Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор)
Атомная энергетика для получения электроэнергии становится все более значимой с точки зрения будущего энергоресурсов и предотвращения глобального потепления. Гарантия безопасности на атомных электростанциях является очень важным условием. Для повышения надежности усовершенствован процесс изготовлен...
Saved in:
| Published in: | Автоматическая сварка |
|---|---|
| Date: | 2009 |
| Main Authors: | , , , |
| Format: | Article |
| Language: | Russian |
| Published: |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
2009
|
| Subjects: | |
| Online Access: | https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/100888 |
| Tags: |
Add Tag
No Tags, Be the first to tag this record!
|
| Journal Title: | Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| Cite this: | Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) / Й. Уратани, Д. Такано, М. Наяма, Й. Шимокусу // Автоматическая сварка. — 2009. — № 7 (675). — С. 35-44. — Бібліогр.: 9 назв. — рос. |
Institution
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine| id |
nasplib_isofts_kiev_ua-123456789-100888 |
|---|---|
| record_format |
dspace |
| spelling |
Уратани, Й. Такано, Д. Наяма, М. Шимокусу, Й. 2016-05-28T11:25:12Z 2016-05-28T11:25:12Z 2009 Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) / Й. Уратани, Д. Такано, М. Наяма, Й. Шимокусу // Автоматическая сварка. — 2009. — № 7 (675). — С. 35-44. — Бібліогр.: 9 назв. — рос. 0005-111X https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/100888 621.791:[621.311.25:621.039.577] Атомная энергетика для получения электроэнергии становится все более значимой с точки зрения будущего энергоресурсов и предотвращения глобального потепления. Гарантия безопасности на атомных электростанциях является очень важным условием. Для повышения надежности усовершенствован процесс изготовления оборудования для атомных электростанций. Одной из наиболее подходящих технологий соединения является электронно-лучевая сварка. Описаны особенности применения электронно-лучевой сварки для ядерного водоводяного реактора атомной электростанции. Nuclear power generation in the energy supply is becoming increasingly important from the viewpoint of future energy resources and preventing of global warming. The assurance of safety in the nuclear power plant is an absolutely essential condition. In the fabrication of related nuclear power plant equipments, improvements have been conducted in order to raise the reliability. One of the most suitable joining techniques is the electron beam welding. This review describes the recent application of the electron beam welding for PWR nuclear power plant. ru Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України Автоматическая сварка Производственный раздел Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) Application of electron beam welding in the nuclear industry (Review) Article published earlier |
| institution |
Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine |
| collection |
DSpace DC |
| title |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) |
| spellingShingle |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) Уратани, Й. Такано, Д. Наяма, М. Шимокусу, Й. Производственный раздел |
| title_short |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) |
| title_full |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) |
| title_fullStr |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) |
| title_full_unstemmed |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) |
| title_sort |
применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности японии (обзор) |
| author |
Уратани, Й. Такано, Д. Наяма, М. Шимокусу, Й. |
| author_facet |
Уратани, Й. Такано, Д. Наяма, М. Шимокусу, Й. |
| topic |
Производственный раздел |
| topic_facet |
Производственный раздел |
| publishDate |
2009 |
| language |
Russian |
| container_title |
Автоматическая сварка |
| publisher |
Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України |
| format |
Article |
| title_alt |
Application of electron beam welding in the nuclear industry (Review) |
| description |
Атомная энергетика для получения электроэнергии становится все более значимой с точки зрения будущего энергоресурсов и предотвращения глобального потепления. Гарантия безопасности на атомных электростанциях является
очень важным условием. Для повышения надежности усовершенствован процесс изготовления оборудования для атомных электростанций. Одной из наиболее подходящих технологий соединения является электронно-лучевая сварка. Описаны особенности применения электронно-лучевой сварки для ядерного водоводяного реактора атомной электростанции.
Nuclear power generation in the energy supply is becoming increasingly important from the viewpoint of future energy resources and preventing of global warming. The assurance of safety in the nuclear power plant is an absolutely essential condition. In the fabrication of related nuclear power plant equipments, improvements have been conducted in order to raise the reliability. One of the most suitable joining techniques is the electron beam welding. This review describes the recent application of the electron beam welding for PWR nuclear power plant.
|
| issn |
0005-111X |
| url |
https://nasplib.isofts.kiev.ua/handle/123456789/100888 |
| citation_txt |
Применение электронно-лучевой сварки в атомной промышленности Японии (Обзор) / Й. Уратани, Д. Такано, М. Наяма, Й. Шимокусу // Автоматическая сварка. — 2009. — № 7 (675). — С. 35-44. — Бібліогр.: 9 назв. — рос. |
| work_keys_str_mv |
AT uratanii primenenieélektronnolučevoisvarkivatomnoipromyšlennostiâponiiobzor AT takanod primenenieélektronnolučevoisvarkivatomnoipromyšlennostiâponiiobzor AT naâmam primenenieélektronnolučevoisvarkivatomnoipromyšlennostiâponiiobzor AT šimokusui primenenieélektronnolučevoisvarkivatomnoipromyšlennostiâponiiobzor AT uratanii applicationofelectronbeamweldinginthenuclearindustryreview AT takanod applicationofelectronbeamweldinginthenuclearindustryreview AT naâmam applicationofelectronbeamweldinginthenuclearindustryreview AT šimokusui applicationofelectronbeamweldinginthenuclearindustryreview |
| first_indexed |
2025-11-25T21:07:21Z |
| last_indexed |
2025-11-25T21:07:21Z |
| _version_ |
1850549961190539264 |
| fulltext |
УДК 621.791:[621.311.25:621.039.577]
ПРИМЕНЕНИЕ ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВОЙ СВАРКИ
В АТОМНОЙ ПРОМЫШЛЕННОСТИ ЯПОНИИ (Обзор)
Й. УРАТАНИ, Д. ТАКАНО, М. НАЯМА, Й. ШИМОКУСУ
(Mitsubishi Heavy Industries, Ltd., Япония)
Атомная энергетика для получения электроэнергии становится все более значимой с точки зрения будущего энер-
горесурсов и предотвращения глобального потепления. Гарантия безопасности на атомных электростанциях является
очень важным условием. Для повышения надежности усовершенствован процесс изготовления оборудования для
атомных электростанций. Одной из наиболее подходящих технологий соединения является электронно-лучевая сварка.
