi možno vypočítať zábleskové teploty pomocou adiabatickej analýzy metódou konečných prvkov (FEA). Zábleskové teploty sú spôsobené silnou plastickou deformáciou medzifázovej oblasti. Vrcholová teplota v tejto malej oblasti môže dosiahnuť niekoľko 100 C, ale tepelná vodivosť zníži teplotu vo veľmi krátkom čase. Teda nemožno identifikovať nijaké zmeny kovovej mikroštruktúry. Na analýzu pevnosti švového zvaru sa vykonali skúšky v šmyku. Na zabezpečenie čistého šmyku je vzorka zosta- ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

18 Spájanie platní z rozdielnych materiálov technológiou elektromagnetických impulzov Obr. 5 Vzorka EMPT zvaru na skúšku v ťahu EMPT Weld EMPT Zvar, Flyer Letec, steel oceľ, zinc coated Trip steel pozinkovaná Trip oceľ Fig. 5. EMPT welded tensile test specimen vená z troch častí. Dve časti, ktoré ležia v spoločnej rovine, sú spojené s treťou platňou pomocou dvoch preplátovaných EMPT zvarov (obr. 5). Identifikovali sa tri rozdielne typy porušenia: 1. Porušenie slabšieho materiálu v blízkosti švového zvaru (obr. 5: 1 mm Al 2 mm Cu). 2. Porušenie švového zvaru v šmyku (obr. 5: 2 mm Al 2 mm oceľ). 3. Delaminácia zinkového povlaku (obr. 5: 1 mm Al 1,5 mm pozinkovanej Trip ocele). Prvý typ porušenia, praskanie v blízkosti švového zvaru, je spôsobené predovšetkým v dôsledku malej redukcie hrúbky steny letca, čo je zapríčinené zaťažením magnetickým tlakom pri zrýchlení letca (pozri obr. 2, t 1 ). Tento vrub predstavuje najslabší bod vzorky na skúšku v ťahu. Druhý typ porušenia, deformácia švového zvaru v šmyku, prevláda vtedy, keď je plocha švového zvaru menšia ako plocha prierezu vzorky na skúšku v ťahu. Tieto obidva typy porušenia naznačujú, že pevnosť EMPT zvaru možno vyhodnotiť vynásobením pevnosti v šmyku slabšieho materiálu plochou švového zvaru. Podrobnú analýzu typov porušenia bude autor publikovať v budúcnosti. Pozinkovanú oceľ možno zvárať; avšak v tomto prípade pevnosť zvaru je určovaná priľnavosťou zinku k oceli. Zhotovili sa mikrosnímky na analýzu oblasti zvaru. Nezistilo sa porušenie zinkového povlaku v priebehu zváracieho procesu (obr. 6, 1. čiara vľavo). Avšak zinkový povlak delaminuje pri skúške zvaru v šmyku (obr. 5, vpravo a obr. 6, 1. čiara, vpravo). Energo-disperzná spektroskopická mikroanalýza (EDX) dokázala delamináciu zinkového povlaku (obr. 6, 2. čiara vpravo). Po porušení švového zvaru sa zistil homogénny zinkový povlak v oblasti prasknutého švového zvaru u obidvoch spájaných materiálov (obr. 6, 2. čiara). 2.1 Aplikácia metódy Zváranie metódou EMPT je vhodné na zhotovenie zvarov platní z rôznorodých kovov. V tomto prípade možno zhotoviť zvary, ktoré nie sú zhotoviteľné metódami tavného zvárania, napr. zvary hliníka s oceľou. Prehľad zváraných materiálov znázorňuje obr. 7. Navyše možno zvárať tenké kovové platne na veľmi hrubých obrobkoch, pozri taktiež obr. 7. Doplnkovú vzorku zvaru dĺžky 500 mm zhotovenú jedným impulzom znázorňuje obr. 8. Zváracia rýchlosť je podmienená časom nevyhnutným na nabitie kondenzátorov impulzového generátora. V súčasnosti je záväzný čas nabíjania 12 s na zhotovenie zvaru dĺžky 500 mm jedným impulzom. Z toho vyplýva efektívna zváracia rýchlosť 2,5 m/min. Cieľom súčasnej práce je ďalšie zvyšovanie zváracej rýchlosti. ZÁVER Metóda zvárania s využitím elektromagnetických impulzov (EMPT) poskytuje možnosť zvárania platní z rozdielnych kovových materiálov. Napr. zvariť možno hliníkovú