Описаны особенности применения электронно-лучевой сварки для ядерного водоводяного реактора атомной элек-
тростанции.
К л ю ч е в ы е с л о в а : электронно-лучевая сварка, водо-
водяные реакторы, атомная электростанция, аустенитная
нержавеющая сталь, углеродистая сталь, условия сварки,
дефект шва, вязкость, свойства сварного соединения, тер-
мообработка после сварки
В Японии производство атомной энергии зани-
мает около 30 % общего производства в энергос-
набжении. Для устранения выброса радиоактив-
ных материалов в окружающую среду важным
и необходимым является повышение надежности
применяемых сварочных способов. По этой
причине предпринимаются попытки усовершен-
ствования сварочного оборудования, используе-
мого при изготовлении технологического обору-
дования для АЭС. Одним из наиболее прием-
лемых способов соединения является электрон-
но-лучевая сварка (ЭЛС), применение которой
позволяет повысить качество и надежность обо-
рудования АЭС.
Авторы изучили условия сварки, дефекты шва
и свойства сварного соединения применительно
к ЭЛС используемого оборудования из аустенит-
ной нержавеющей стали, углеродистой стали и
низколегированной стали для водоводяных реак-
торов (ВВР) АЭС.
Система ВВР. Для продления условий эксплу-
атации материалы, используемые для ВВР (рис. 1)
АЭС, должны иметь высокие рабочие характе-
ристики такие, как стойкость к радиационному
охрупчиванию, коррозионная стойкость, высоко-
температурная прочность и т. д. Такими матери-
алами являются углеродистая и низколегирован-
ная сталь, аустенитная нержавеющая сталь, сплав
600 и т. д. Сосудами, не защищенными от пер-
вичной воды для охлаждения реактора, являются
корпус ядерного реактора, парогенератор, ком-
пенсатор давления и аккумулятор, расположен-
ные внутри защитной оболочки, а также различ-
ные вспомогательные баки вне защитной оболоч-
ки. Сосуды, работающие под давлением, выпол-
няются с защитной оболочкой и изготавливаются
из низколегированной или углеродистой стали с
их внутренней облицовкой нержавеющей сталью.
В четырех петлях ВВР АЭС находится около 100
комплектов вспомогательных баков, изготовлен-
ных из аустенитной нержавеющей стали. Трубоп-
роводы, соединяющие эти сосуды, изготавливают
из нержавеющей аустенитной стали. Основные
трубы для охлаждения реактора имеют внешний
диаметр приблизительно 900 мм и толщину стен-
ки 80 мм. Внутренние части активной зоны ядер-
ного реактора также выполнены из нержавеющей
аустенитной стали. Аккумулятор (диаметр 3,5 м,
высота 5,2 м, толщина стенки 90 мм) выполнен
из углеродистой, а парогенератор (диаметр 2,35 м,
толщина стенки 120 мм) — из низколегированной
стали.
Сварка оборудования из аустенитной стали.
Для применения ЭЛС необходимы точные иссле-
дования характеристик сварочного оборудования,
а также материалов, возможных дефектов шва и
свойств сварного соединения. При проведении ис-
пытаний использовали аустенитную нержавею-
щую сталь типа AISI 304 и AISI 316 с толщиной
© Й. Уратани, Д. Такано, М. Наяма, Й. Шимокусу, 2009 Рис. 1. Схема устройства водоводяного реактора АЭС
7/2009 35
пластины менее 80 мм. ЭЛС выполняли с по-
мощью оборудования мощностью 120 кВт.
Условия ЭЛС. Необходимые условия сварки
определяли для пластин из стали AISI 304 тол-
щиной b = 20, 50 и 80 мм при возрастающем
напряжении 60 кВ в горизонтальном положении.
Сварку проплавлением выполняли с постоянной
фокусной длиной (ФД) с различными токами пуч-
ка и скоростями сварки. Качество шва оценивали
с помощью радиографического метода и метал-
лографического анализа.
На рис. 2 представлены условия сварки, оп-
ределяющие количество подводимого тепла и ско-
рость сварки на единицу толщины пластины. При
увеличении толщины пластины соответствующий
диапазон условий сужается, а скорость падает.
Влияние вакуумного давления. При ЭЛС в сва-
рочной камере, как правило, используют давление
вакуума 6,7⋅10–2 Па. Тем не менее, электронная
пушка с дифференциальной накачивающей сис-
темой, используемая в данном испытании, может
применяться даже при давлении вакуума в сва-
рочной камере 6,7 Па. С экономической точки зре-
ния желательно использовать сварку с низким
вакуумом для снижения времени откачки вакуума
(при условии, что уровень вакуума не имеет ни-
какого влияния на характеристики проплавления
и качество шва). Для ЭЛС с локальной вакуумной
системой [1], как правило, используют низкий
вакуум 1,3...6,3 Па. Поскольку считается, что
вакуумное давление равное приблизительно
13 Па приведет к резкому изменению глубины
проплавления [2], соответственно были выполне-
ны исследования на свариваемость при колеблю-
щемся вакуумном давлении в сварочной камере
в диапазоне 6,7…1,3⋅10–2 Па. Макрострук-
тура металла соединений, выполненных в
горизонтальном положении при толщине 50
и 80 мм и с частичным проплавлением в
нижнем положении при толщине 50 мм
приведена на рис. 3. В каждом случае ваку-
умное давление ниже 6,7 Па позволило по-
лучить аналогичные результаты проплав-
ления. Проведено сравнение содержания га-
за в металле шва с содержанием газа в ос-
новном металле. При давлении в сварочной
камере в диапазоне 6,7…1,3⋅10–2 Па содер-
жание кислорода и азота в металле шва не
отличалось друг от друга и было ниже того
же содержания кислорода и азота в основ-
ном металле. Полученные результаты по-
казали, что вакуумное давление ниже 6,7
Па не влияет на формирование швов при
ЭЛС.
Склонность к появлению трещин. Для
предотвращения горячего растрескивания
при сварке аустенитных нержавеющих ста-
лей, как правило, используют металл шва
с содержанием феррита выше 5 % [3, 4].
Тем не менее, содержание феррита в ме-
талле шва при ЭЛС, при котором приса-
дочный материал, как правило, не добав-
ляется, зависит от химического состава ос-
новного металла. Для определения влияния
феррита на растрескивание сварных изде-
Рис. 2. Соотношение скорости сварки с количеством подво-
димого тепла для пластин различной толщины
Рис. 3. Влияние давления вакуума на форму валика
36 7/2009
лий, полученных ЭЛС, выполнили оценку ряда
сплавов. Поскольку содержание (P+S) также вли-
яет на склонность к горячему растрескиванию, в
материал, который подлежит оценке, включили
два уровня (P+S): 0,03 % (обычный материал) и
0,07 % (верхний предел стандарта). Уровень фер-
рита варьировался на пяти уровнях: 0; 1; 3; 5 и
8 %. Далее к двум видам материалов (AISI 304
и AISI 316) применяли 11 типов материалов с
уровнем феррита 0 % и содержанием (P+S), рав-
ным 0,45 %, для обеспечения в общем 22 типов
материалов для исследования. Форма пластины
для испытания показана на рис. 4. Для пластины
толщиной 20 мм (рис. 4, а) было выполнено ис-
пытание на растрескивание типа FISCO, для плас-
тины толщиной 80 мм — на щелевидное раст-
рескивание. Условия сварки приведены в табл. 1.
Для пластин толщиной 20 и 80 мм
оценку трещин выполняли на шести
и пяти образцах соответственно
(рис. 5). Для материала AISI 304 с
содержанием (P+S), равным 0,045 и
0,03 % трещины во всем диапазоне
содержания феррита от 0 до 8 %
не наблюдались. У сплавов с содер-
жанием (P+S) = 0,07 % горячие во-
лосяные трещины внутри металла
шва обнаруживали на пластинах
толщиной 20 мм при уровне фер-
рита ниже 1,1 %. На пластинах тол-
щиной 20 мм трещины в швах с со-
держанием (P+S) ниже 0,045 %, а
также 0,07 % и уровнем феррита
ниже 3,8 % не наблюдались. На
пластинах толщиной 80 мм трещин
также не наблюдалось. Такая раз-
ница в склонности к образованию
трещин между AISI 304 и AISI 316
связана со структурой кристалли-
зации, т. е. все материалы AISI 304,
у которых микроструктура металла
шва имеет первичные δ-кристаллы, имели в аус-
тенитной матрице ферритную составляющую, ко-
торая не влияет на конечный уровень феррита. В
то же время материалы AISI в основном имели
при кристаллизации аустенитную структуру при ко-
нечном содержании феррита ниже 2 % и феррит-
ную составляющую в структуре аустенитной мат-
рицы при конечном содержании феррита прибли-
зительно 4 %.
На рис. 6 приведены результаты испытания
на образование трещин в шве, наложенные на ди-
аграмму Моисио [5] для AISI 304 и AISI 316. В
отношении влияния на возникновение горячих
трещин уровня Crэкв/Niэкв, то оно является прак-
тически одинаковым для ЭЛС и дуговой сварки.
В то же время с точки зрения влияния содержания
Т а б л и ц а 1. Условия и параметры ЭЛС стали AISI 304 при оценке
трещиностойкости швов
Толщина
пластины,
мм
Положение сварки Ток пуч-
ка, мА
Скорость
сварки,
мм/мин
Ток фокуса, А
(ФД, мм) РР, мм
20 Горизонтальное 300 700 0,903 (220) 320
80 » » 500 200 0,755 (670) 470
80 Нижнее 350 550 0,750 (570) 450
Пр и м е ч а н и е . Ускоряющее напряжение 60 кВ, давление вакуума 133,3⋅10–2 Па.