platňu s oceľovou platňou. Táto technika je adiabatická, t. j. do materiálu obrobku sa nevnáša žiadna vonkajšia tepelná energia. Preto sa nezistili nijaké zmeny mikroštruktúry zapríčinené teplom (žiadna teplom ovplyvnená oblasť, žiaden rast zŕn, žiadne straty pevnosti). Pevnosť zvaru predstavuje približne pevnosť v šmyku slabšieho materiálu obidvoch kontaktných partnerov vynásobené plochou švového zvaru. V súčasnosti možno jedným impulzom zhotoviť zvar dĺžky do 500 mm. Pri opakovacom kmitočte impulzov 5 za minútu možno dosiahnuť zváraciu rýchlosť 2,5 m/min. Cieľom súčasnej práce je ďalšie zvyšovanie zváracej rýchlosti. CONCLUSIONS The electromagnetic pulse technology provides possibility for material hybrid sheet metal welding. For exmple aluminum to steel sheet welding is possible. This technique is adiabatic, i. e. no external thermal energy is brought in the workpiece material. Hence, no micro-structural changes 64 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013

19 ODBORNÉ ČLÁNKY Obr. 6 Mikrovýbrus EMPT zvaru hliníka s pozinkovanou oceľou TRIP 700 a analýza porušenia vzorky na skúšku v ťahu Aluminum Hliník, Zinc coating Zinkový povlak, Steel Trip 700 Oceľ Trip 700, Delaminated welding seam Delaminovaný švový zvar, Steel sheet: Zn marked green, Al marked blue Oceľová platňa: Zn označený nazeleno, Al označený namodro, Al sheet: Zn marked silver, Al marked red Al platňa: Zn označený strieborne, Al označený načerveno, Delaminated welding seam Delaminovaný švový zvar Fig. 6. Microsection of an EMPT weld Aluminum to zinc coated steel TRIP 700 and analysis of the tensile test specimen failure Obr. 7 Vzorky EMPT zvarov rôznorodých kovov prípadne vysoké gradienty hrúbok stien Al/hardened steel 22MnB5 Al/vytvrdená oceľ 22MnB5, steel oceľ Fig. 7. EMPT welded samples of dissimilar metals respectively high wall thickness gradients caused by heat are found (no heat affected zone, no grain growth, no strength losses). The strength of the weld is approximately the shear strength of the weaker material of both contact partners multiplied by the weld seam area. At present welding length of up to 500 mm per pulse is possible. At a pulse repetition rate of five per minute, a welding velocity of 2.5 m/minute is possible. Objective of current work is the further increase of the welding velocity. Literatúra [1] Mondolfo, L. F.: Aluminum alloys: Structure and properties. Butterwoth, 1976 [2] Janck, N. Staufer, H. Bruckner, J.: Schweißverbindungen von Stahl mit Aluminium- Eine Perspektive für die Zukunft. BHM Berg- und Hüttenmännische Monatshefte Volume 153, Number 5, 2008, s [3] Aichele, G.: Verschweißen von Aluminium mit Stahl. Obr. 8 Vzorka zvaru dĺžky 450 mm z Al-Al Fig. 8. Al-Al sample 450 mm weld length Industriebedarf 5-6, 2008, s [4] Oosterkamp, A. Oosterkamp, L. Nordeide, A.: Kissing bond phenomena in solid state welding if aluminum alloys. Welding Journal 83 (8), 2004, s [5] Smith, C. B. Crusan, W., et.al.: Friction stir welding in the automotive industry publications/pub07fswautoindtmspaperpdf.pdf [6] Kazimierzciuk, M. K.: High frequency magnetic components. Wiley, 2009 Článok recenzoval: Ing. Peter Blažíček a Ing. Vladimír Kremničan, VÚZ PI SR, Bratislava < Poznámka recenzenta: Problémom môžu byť nesmierne nároky na generovanie elektrických pulzov do cievky, ktorá vyrába elektromagnetický pulz. Keďže cievka má nezanedbateľnú indukčnosť, prúdy v hodnotách stoviek až tisícov ka sa dajú dosiahnuť len za prítomnosti dosť vysokých napätí až desiatky tisíc V. ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/