Рис. 4. Схемы образцов для испытания швов на растрескивание
Рис. 5. Влияние содержания (P+S) и феррита в металле швов на склонность их к растрескиванию: а — сталь AISI 304; б —
AISI 316: 1 — (P+S) = 0,07 мас. %; 2 — 0,045; 3 — 0,03
7/2009 37
(P+S) на растрескивание швов следует заметить,
что ограничение (P+S) в металле шва для ЭЛС
менее жесткое, чем для дуговой сварки. Полагают,
что разница в склонности к образованию трещин
между ЭЛС и дуговой сваркой состоит в следу-
ющем. ЭЛС выполняют за один проход с двух-
мерным тепловым потоком соответственно нап-
ряжение, оказываемое на металл шва, небольшое.
Указанные выше результаты показали, что металл
шва, полученный ЭЛС, также требует ограниче-
ния содержания (P+S) или обеспечения необхо-
димого уровня феррита для предотвращения го-
рячего растрескивания, как и с дуговой сваркой.
При реальных условиях сварки более эффектив-
ным является контроль содержания (P+S).
Возникновение пористости. При ЭЛС высокое
содержание газа в основном металле приводит к
возникновению пористости внутри металла шва,
для предотвращения которой для стальных ма-
териалов необходимо ограничивать содержание
кислорода и азота приблизительно до 100 про-
милле или ниже. Нержавеющая аустенитная
сталь, как правило, содержит около 400 промилле
азота и приблизительно 75 промилле кислорода
в аустенитной структуре, что делает возможным
большую растворимость азота, чем для металла
с ферритной структурой. У стали AISI 304, ис-
пользованной для испытаний, содержание азота
варьировали в пределах 300, 600, 900 и 1200 про-
милле и кислорода 50, 75 и 100 промилле. Для
изучения влияния толщины пластины и положе-
ния сварки для горизонтальной сварки исполь-
зовали пластины толщиной 20, 50 и 80 мм, а для
сварки с частичным проплавлением в нижнем по-
ложении — пластину толщиной 80 мм (глубина
проплавления около 40 мм). Сварку выполняли
с проплавлением, используя условия, характерные
для каждой толщины пластины. Результаты ис-
пытания для стали AISI 304 приведены на рис. 7.
Содержание газа не приводит к возникновению
пористости при содержании азота ниже 1200 про-
милле и уровнях кислорода ниже 100 промилле
(для пластины толщиной 20 мм), при уровнях азо-
та ниже 900 промилле и уровнях кислорода ниже
50 промилле и уровне азота ниже 600 промилле,
уровне кислорода от 50 до 100 промилле (для
пластины толщиной 50 мм), уровне азота ниже
600 промилле и уровне кислорода ниже 100 про-
милле (для пластины толщиной 80 мм). Четкого
отличия в возникновении пористости при сварке
в горизонтальном (для пластины толщиной
50 мм) и нижнем положении не наблюдалось, хо-
тя последнее считается более благоприятным. Раз-
ница в содержании азота между основным ме-
таллом и металлом шва составила от 20 до 126
промилле, если содержание азота составляет от
300 до 600 промилле и от 216 до 336 промилле
при содержании азота в основном металле около
1200 промилле, что указывает на то, что чем боль-
ше содержание азота в основном металле, тем
больше раскисление. В то же время содержание
кислорода в металле шва снизилось до 23…49
промилле, что приблизительно в 2 раза ниже, чем
для основного металла (43…150 промилле). Как
упомянуто выше, содержание азота и кислорода
в металле шва было меньше, чем у основного
металла. Это предполагает, что азот и СО при-
водят к образованию пористости. Приведенные
выше результаты показывают, что в нержавеющей
аустенитной стали также необходимо контроли-
ровать содержание газа по отношению к толщине
пластины для предотвращения пористости.
Свойства сварных соединений, полученных
ЭЛС. Содержание таких элементов, как сера, уг-
лерод, фосфор, кремний, никель, хром и молибден
в основном металле и в металле шва отличается
незначительно. Что касается азота и кислорода,
их содержание было ниже для металла шва, чем
для основного металла. Наблюдалась тенденция
сокращения содержания марганца с внешней сто-
Рис. 6. Влияние Crэкв/Niэкв и (P+S) на склонность к горячему
растрескиванию металла швов при сварке стали AISI 304 ( )
и AISI 316 (Δ) (темные значки — наличие трещин): 1 —
критическая линия для ЭЛС; 2 — критическая по диаграмме
Моисио Рис. 7. Влияние газов на пористость металла швов
38 7/2009
роны. Относительно элементов, отличных от мар-
ганца, значительной разницы в их содержании в
толщине пластины не наблюдалось.
Прочность нержавеющей стали определяют по
химическому составу (особенно по содержанию
углерода и азота) и размеру зерна. В то же время
предполагают, что для металла шва, полученного
ЭЛС, содержание азота, в котором ниже по срав-
нению с основным металлом, коэффициент проч-
ности соединения будет ниже 1 в отношении ме-
талла шва, подверженного разрушению при ис-
пытании на растяжение сварного соединения.
Скорость охлаждения сварного соединения,
полученного ЭЛС и дуговой сваркой вольфрамо-
вым электродом в защитном газе практически
одинакова. Но способ ЭЛС однопроходный в от-
личие от многопроходной сварки вольфрамовым
электродом в защитном газе. Поэтому, с точки
зрения развития сенсибилизации металла в ЗТВ
ЭЛС лучше дуговой. На рис. 8 приведены ре-
зультаты сенсибилизирования, измеренного при
помощи электрохимического потенциокинетичес-
кого метода восстановления (ЭПКВ).
Применение. С 1983 г. нормами Министерства
международной торговли и промышленности
Японии утверждено применение ЭЛС к аустенит-
ной нержавеющей стали для ВВР АЭС для вспо-
могательных резервуаров, внутрикорпусных уст-
ройств колонковой трубы и устройств активной
зоны ядерного реактора с водой под давлением.
В настоящее время с помощью ЭЛС с большой
вакуумной камерой (приблизительно 300 м3, раз-
мером 6 7 8 м) было изготовлено около 700
комплектов вспомогательных резервуаров.
Углеродистая сталь. Условия ЭЛС. Соответс-
твующие условия однопроходной ЭЛС толстых
пластин определяют в следующей последователь-
ности: скорость сварки и количество подводимого
тепла qуд (ускоряющее напряжение ток пучка) вы-
бирают в зависимости от материала и толщины
пластины; ток пучка определяют в зависимости от
ускоряющего напряжения сварочного оборудова-
ния, определяют соответствующие значения рабо-
чего расстояния (РР), ФД и условий колебания.
При таких условиях необходимая скорость
сварки снижается при увеличении толщины плас-
тины. Наиболее важным параметром является со-
отношение между РР и ФД. Влияние колебаний
пучка зависит от характеристик пучка электрон-
но-лучевого оборудования и толщины пластины,
но в основном этот фактор важен для формиро-
вания и поддержания канала для введения пучка
при сварке. Принимая во внимание эти факторы
и их влияние, выполнено исследование условий
сварки для толщины пластины 20 и 100 мм. Ти-
пичные условия сварки приведены в табл. 2.
Склонность к образованию трещин. Выбрано
испытание на горячее растрескивание щелевого
типа. Склонность к образованию горячих трещин
в углеродистой стали зависит от содержания
(P+S), которое изменялось от 0,01 до 0,04 %. Кро-
ме того, учитывая влияние прочности на склон-
ность к образованию трещин, использовали ма-
териалы с разным содержание углерода. Резуль-
таты испытания на растрескивание приведены на
рис. 9. Трещины обнаружены только в угле-
родистой стали с содержанием (P+S) около 0,04 %
и содержанием углерода 0,27 %. Это были по-
перечные трещины, расположенные вдоль грани-
цы столбчатых кристаллов. В углеродистых ста-
лях с содержанием углерода более 0,16 % коли-
чество γ-фазы в первичных кристаллах увеличи-
вается благодаря перитектической реакции. Тем
не менее, растворимость фосфора и серы в γ-фазе
меньше, чем в δ-фазе. Существует мнение, что
горячее растрескивание появляется, если содер-
жание углерода становится больше, что и подт-
верждено полученными результатами. Опреде-
лено, что растрескивание можно предотвратить
с помощью контроля содержания (P + S) до
0,03 %, если содержание углерода составляет
0,35 % или менее.
Возникновение пористости. При ЭЛС в гори-
зонтальном положении поры, образовавшиеся в
расплавленном металле, тяжело вывести на по-
верхность, и они остаются в глубине материалов.
В качестве причины образования пористости рас-
сматривают состав газов, которые содержатся в
стали. Соответственно тенденцию к образованию
пористости изучали с помощью пластин (толщи-
ной 100 и 150 мм) с различными составами газа.
Для сварки пластины толщиной 150 мм приме-
няли ускоряющее напряжение 90 кВ (рис. 10). У
пластин толщиной 100 мм пористость не наблю-
далась, а у пластин толщиной 150 мм пористость
образовывалась у образцов для испытания с со-
Рис. 8. Влияние содержания углерода и способа сварки на
значение ЭПКВ металла ЗТВ стали AISI 304 (1, 2) и AISI 316
(3, 4) при сварке способом ТИГ (светлые значки) и ЭЛС
(темные значки)
7/2009 39
держанием азота 74 промилле или более. При
сравнении состава газа между основным металлом
и металлом шва обнаружено, что содержание азо-
та в металле шва снизилось от 0 до 24 промиле,
а кислорода от 4 до 19 промилле. При содержании
азота в основном металле 40 промилле или менее
содержание азота в металле шва было практи-
чески таким же, как в основном металле, а при
содержании более 40 промилле оно уменьшалось
в пропорции к содержанию азота. Составы газа
в спокойной стали, изготовленной в Японии, име-
ют 50 промилле или менее кислорода и 100 про-
милле или менее азота. В этом случае нет особой
необходимости контролировать составы газа для
пластин толщиной до 100 мм.
Механические свойства сварного соединения.
Очевидные проблемы в характеристиках растя-
жения и изгиба у сварных соединений толстой
пластины из углеродистой стали, полученного
ЭЛС, отсутствуют, но очень важным является
поддержание вязкости сварного соединения. При
ЭЛС толстой пластины необходимо большее ко-
личество подводимого тепла, в результате зерна
металла шва становятся крупнее, а вязкость
уменьшается. Во избежание падения вязкости
предпочтительно использовать сталь, специально
обработанную для предотвращения крупной зер-
нистости.