20 Problematika ručného zvárania titánu metódou TIG RÓBERT ŠTANCEL PETER BLAŽÍČEK ANTON ŠOŠKA R. Štancel Ing. P. Blažíček Ing. A. Šoška, Výskumný ústav zváračský Priemyselný inštitút SR, Bratislava, Slovensko Realizácia postupu zvárania koša na dekontamináciu jadrového odpadu Základný materiál titánové plechy vyrobené podľa ASTM B Gr. 02 a titánové kruhové tyče podľa ASTM B Gr. 02 Všetky zvarové spoje vyhotovené technológiou TIG v ochrannej atmosfére čistého argónu Ar 5,0 označeného podľa normy STN EN ISO [1] Kôš je určený na dekontamináciu jadrového odpadu formou > elektrolýzy, preto je vyrobený z materiálu titán Gr. 02 ASTM B [2] a ASTM B [3] (obr. 1). Zákazník dodal kompletnú výkresovú dokumentáciu s presnými požiadavkami na kvalitu výroby. Overenie technológie zvárania muselo byť realizované podľa normy STN EN ISO [4] s vypracovaním príslušných WPQR a WPS postupov zvárania. Po vyhotovení zvarku koša musela byť vykonaná kapilárna skúška na všetkých zvaroch. Ako výstupná skúška bola stanovená skúška kontrolným zaťažením konštrukcie 500 kg. 1 VLASTNOSTI Titán patrí medzi ľahké, ale pevné kovy. Jeho objemová hmotnosť (hustota) pri 20 C je približne 4506 kg/m -3. Titán Gr. 02 (W.Nr ) je najpoužívanejší druh čistého (CP commercially pure) titánu s najširším vyrábaným sortimentom hutných výrobkov. Má vyváženú kombináciu ťažnosti spolu s dostatočnou pevnosťou. Tiež má veľmi dobrú zvariteľnosť. Mechanické vlastnosti a chemické zloženie materiálu sú uvedené v tab. 1 a 2. Obr. 1 Model vyrábaného koša Tab. 1 Chemické zloženie Ti Gr. 02 O N C H Fe Al V Ni Mo Ti 0,25 0,03 0,08 0,015 0,3 Zvyšok Tab. 2 Mechanické vlastnosti Ti Gr. 02 Medza klzu Mpa Medza pevnosti v ťahu 485 Mpa Predĺženie v 50 mm, A5 28 % Redukcia na plochu 55 % Tvrdosť HV Modul pružnosti 103 Gpa Vrubová húževnatosť J 2 ZVARITEĽNOSŤ Z hľadiska zvárania treba upozorniť, že pri zahriatí sa titán stáva veľmi reaktívny a ľahko reaguje s kyslíkom, dusíkom, vodíkom a uhlíkom. Intersticiálne absorpcie oxidov do zvaru môžu výrazne znehodnotiť kvalitu vlastností zvarku. Z týchto dôvodov musia byť všetky časti teplom ovplyvnenej oblasti (TOO) chránené pred vzduchom (atmosférickým O 2 ) do doby, kým teplota klesne pod 425 C. Farba okolia a povrchu zvaru okamžite po zváraní indikuje kvalitu vyhotoveného spoja (tab. 3). Podľa sfarbenia povrchu zvaru môžeme určiť aj spôsob prípadnej opravy (označenie a, b, c, d z tab. 3): a) Zafarbenia (vrstvy oxidov) musia byť odstránené pred ďalším zváraním. b) Očistiť zvar a jeho okolie minimálne 3 mm od okraja zvaru. Taktiež je nutné očistiť aj druhú stranu zvaru. c) Fialové, modré a zelené sfarbenie je akceptovateľné, len ak nie je potrebné dodatočné, alebo ďalšie zváranie. Modré a zelené sfarbenie je prijateľné na hotových zvaroch, ale pred ďalším spracovaním musí byť odstránené. d) Za žiadnych okolností neprijateľné. Je bezpodmienečne nutné zabezpečiť, aby ochranný plyn čistotou spĺňal všetky potrebné požiadavky. Európska norma odporúča používať analytické zariadenia na meranie čistoty plynu pred zváraním. Typické údaje vyžadujú, aby jeho čistota (obvykle argón) nebola nižšia než 99,998 percent. V mieste procesu zvárania je potrebné dodržať 5 až 20 ppm voľného kyslíka. Použi- 66 ZVÁRANIE-SVAŘOVÁNÍ 3-4/2013