В табл. 3 приведены два вида стали, которые
использовались: сталь А — традиционный сталь-
ной материал и В — сталь, обработанная оксидом
титана. Толщина пластины составляла, как пра-
вило, 90 мм. Условия сварки соответствовали
данным табл. 2, за исключением того, что ток
пучка уменьшали в зависимости от толщины плас-
тины. Результаты испытания на удар по Шарпи
приведены на рис. 11. Сталь В демонстрирует хо-
рошие характеристики удара по Шарпи при более
243 К, в то время как для стали А характерны зна-
чительные колебания даже при 283 К и отсутствие
достаточной вязкости. Таким образом, при ЭЛС
очень толстых пластин из углеродистой стали не-
обходимо использовать специальным образом об-
работанные (например, оксидом титана) стальные
материалы для поддержания достаточной вязкости.
Применение. В ВВР АЭС оборудование изго-
товлено из углеродистой стали, наибольшим из ко-
торого является аккумулятор массой 52 т, изготов-
ленный из стали SA516 Gr70, диаметром 3,5 м, вы-
сотой 5,29 м и с толщиной стенки 90 мм. Осно-
вываясь на указанных выше результатах, была оп-
ределена спецификация стального материала. Из-за
ограничений оборудования для ЭЛС продольную
сварку выполняли в вертикальном нижнем, а коль-
цевую — в горизонтальном положении.
Сварка оборудования из низколегирован-
ной стали. При сварке пластинчатой заготовки
крупного сечения из низколегированной стали
вязкость металла шва ухудшается. Таким образом,
Рис. 9. Влияние содержания (P+S) на склонность к горячему
растрескиванию металла шва при сварке углеродистой стали
с различным содержанием углерода
Рис. 10. Влияние газов на пористость металла швов (условия:
углеродистая сталь, горизонтальное положение, сварка с
проплавлением): , — соответственно наличие и
отсутствие пористости для пластин толщиной 100 мм; , Δ
— 150
Т а б л и ц а 2. Типичные условия ЭЛС углеродистой
стали в горизонтальном положении
Толщи-
на, мм
Ток пучка,
мА
Скорость
сварки, мм/с ФД, мм Колебания
20 350 10 280 —
100 650 2,5 460
Х: 1 мм
Y: 0,5 мм
500 Гц
Пр и м е ч а н и е . Х — параллельно направлению сварки; Uуск =
= 60 кВ, РР = 320 мм.
40 7/2009
для того, чтобы использовать ЭЛС для заготовки
крупного сечения из низколегированной стали
важно повысить вязкость металла шва. В работе
[6] показано, что при ЭЛС для пластин толщиной
100 мм или менее можно сохранить желаемую
вязкость, однако для пластин 120 мм или более
вязкость при сварке понижается, поэтому ЭЛС
применять нельзя. Термообработку после сварки
(ТОПС) применяют к камерам давления. Извес-
тно, что ТОПС влияет на вязкость металла шва
низколегированной стали или стали с высоким
сопротивлением при растяжении [7, 8]. Кроме то-
го, структура металла шва изменяется в мартен-
сите, нижнем, а также верхнем бейните при
уменьшении скорости охлаждения шва. Нижняя
бейнитная структура имеет наибольшую, а вер-
хняя — наименьшую вязкость. Таким образом,
для улучшения вязкости скорость охлаждения
шва необходимо увеличить. Для пластин из низ-
колегированной стали толщиной 20 и 120 мм вы-
полнили испытания влияния скорости охлажде-
ния и условий ТОПС на вязкость металла шва,
а также металлографически исследовали меха-
низм изменения этих вязкостей.
Влияние условий ТОПС на энергию, поглощен-
ную при испытании по Шарпи. На рис. 12 при-
ведены результаты испытания на удар по Шарпи
стали SQV 2В (0,21 C–1,4 Mn–0,56 Ni–0,17 Cr–
0,45 Mo). ЭЛС выполнили на пластинах толщиной
90 мм, а затем применили ТОПС при 888 К и
14,4 кс. Испытание на удар по Шарпи было вы-
полнено с надрезами, расположенными в металле
шва, линии сплавления, ЗТВ и основном металле.
Энергия, поглощенная при испытании образцов
по Шарпи, имеет возрастающий порядок: ЗТВ,
основной металл, линия сплавления и металл шва.
Вязкость не понижается, особенно у линии сплав-
ления, которая является средним между значе-
ниями для металла шва и ЗТВ, которая имеет луч-
шую вязкость, чем основной металл. Одним из
важных требований для сварного соединения, вы-
полненного ЭЛС для стали SQV 2B, является сох-
ранение вязкости металла шва. После получения
сварных соединений с помощью ЭЛС и приме-
нения определенной ТОПС со средних участков
пластины было вырезано 15 заготовок для испы-
тания на удар по Шарпи. Затем для получения
температуры перехода к разрушению было вы-
полнено испытание на удар по Шарпи при пяти
температурных уровнях. На рис. 13 показана вза-
имосвязь между температурой перехода к разру-
шению и параметром отпуска при испытании на
удар по Шарпи. На рис. 14 показана температура
перехода к разрушению, установленная с учетом
скорости охлаждения при ЭЛС. Скорость охлаж-
дения при ЭЛС имеет большое влияние на энер-
гию, поглощенную при испытании по Шарпи —
чем больше скорость охлаждения, тем лучше вяз-
кость. Температура перехода к разрушению при
испытании на удар по Шарпи после оптимальной
ТОПС составляет приблизительно 133 К для
пластин толщиной 20 мм (ширина валика около
3 мм и время охлаждения при температуре от
1073 до 773 К составляет около 10 с). Для плас-
тин толщиной 120 мм и соответствующем коли-
Рис. 11. Энергия, поглощенная при испытании образцов из
стали SA 516 Cr 70 по Шарпи для различных температур
испытания традиционной выплавки (тип А, 1) и сталей, обра-
ботанных оксидом титана (тип В, 2) (условия ТОПС: для
стали А — 868 К; 14400 с; В — 888 К; 10800 с)
Та б л и ц а 3. Химические составы и механические свойс-
тва стали SA516 Gr70
Тип
Химический состав, мас. % Механические свойства
C Si Mn P S σт,МПа
σв,МПа δ, %
А 0,16 0,26 1,19 0,005 0,001 422 569 30
В 0,12 0,23 1,15 0,004 0,003 353 490 36
Рис. 12. Энергия, поглощенная при испытании образцов по
Шарпи стали SQV 2B (условия: b = 90 мм; расположение —
1/2b; ТОПС — 888 К; 14,4 кс): 1 — металл ЗТВ; 2 — основной
металл; 3 — соединение; 4 — металл шва
7/2009 41
честве тепла, подводимого ко шву, она составляет
228 К (ширина валика около 4 мм, время охлаж-
дения при температуре от 1073 до 773 К состав-
ляет 20 с). Для пластин толщиной 120 мм и более
чем подходящим количеством тепла — 253 К
(ширина валика около 6 мм, время охлаждения
при температуре от 1073 до 773 К около 40 с).
Это показывает, что при более высоком теплов-
ложении и соответственно более низкой скорости
охлаждения шва вязкость значительно снижается.
Более того, в состоянии непосредственно после
сварки температуры перехода к разрушению на-
ходятся в порядке возрастания скорости охлаж-
дения, т. е. 173, 313 и 338 К. Значения вязкости
стали непосредственно после сварки ниже зна-
чений вязкости при использовании ТОПС, но в
то же время влияние скорости охлаждения оче-
видно. ТОПС улучшает вязкость, однако, чем вы-
ше параметр отпуска, тем ниже вязкость. Для по-
лучения хорошей вязкости существует оптималь-
ный диапазон параметров отпуска. При всех изу-
ченных условиях скорости охлаждения шва вяз-
кость улучшилась вплоть до параметра отпуска,
равного 19. Затем с дальнейшим увеличением
параметра отпуска, вязкость понижается. Кроме
того, даже при более низкой скорости охлаждения
для пластин толщиной 120 мм вязкость значи-
тельно улучшается при помощи ТОПС по срав-
нению с состояниями непосредственно после
сварки. Таким образом, скорость охлаждения при
сварке и условия ТОПС имеют значительное вли-
яние на вязкость сварного соединения из стали
SQV 2B, полученного с помощью ЭЛС. В зави-
симости от мощности электронной пушки мак-
симальное проплавление для стали составляет
приблизительно 100 мм для пушки мощностью
30 кВт и приблизительно 300 мм для пушки мощ-
ностью 100 кВт. При сварке с одной и той же
пушкой количество подводимого тепла во время
сварки слегка возрастает с увеличением толщины
пластины, но резко увеличивается при дости-
жении предела толщины пластины. Для снижения
количества подводимого тепла необходимо учи-
тывать толщину используемой пластины.
Металлографическое исследование струк-
тур металла шва, выполненного ЭЛС. По ре-
зультатам испытания образцов на удар видно, что
изменение энергии, поглощенной при испытании
по Шарпи, зависит от условий ТОПС. Поэтому
было выполнено металлографическое исследова-
ние для изучения этих условий, т. е. в состоянии
непосредственно после сварки параметр отпуска
18,8 — ключевое условие для пиковой вязкости,
а 19,7 — для низкой вязкости. Результаты наб-
людения микроструктуры, полученные на раст-
ровом электронном микроскопе, показаны на
рис. 15, 16. Структурами состояния после сварки
являются нижний бейнит для стальных пластин
толщиной 20 мм и верхний бейнит для стальных
пластин толщиной 120 мм как при наиболее
оптимальных условиях сварки, так и при более
высоких (по количеству подводимого тепла).
Микроструктуры металла швов являются одно-
родными, а зерна первичного аустенита становят-
ся меньше при уменьшении количества подво-
димого тепла. На микрофотоснимках видно, что
вследствие ТОПС появляются прерывистые чер-
ные линии, которые четко видно в ячеистом ден-
дрите при затвердевании, поскольку параметр от-
пуска становится больше. По результатам прос-
вечивающей электронной микроскопии (ПЭМ)
эти черные линии являются осажденными кар-
бидами. При большем количестве подводимого
тепла такое осаждение начинается при меньшем
параметре отпуска. Карбиды осаждаются вдоль
границ ячеистого дендрита в большом количестве.
На рис. 17 показаны результаты ПЭМ наблюдения
Рис. 13. Влияние параметра отпуска на температуру перехода
к разрушению металла шва Tп (условия: сталь SQV2B,
расположение — 1/2b; положение надреза — металл шва; 1,
2 — b = 120 мм соответственно высокое и нормальное
тепловложение; 3 — b = 20 мм)
Рис. 14. Влияние расчетного времени охлаждения Δt8/5 на
температуру перехода к разрушению металла шва Tп
(условия: сталь SQV 2B, расположение — 1/2b; положение
надреза — металл шва): 1 — непосредственно после сварки;
2–5 — параметры отпуска соответственно 17,7 (2); 18,2 (3);
18,8 (4); 19,7 (6)
42 7/2009
с тонкой фольгой. Согласно наблюдениям при по-
мощи оптического микроскопа разница в микрос-
труктуре из-за разницы в ТОПС отсутствует, за
исключением осаждения карбида. Тем не менее
присутствует значительная разница в наблюдении
ПЭМ с тонкой фольгой. Таким образом, состояние
непосредственно после сварки — это состояние,
когда рейки имеют очень высокую плотность, а
ТОПС приводит к восстановленному состоянию.
Полное восстановление достигается при парамет-
ре отпуска 18,8. Узкие субзерна, соединенные кар-
бидами, являются однородными. Первоначальная
реечная структура остается, а плотность дисло-
кации становится меньше, чем для состояния не-
посредственно после сварки, однако дислокация
в субзернах все еще присутствует. Если параметр
отпуска становится 19,7, можно наблюдать даль-
нейшие изменения. На этом этапе появляется не
только восстановление, но и первоначальная ста-
дия рекристаллизации. Субструктура становится
неоднородной из-за комбинации восстановленных
субзерен. На рис. 18 показана картина изменения
состояния осаждения карбида под влиянием
ТОПС. Непосредственно после сварки однородно
распределенные мелкие карбиды оседают у гра-
ниц субзерна в результате отпуска. При продол-
Рис. 15. Микроструктура металла шва, 250
Рис. 16. Фрактографическая картина излома металла шва
7/2009 43
жении отпуска большее количество карбидов
осаждается на границах субзерна и таким образом
карбид исчезает из соседних областей. Затем в этих
областях происходит рекристаллизация. Таким об-
разом, в состоянии после сварки плотность дисло-
кации и прочность высокие, а вязкость, следова-
тельно, низкая. Однако вследствие ТОПС субзерна
восстанавливаются и вязкость увеличивается. В то
же время, если параметр отпуска становится боль-
ше, осаждение карбидов продолжается, начинают
также рекристаллизироваться субзерна для созда-
ния областей, которые не содержат карбид. Это
приводит к снижению вязкости.
Применение. Локальную вакуумную ЭЛС при-
меняют к кольцевым соединениям большой мо-
дели сосуда давления, изготовленной из стальной
пластины SQV 2B с внешним диаметром около
2350 мм, толщиной 120 мм и высотой 1000 мм.
Было показано, что этот метод можно использо-
вать для практического применения и что проб-
лемы в эксплуатации полученного сварного со-
единения отсутствуют [9].
В заключение можно отметить, что на основе
результатов, описанных выше, применение ЭЛС
при изготовлении парогенератора для ВВР АЭС
было успешно реализовано.
1. Takano G. et al. Practical application of local vacuum elect-
ron beam welding technology // Mitsubishi Technical Revi-
ew. — 1983. — 20, № 1.
2. Hashimoto, Matsuda, Ohashi, Irie. Experiments on soft-va-
cuum electron beam welding // J. Jap. Weld. Soc. — 1969.
— 38, № 10.
3. Hull F. C. // Welding J. — 1976. — 46. — P. 399–408.
4 Brooks J. A., Thompson A. W., Williams J. C. A Fundamen-
tal study of the beneficial effects of delta ferrite in reducing
weld cracking // Ibid. — 1984. — 63. — P. 71–83.
5. Takalo T., Suutala N., Moisio T. // Metallurgical Transacti-
ons A. — 1979. — 10. — P. 1173–1181.
6. Bonnin P. et al. Soudage par Faisceau D’electrons de L’acier
a 533 Gr B Classe 1 en Forte Epaisseur. — 1983, 3 eme
C.I.S.F.F.E.L. — S. 419–426.
7. Kikuta Y. et al. Microstructure and toughness of high
strength weld metals // J. Jap. Weld. Soc. — 1981. — 50,
№ 1. — P. 19–28.
8. Katsumata M. et al. Change in mechanical properties with
stress relief annealing in pressure vessel steels // Iron and
Steel. — 1989. — 75, № 2. — P. 149–156.
9. Yamamoto M., Nayama M., Kuri S. et al. Study on electron
beam welding with local vacuum for low alloy steel // Wel-
ding in the World. — 1993. — 31, № 1. — P. 41–48.
Nuclear power generation becomes an increasingly important part of power supply in terms of future energy resources and
prevention of global warming. The guarantee of safety at nuclear power stations is a very important condition. The process
of manufacture of the equipment related to a nuclear power station was upgraded in order to improve reliability. One of
the most suitable joining technologies is electron beam welding. Peculiarities of application of electron beam welding for
water-water reactors (WWR) at the nuclear power stations are described.
Поступила в редакцию 10.03.2009
Рис. 17. Микроструктура (ПЭМ), полученная при помощи
тонкой фольги
Рис. 18. Особенности распределения карбидов в соответствии
с ТОПС
44 7/2009
|